復(fù)合材料舵與鋼質(zhì)舵振動(dòng)特性對(duì)比試驗(yàn)研究

王永歷，李華東，梅志遠(yuǎn)

(海軍工程大學(xué) 艦船工程系，湖北 武漢 430033)

復(fù)合材料舵與鋼質(zhì)舵振動(dòng)特性對(duì)比試驗(yàn)研究

王永歷，李華東，梅志遠(yuǎn)

(海軍工程大學(xué) 艦船工程系，湖北 武漢 430033)

對(duì)復(fù)合材料舵和傳統(tǒng)鋼質(zhì)舵的振動(dòng)特性進(jìn)行試驗(yàn)研究和對(duì)比分析。通過(guò)設(shè)計(jì)相關(guān)試驗(yàn)?zāi)Ｐ停瑢?duì)復(fù)合材料舵和鋼質(zhì)舵的前三階固有振動(dòng)模態(tài)及10 Hz～1 kHz頻段內(nèi)結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行測(cè)試，并對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。研究結(jié)果表明：復(fù)合材料舵與鋼質(zhì)舵的模態(tài)振型基本相同，但復(fù)合材料舵所對(duì)應(yīng)的固有頻率高于鋼質(zhì)舵；同時(shí)，在白噪聲激勵(lì)載荷作用下，10 Hz～1 kHz頻段內(nèi)，復(fù)合材料舵整體加速度總級(jí)較鋼質(zhì)舵降低可達(dá)15 dB，且復(fù)合材料舵在局部殼板振動(dòng)抑制方面明顯優(yōu)于鋼質(zhì)舵。本文研究將為復(fù)合材料舵的優(yōu)化設(shè)計(jì)和工程應(yīng)用提供參考和指導(dǎo)。

復(fù)合材料舵；鋼質(zhì)舵；固有頻率；振動(dòng)響應(yīng)

0 引 言

舵葉結(jié)構(gòu)是近似平板的鋼結(jié)構(gòu)，也是艦船重要的操縱面。舵葉在湍流激勵(lì)下會(huì)引起強(qiáng)烈的顫振向外輻射噪聲[1]，因此降低舵的動(dòng)響應(yīng)非常重要。復(fù)合材料與鋼材料相比，具有較大的結(jié)構(gòu)阻尼，可使結(jié)構(gòu)振動(dòng)水平大大降低[2]；同時(shí)，復(fù)合材料還具有降低磁信號(hào)等優(yōu)點(diǎn)，因此，利用纖維增強(qiáng)樹(shù)脂基復(fù)合材料與浮力芯材組成的復(fù)合結(jié)構(gòu)代替鋼質(zhì)殼板舵，可實(shí)現(xiàn)降低舵體振動(dòng)噪聲和提高聲隱身能力的目的[3–6]。目前國(guó)內(nèi)對(duì)復(fù)合材料舵的研究多處于起步階段，有關(guān)復(fù)合材料舵振動(dòng)特性方面的研究相對(duì)較少：朱錫[7]從力學(xué)及聲學(xué)理論方向?qū)?fù)合材料舵的設(shè)計(jì)做出了指導(dǎo)；劉昕[8]利用MSC/Nastran有限元仿真對(duì)復(fù)合材料舵的振動(dòng)特性進(jìn)行了分析。可以看出，目前國(guó)內(nèi)針對(duì)復(fù)合材料舵的研究均處于理論和仿真分析階段，還未見(jiàn)有對(duì)復(fù)合材料舵振動(dòng)特性試驗(yàn)研究的報(bào)道。

為了研究復(fù)合材料舵與鋼質(zhì)舵振動(dòng)特性的差異，本文通過(guò)設(shè)計(jì)相關(guān)試驗(yàn)?zāi)Ｐ停瑢?duì)復(fù)合材料舵和鋼質(zhì)舵的固有振動(dòng)模態(tài)及10 Hz～1 kHz頻段內(nèi)結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行測(cè)試，并對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。

