一種低旁瓣圓形活塞高頻換能器研究

張 彬，周博文，童 暉，陳祥全，王佳麟

(中國科學院聲學研究所東海研究站，上海201815)

0 引 言

隨著海洋探測手段和聲吶技術的不斷發展，為了提高聲吶系統的測試精度，減小接收噪聲，對換能器提出了低旁瓣、寬帶的要求[1]。旁瓣級是對指向性圖中最大旁瓣幅值歸一化的聲壓級，它反映了聲系統抑制噪聲干擾和假目標的能力[2]。

當前主流的旁瓣控制手段是通過電路部分控制換能器基陣的各路陣元的相位與幅度，通過加權的手段實現低旁瓣，Harry L.van Trees、Stankwitz等人分別提出了基于線性處理、非線性處理的幅度加權方法[3-4]，該方法較好地降低了旁瓣，但是增加了電子部分的復雜程度，降低了系統的可靠性和穩定性，不利于在工程上實現。另一種方法是對換能器實施低旁瓣波束控制，在不增加系統復雜程度的前提下降低換能器旁瓣。在超聲換能器領域，Moshfeghi對圓環陣、線列陣進行了研究[5-6]，采用在發射和接收中使用不同大小孔徑的方法，將一個波束方向圖的最小值放置于另一個波束方向圖的旁瓣附近，實現旁瓣抑制。本文對1-3型復合材料圓形活塞高頻換能器進行研究，主要對其復合材料中的壓電相采取去除部分有效顆粒的方法實現壓電相的非均勻分布。本文研究以圓形活塞圓心為中心去除一定寬度圓環中的有效壓電顆粒，該去環非均勻分布方法可便捷地控制換能器的形狀，具有對稱的空間指向性，實現降低旁瓣的目的，且便于工程實現。

1 去環非均勻分布方法

本文研究的去環非均勻圓形活塞高頻換能器采用1-3型復合材料，在圓形活塞復合材料中去除一定寬度的圓環，壓電顆粒在任意軸線方向上非均勻分布。均勻密集分布的1-3型復合材料換能器與連續圓形活塞換能器的指向性可以近似為相同，故下文均按連續活塞換能器的指向性理論推算，去環非均勻圓形活塞示意圖如圖1所示。

圖1 去環圓形活塞示意圖Fig.1 Schematic diagram of ring-removal circular piston

連續活塞換能器的指向性函數為

式中：u( S)為連續活塞換能器孔徑分布函數；ΔφS為連續平面在 Oxy平面上連續面各積分元在(α, θ)方向的聲波相對于主極大方向的聲波的相位差。

如圖1所示，去環圓形活塞置于Oxy平面上，坐標原點選在圓心O，dS面元和圓心相距ρ，ρ矢徑和x軸的夾角為α，去環的內徑為a1，去環的外徑為a2，去除半徑a1、a2之間的環R，去環的平均半徑位置為am，去環的寬度為 d，活塞的外徑為a3，因圓形活塞換能器軸對陣，故定向面選在 Oxz平面，P點為遠場點，r為O點到P點的距離，聲線方向單位矢量為e = s inθi + cosθk，面元 dS相對圓 心 的 矢 徑 為 ρ = ρ cosα i+ ρ sinαj， 相 位 差 為Δφ = k ρcosα sinθ，k=2π/λ，λ為波長。將上述參數代入式(1)中，去環圓形活塞換能器指向性函數D(θ, α, ω) 為

2 仿真優化

采用線列陣理論[2]仿真計算密集分布的 1-3型復合材料圓形活塞換能器指向性，在去環相同的條件下，去環1-3型密排活塞換能器與去環連續活塞換能器的指向性對比圖如圖2所示。由圖2可以看出，兩指向性近似相同，故密排活塞換能器的指向性可按照連續活塞換能器進行計算仿真。

圖2 在去環相同條件下連續活塞換能器與1-3型復合材料密排活塞換能器指向性對比圖Fig.2 The directivity patterns of ring-removed continuous piston transducer and the densely arranged 1-3 type composite planar piston transducer

根據式(3)中推導的指向性函數，建立指向性的Matlab軟件模型并進行仿真計算，分析不同去環位置、不同去環寬度的旁瓣級變化規律，優化去環分布，降低旁瓣級。

2.1 旁瓣級隨去環位置變化

設定去環的寬度 d為0.1a3，a3為活塞外徑。去環平均半徑位置am到原點O的距離為DamO，旁瓣級隨DamO的變化規律如圖3所示。由圖3可以看出，DamO由 0 .05a3增大至0.27a3時，旁瓣級逐漸增大，DamO為 0 .27a3時，旁瓣級最大為-15.3 dB。DamO由0.27a3增大至0.77a3，旁瓣級逐漸減小，DamO為 0 .77a3時旁瓣級最小為-21.5 dB。DamO由0.77a3增大至 0 .95a3時，旁瓣級逐漸增大，DamO為0.95a3時換能器為均勻活塞換能器，旁瓣級為-17.6 dB。