1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ团c試驗(yàn)方案

為對(duì)比復(fù)合材料舵和鋼質(zhì)舵固有振動(dòng)特性的差異，評(píng)價(jià)復(fù)合材料舵和鋼質(zhì)舵平均加速度振級(jí)，制作復(fù)合材料舵和鋼質(zhì)舵的縮比模型。通過(guò)單點(diǎn)激勵(lì)、多點(diǎn)拾振的激振試驗(yàn)，測(cè)試了復(fù)合材料舵和鋼質(zhì)舵的振動(dòng)加速度響應(yīng)，并根據(jù)測(cè)試數(shù)據(jù)對(duì)兩舵的固有振動(dòng)特性和10 Hz～1 kHz白噪聲激勵(lì)載荷作用下的振動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行對(duì)比分析。

1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ团c測(cè)點(diǎn)布置

制作完備的鋼質(zhì)舵和復(fù)合材料舵模型如圖1所示，其中鋼質(zhì)舵內(nèi)部采用常規(guī)板架結(jié)構(gòu)，復(fù)合材料舵主要結(jié)構(gòu)由鋼舵軸、骨架、浮力填充芯材以及表層復(fù)合材料蒙皮等部件組成。模型的基本尺寸為（長(zhǎng)度×寬度×厚度）：1 296 mm×960 mm×173 mm，模型質(zhì)量為：鋼質(zhì)舵質(zhì)量138 kg，復(fù)合材料舵質(zhì)量126 kg，復(fù)合材料舵比鋼質(zhì)舵減重8.7%。在此前做的舵模型剛度特性試驗(yàn)中已得知，復(fù)合材料舵與鋼質(zhì)舵的整體彎曲剛度基本相當(dāng)，復(fù)合材料舵局部抗扭剛度比鋼質(zhì)舵略小，整體抗扭剛度比鋼質(zhì)樣舵略大。

為了測(cè)得復(fù)合材料舵縮比模型和鋼質(zhì)舵縮比模型的模態(tài)參數(shù)尤其是低頻段的整體模態(tài)，其測(cè)點(diǎn)應(yīng)布置在縱橫骨架的交匯處和自由邊處，激振點(diǎn)應(yīng)避開(kāi)模態(tài)節(jié)點(diǎn)位置或剛度較小的蒙皮區(qū)。鋼質(zhì)舵和復(fù)合材料舵的測(cè)點(diǎn)和激振點(diǎn)具體位置如圖2所示。

為了能夠反映舵的平均加速度振級(jí)，頻響試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)應(yīng)選取典型的位置，從有限元仿真分析看，整舵在自由端和隨邊遠(yuǎn)離舵軸端的動(dòng)響應(yīng)較大，在舵軸區(qū)域較小，隨邊端局部板格在高頻段振動(dòng)明顯，而導(dǎo)邊端不明顯。激勵(lì)點(diǎn)的位置選取應(yīng)避開(kāi)模態(tài)振型節(jié)點(diǎn)和結(jié)構(gòu)對(duì)稱處，并應(yīng)盡量選擇自由端的位置。在圖2模態(tài)試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)的基礎(chǔ)上新增如圖3所示測(cè)點(diǎn)，激振點(diǎn)與模態(tài)試驗(yàn)保持一致。

1.2 試驗(yàn)儀器

測(cè)試系統(tǒng)包括信號(hào)發(fā)生器、功率放大器、數(shù)據(jù)采集器、加速度傳感器、力傳感器、采集計(jì)算機(jī)等，測(cè)試系統(tǒng)構(gòu)成如圖4所示。其中激振器型號(hào)為JZT-50，信號(hào)發(fā)生器型號(hào)為T(mén)S1639A，功率放大器TS5878，數(shù)據(jù)采集器DH5908。

1.3 工裝及模型的安裝

根據(jù)GB/T 11349.2-2006/ISO 7626-2：1990標(biāo)準(zhǔn)的要求，激振器采用彈性吊裝方式，并通過(guò)激勵(lì)桿與舵體剛性連接，力傳感器置于頂桿下方。試驗(yàn)工裝和模型安裝如圖5所示，舵體安裝工裝應(yīng)保持足夠剛度，且固有頻率與舵體錯(cuò)開(kāi)，以減小固定工裝對(duì)舵體動(dòng)態(tài)響應(yīng)的測(cè)試影響。

2 固有振動(dòng)特性分析

白噪聲是理想的較寬頻帶能量均勻分布的動(dòng)態(tài)激勵(lì)信號(hào)，理論上包含所有的頻率分量，利用白噪聲信號(hào)對(duì)舵結(jié)構(gòu)進(jìn)行激勵(lì)可以實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)的固有頻率分析[9]。而試驗(yàn)數(shù)據(jù)的參數(shù)識(shí)別采用測(cè)力法Polylscf[10]，Polylscf是國(guó)際最新發(fā)展并廣泛應(yīng)用的基于傳遞函數(shù)的模態(tài)分析方法，能夠得到非常清晰的穩(wěn)態(tài)圖，并且密集空間可以被分離出來(lái)，尤其在模態(tài)較密集的系統(tǒng)（動(dòng)力總成系統(tǒng)），或者FRF數(shù)據(jù)受到嚴(yán)重噪聲污染的情況下仍可以建立清晰的穩(wěn)態(tài)圖，識(shí)別出高度密集的模態(tài)，對(duì)每一個(gè)模態(tài)的頻率、阻尼和振型都有很好的識(shí)別精度。本文采用白噪聲激勵(lì)方法和Polylscf參數(shù)識(shí)別法對(duì)舵的固有振動(dòng)特性進(jìn)行分析。

2.1 鋼質(zhì)舵與復(fù)合材料舵的模態(tài)分析

通過(guò)對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)Polylscf參數(shù)識(shí)別，得到鋼質(zhì)舵與復(fù)合材料舵前3（4）階的振型，并加以分析：

1）鋼質(zhì)舵的模態(tài)分析

1階振型表現(xiàn)為舵結(jié)構(gòu)尾端的垂向運(yùn)動(dòng)（1階彎曲運(yùn)動(dòng)），振型如圖6（a）所示；2階振型表現(xiàn)為舵結(jié)構(gòu)繞舵軸線扭轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)（1階扭轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)），運(yùn)動(dòng)幅值以舵面導(dǎo)邊上端最大，振型如圖6（b）所示；3階振型表現(xiàn)為導(dǎo)邊兩端、隨邊兩端垂直于舵面方向的振動(dòng)，振型如圖6（c）所示。

2）復(fù)合材料舵的模態(tài)分析

1階振型表現(xiàn)為舵結(jié)構(gòu)尾端的垂向運(yùn)動(dòng)（1階彎曲運(yùn)動(dòng)），振型如圖7（a）所示；2階振型表現(xiàn)為舵結(jié)構(gòu)繞舵軸線扭轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)（1階扭轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)），運(yùn)動(dòng)幅值以舵面導(dǎo)邊上端最大，振型如圖7（b）所示；3階振型表現(xiàn)為隨邊兩端垂直于舵面方向的振動(dòng)，振型如圖7（c）所示；4階振型表現(xiàn)為隨邊兩端、隨邊兩端垂直于舵面方向的振動(dòng)，振動(dòng)相位及振型如圖7（d）所示。

2.2 鋼質(zhì)舵與復(fù)合材料舵模態(tài)對(duì)比分析

通過(guò)上述模態(tài)分析結(jié)果，除復(fù)合材料舵第3階振型為其獨(dú)有，其余振型鋼質(zhì)舵與復(fù)合材料舵均基本相同。鋼質(zhì)舵與復(fù)合材料舵對(duì)應(yīng)的振型固有頻率和模態(tài)阻尼比對(duì)比如表1所示。

表 1 鋼質(zhì)舵與復(fù)合材料舵對(duì)應(yīng)振型固有頻率和模態(tài)阻尼比對(duì)比Tab. 1 Steel rudder and composite rudder’s comparison of inherent frequency and modal damping ratio