圖3 旁瓣級隨去環位置變化規律Fig.3 Variation of side lobe level with ring-removed position

2.2 旁瓣級隨去環寬度變化

設定去環的平均半徑位置am到原點 O距離DamO為 0 .77a3，旁瓣級隨去環寬度d的變化規律如圖4所示。由圖4可以看出，去環寬度d為0時，旁瓣級與均勻分布換能器相同，為-17.6 dB。去除寬度d由0增大至0.13a3時，旁瓣級逐漸降低，去環寬度d為 0 .13a3時，旁瓣級最小為-23.3 dB。去環寬度 d由0.13a3增大至 0 .46a3，旁瓣級逐漸增大，去環寬度d為 0 .46a3時，換能器為均勻活塞換能器，旁瓣級為-17.6 dB。當去環寬度d≥ 0 . 12a3時，第一旁瓣不是最大旁瓣，遠程旁瓣中出現最大旁瓣。

圖4 旁瓣級隨去環寬度變化規律Fig.4 Variation of side lobe level with ring-removed width

2.3 去環對主瓣源級影響

換能器主瓣聲壓級 LS=170.8+10lg(P η)+ G ，P為有效功率，η換能器轉換效率，G為換能器陣增益。相同功率條件下，去環位置、寬度影響活塞陣的有效面積，進而影響活塞陣的陣增益及發射聲源級。相同功率條件下，去環占總面積比例與主瓣源級變化關系，如圖5所示。由圖5可以看出去環面積比例越大，主瓣源級降低值越大。

圖5 去環面積比例與主瓣源級變化規律Fig.5 Variation of source level with ring-removed area percentage

3 換能器制備與測試

依據仿真的結果，采用去環寬度d為0.11a3，去環平均半徑位置am到原點O距離DamO為 0 .77a3。利用等效電路法，由機械振動方程、電路狀態方程推算，畫出添加匹配層換能器的等效電路圖，采用匹配層技術從而拓寬換能器的帶寬。通過上述設計，采用切割-灌注-去環-被覆電極-被覆匹配層-水密封裝工藝，最終制備了一款低旁瓣寬帶換能器，中心頻率為325 kHz，換能器直徑φ為95 mm，換能器帶匹配層的去環非均勻分布1-3復合材料敏感元件示意圖如圖6所示，換能器照片如圖7所示。

圖6 去環非均勻1-3型復合材料敏感元件示意圖Fig.6 Schematic diagram of the ring-removed non-uniform 1-3 type composite sensitive element

圖7 換能器照片Fig.7 Picture of the prepared transducer

根據 GB/T 7965-2002《聲學 水聲換能器測量》[7]在消聲水池內對換能器進行了聲性能測試，水聽器采用 TC4034。換能器的水中電導曲線如圖8、發射電壓響應曲線如圖 9所示，實測與仿真的325 kHz指向性圖如圖 10、11所示，圖中DI表示歸一化指向性指數。

圖8 實測換能器水中電導曲線Fig.8 The measured conductivity curve of the prepared transducer in water

圖9 實測換能器發射電壓響應曲線Fig.9 The measured transmitting voltage response curve of the prepared transducer

圖10 實測換能器325 kHz指向性圖Fig.10 The measured directivity pattern of the prepared transducer at 325 kHz

圖11 仿真換能器325 kHz指向性圖Fig.11 The simulated directivity pattern of the transducer at 325 kHz

由圖8、9中可以看出換能器水中電導-3 dB帶寬為139.6 kHz。發射電壓響應-3 dB帶寬為150 kHz，中心頻率為 325 kHz。在相同功率下，對比去環非均勻換能器與均勻換能器主瓣源級，實測去環非均勻換能器主瓣源級降低了0.9 dB，仿真主瓣源級降低0.8 dB。

對比圖10、11，可看出實測與仿真指向性趨勢一致，實測最大旁瓣級-22.4 dB，仿真最大旁瓣級-22.1 dB，實測與仿真指向性圖比較吻合。結果不完全相同是由于仿真時考慮理想狀態條件，忽略了實際應用中顆粒間的互輻射、邊界條件與測量系統的背景噪聲、測量誤差等因素。

4 結 論

本文通過連續活塞換能器指向性函數推導了去環非均勻圓形活塞換能器的指向性函數，利用Matlab軟件進行仿真計算，研究了去環不同位置、不同寬度的圓形活塞換能器旁瓣級的變化規律，制備并測試了一款低旁瓣高頻寬帶換能器，其中心頻率為 325 kHz，帶寬為 150 kHz，最大旁瓣級為-22.4 dB，較均勻圓形活塞陣旁瓣級降低了4.8 dB，主瓣聲壓級降低了 0.9 dB，實測與仿真的指向性基本一致。因此去環非均勻分布方法可以實現降低圓形活塞換能器旁瓣級的目的。