從表中可以明顯看出，在對(duì)應(yīng)的振型中（其中鋼質(zhì)舵的3階振型對(duì)應(yīng)復(fù)合材料舵的4階振型），復(fù)合材料舵的固有頻率均高于鋼質(zhì)舵，且其模態(tài)阻尼比也大于鋼質(zhì)舵。故此結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的復(fù)合材料舵可以有效提高鋼質(zhì)舵中相應(yīng)振型的固有頻率，并增加模態(tài)阻尼比。

3 振動(dòng)響應(yīng)對(duì)比分析

3.1 平均加速度振級(jí)理論基礎(chǔ)

為了得到舵各結(jié)構(gòu)的平均加速度振級(jí)，首先將正弦掃頻激振試驗(yàn)所測(cè)得的加速度時(shí)域信號(hào)進(jìn)行平滑和零線調(diào)整處理，并進(jìn)行10 Hz～1 kHz的帶通濾波處理，最后以力傳感器通道信號(hào)為輸入信號(hào)進(jìn)行頻響函數(shù)處理，采樣頻率選取截止頻率的2.56倍即2.56 k，F(xiàn)FT點(diǎn)數(shù)16 384。

接下來(lái)要計(jì)算的是每個(gè)頻率點(diǎn)的平均加速度級(jí)和結(jié)構(gòu)總體的平均加速度級(jí)。

1）計(jì)算每個(gè)頻率點(diǎn)的平均加速度級(jí)

2）計(jì)算結(jié)構(gòu)平均加速度級(jí)

首先，計(jì)算測(cè)點(diǎn)i的加速度振動(dòng)總級(jí)為：

式中m為測(cè)試10 Hz～1 kHz頻段內(nèi)頻率點(diǎn)數(shù)目，進(jìn)而由下式計(jì)算各測(cè)點(diǎn)平均，得到結(jié)構(gòu)平均加速度級(jí)：

3.2 鋼質(zhì)舵和復(fù)合材料舵加速度總級(jí)對(duì)比

根據(jù)上述計(jì)算公式，對(duì)試驗(yàn)輸出的10 Hz～1 kHz頻段內(nèi)加速度時(shí)域信號(hào)進(jìn)行式（2）、式（3）的處理，所得鋼質(zhì)舵與復(fù)合材料舵的結(jié)構(gòu)加速度級(jí)對(duì)比如表2所示。

表 2 鋼質(zhì)舵與復(fù)合材料舵各部分平均加速度級(jí)Tab. 2 Steel rudder and composite rudder’s average acceleration level

可以看出在10 Hz～1 kHz頻段內(nèi)，復(fù)合材料舵各結(jié)構(gòu)的平均加速度級(jí)明顯小于鋼質(zhì)舵，其加速度總級(jí)比鋼質(zhì)舵有顯著地降低，達(dá)到15 dB。

3.3 鋼質(zhì)舵和復(fù)合材料舵的加速度級(jí)曲線分析：

對(duì)試驗(yàn)輸出的10 Hz～1 kHz頻段內(nèi)加速度時(shí)域信號(hào)進(jìn)行式（1）的處理，可以得到復(fù)合材料舵與鋼質(zhì)舵在頻域上的平均加速度級(jí)曲線，通過(guò)對(duì)兩舵及其各個(gè)結(jié)構(gòu)平均加速度級(jí)曲線的分析，可以得出以下結(jié)論：

在300 Hz前，復(fù)合材料舵與鋼質(zhì)舵的加速度級(jí)曲線峰值點(diǎn)相近，鋼質(zhì)舵加速度級(jí)曲線峰值略大于復(fù)合材料舵，而300 Hz后，復(fù)合材料舵的加速度級(jí)顯著低于鋼質(zhì)舵，尤其在500 Hz～750 Hz頻段內(nèi)，復(fù)合材料舵的加速度級(jí)曲線出現(xiàn)低谷，如圖8（a）所示；在400 Hz前，鋼質(zhì)舵的板架與板格加速度級(jí)曲線大致相同，而400 Hz后，板架的加速度級(jí)明顯低于板格，并在900 Hz左右點(diǎn)上出現(xiàn)交錯(cuò)現(xiàn)象，如圖8（b）所示；在300 Hz前，復(fù)合材料舵的板架的加速度級(jí)低于板格，而300 Hz后，板格的加速度級(jí)開(kāi)始略大于板架，并于500 Hz后逐漸拉開(kāi)差距，如圖8（c）所示。

從以上現(xiàn)象可以看出，復(fù)合材料舵在高頻段對(duì)振動(dòng)的抑制效果要強(qiáng)于鋼質(zhì)舵；鋼質(zhì)舵與復(fù)合材料舵的板架與板格的局部加速度級(jí)曲線呈交錯(cuò)的狀態(tài)，說(shuō)明在不同頻段內(nèi)，板架與板格對(duì)舵的加速度總級(jí)的貢獻(xiàn)量不同；同時(shí)，在仿真計(jì)算中鋼質(zhì)舵高頻段的振型主要表現(xiàn)為板格的局部振動(dòng)，試驗(yàn)的加速度級(jí)曲線中，板架的加速度級(jí)明顯低于板格也驗(yàn)證了這一現(xiàn)象，而復(fù)合材料舵在高頻段板架的加速度級(jí)高于板格，說(shuō)明復(fù)合材料舵在抑制板格振動(dòng)方面有很好的效果。

4 結(jié) 語(yǔ)

本文通過(guò)設(shè)計(jì)相關(guān)試驗(yàn)?zāi)Ｐ停瑢?duì)復(fù)合材料舵和鋼質(zhì)舵的前3（4）階固有振動(dòng)模態(tài)及10 Hz～1 kHz頻段內(nèi)結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行了測(cè)試，并對(duì)兩型舵的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析，可以得出下面幾個(gè)結(jié)論：

1）在質(zhì)量、靜剛度大致相同的情況下，復(fù)合材料在動(dòng)響應(yīng)方面要優(yōu)于鋼質(zhì)舵；

2）復(fù)合材料舵和鋼質(zhì)舵的前3（4）階內(nèi)對(duì)應(yīng)的固有振動(dòng)模態(tài)中，復(fù)合材料舵的固有頻率均高于鋼質(zhì)舵，其阻尼比也大于鋼質(zhì)舵，可以有效降低復(fù)合材料舵的動(dòng)態(tài)響應(yīng)；

3）復(fù)合材料舵在高頻段對(duì)振動(dòng)的抑制效果要強(qiáng)于鋼質(zhì)舵；同時(shí)，復(fù)合材料舵在抑制板格振動(dòng)方面有很好的效果。

[ 1 ]張效慈, 司馬燦, 吳有生. 潛艇舵低速顫振現(xiàn)象及其預(yù)報(bào)[J].船舶力學(xué), 2001, 5(1): 70–72. ZHANG Xiao-ci, SIMA Can, WU You-sheng. Low-speed flutter phenomenon of submarine rudder and its prediction[J]. Journal of Ship Mechanics, 2001, 5(1): 70–72.

[ 2 ]羅忠, 楊坤, 梅志遠(yuǎn). 纖維增強(qiáng)復(fù)合材料動(dòng)力學(xué)固有特性及阻尼特性分析[J]. 材料導(dǎo)報(bào), 2013, 27(21): 126–132. LUO Zhong, YANG Kun, MEI Zhi-yuan. The analysis of the dynamic natural characteristics and damping of the GFRP laminate composite[J]. Materials Review, 2013, 27(21): 126–132.

[ 3 ]BREBU MIHAI, BHASKAR THALLADA, MURAI KAZUYA, et al. Thermal degradation of PE and PS mixed with ABS-Br and debromination of pyrolysis oil by Fe-and Cabased catalysts [J]. Polym Degrad Stab, 2004, 84(1): 459.

[ 4 ]ZHOU Li-min, WANG Yi-ping, HUANG Qun-wu, et al. Thermal gravimetric characteristics and kinetic of plastic ang biomass blend co-pyrolysis [J]. Fuel Process Techno, 2006, 87: 963.

[ 5 ]朱錫, 石勇, 梅志遠(yuǎn). 夾芯復(fù)合材料在潛艇聲隱身結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用及其相關(guān)技術(shù)研究[J]. 中國(guó)艦船研究, 2007, 2(3): 34–39. ZHU Xi, SHI Yong, MEI Zhi-yuan. Vibration characteristics analysis of sandwich composite acoustic stealth rudder[J]. Chinese Journal of Ship Research, 2007, 2(3): 34–39.

[ 6 ]楊坤, 梅志遠(yuǎn), 李華東. 粘彈性復(fù)合材料夾芯板穩(wěn)態(tài)響應(yīng)分析[J].振動(dòng)與沖擊, 2013, 23(7): 88–92. YANG Kun, MEI Zhi-yuan, LI Hua-dong. Steady response analysis for a composite sandwich plate with viscoelastic core layer based on Kelvin model[J]. Journal of Vibration and Shock, 2013, 23(7): 88–92.

[ 7 ]朱錫,石勇,李永清, 等. 夾層復(fù)合材料舵結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與聲隱身性能的研究[J].武漢理工大學(xué)學(xué)報(bào), 2008, 30(9): 36–39. ZHU Xi, SHI Yong, LI Yong-qing. Structure design and sound stealth property test on sandwich composites rudder[J]. Journal of Wuhan University of Technology, 2008, 30(9): 36–39.

[ 8 ]劉昕, 朱錫, 梅志遠(yuǎn), 等. 隱身夾芯復(fù)合材料舵振動(dòng)特性研究[J]. 船海工程. 2009, 38(6): 176–179. LIU Xin, ZHU Xi, MEI Zhi-yuan, et al. Vibration characteristics analysis of sandwich composite acoustic stealth rudder[J]. Ship & Ocean Engineering, 2009, 38(6): 176–179.

[ 9 ]曹沖鋒, 楊世錫, 楊將新. 基于白噪聲統(tǒng)計(jì)特性的振動(dòng)模式提取方法[J].機(jī)械工程學(xué)報(bào), 2010, 46(3): 65–70. CAO Chong-feng, YANG Shi-xi, YANG Jiang-xin. Vibration mode extraction method based on the characteristics of white noise[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2010, 46(3): 65–70.

[10]孫鑫暉. 頻域模態(tài)參數(shù)識(shí)別研究及其軟件實(shí)現(xiàn)[D]. 南京:南京航空航天大學(xué), 2010.

Contrast test research of steel rudder and composite rudder’s vibration property

WANG Yong-li, LI Hua-dong, MEI Zhi-yuan
(Department of Naval Architecture Engineering, Naval University of Engineering, Wuhan 430033, China)

The experiment research and comparative analysis of vibration characters of composite rudder and traditional steel rudder have been conducted in this paper. By designing related test model, Tests of steel rudder and composite rudder’s first three rank mode of vibration and dynamic response of structure in the 10 Hz ～ 1 000 Hz frequency band have been conducted and the results have been compared and analyzed. The results show that: steel rudder are basically the same with composite rudder’s modes of vibration, while composite rudder’s inherent frequency is higher than steel rudder’s inherent frequency. Meanwhile, acceleration level of composite rudder reduce 15 dB than steel rudder in the 10 Hz ～ 1 000 Hz frequency band under the stimulus of the white noise, and restraining vibration of composite rudder is more effectual than steel rudder in part structural shell.

composite rudder；steel rudder；inherent frequency；vibration response

TB21

A

1672 – 7649(2017)08 – 0036 – 05

10.3404/j.issn.1672 – 7649.2017.08.008

2016 – 05 – 30；

2016 – 08 – 24

國(guó)家自然科學(xué)基金面上資助項(xiàng)目(51479205)

王永歷(1991 – )，男，碩士研究生，研究方向?yàn)榻Y(jié)構(gòu)強(qiáng)度與振動(dòng)。