密封艙控制力矩陀螺振動(dòng)噪聲控制分析與驗(yàn)證

游 進(jìn)，姚麗坤，王 昊，侯永青，金瑋瑋

（1.北京空間飛行器總體設(shè)計(jì)部，北京100094； 2.中國航天員科研訓(xùn)練中心, 北京100094）

控制力矩陀螺(Control Moment Gyroscope，CMG)是航天器空間飛行時(shí)調(diào)整姿態(tài)的執(zhí)行部件，CMG通過高速旋轉(zhuǎn)的轉(zhuǎn)子獲得角動(dòng)量，通過改變角動(dòng)量的方向以輸出力矩，該力矩作用在航天器上使其姿態(tài)發(fā)生改變。CMG 轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)速達(dá)每分鐘數(shù)千轉(zhuǎn)，由于轉(zhuǎn)子不平衡及機(jī)械軸承存在缺陷等原因，CMG 在輸出力矩的同時(shí)會(huì)在轉(zhuǎn)子工頻及其倍頻上輸出一定幅度的擾振力[1]。CMG也有采用磁懸浮軸承的情況，其擾振輸出很小，曾用于和平號(hào)空間站[2]，但存在可靠性低等問題，國際空間站上使用的是含機(jī)械軸承的CMG。

空間站等在近地軌道飛行的載人航天器密封艙為薄壁隔框組合結(jié)構(gòu)，薄壁厚度僅數(shù)毫米，與內(nèi)部封閉聲場(chǎng)形成聲振耦合系統(tǒng)，非密封艙由金屬或復(fù)合材料薄壁結(jié)構(gòu)組成，艙段間為剛性連接，這類航天器一般安裝多個(gè)CMG，后者通過支架安裝在航天器結(jié)構(gòu)上。由于CMG擾振頻率較低，振動(dòng)易在航天器艙段間傳遞，造成密封艙噪聲過大[3]，一般要求航天員睡眠區(qū)及工作區(qū)噪聲不超過50 dB（A）和60 dB（A）。將振源設(shè)備遠(yuǎn)離密封艙布置是減小振源影響的有效途徑，如國際空間站4個(gè)CMG被布置在遠(yuǎn)離人員生活艙的中心桁架遠(yuǎn)端，長(zhǎng)距離衰減使其未成為密封艙噪聲的重要來源[4]。

CMG 被直接安裝在載人密封艙時(shí)，CMG 擾振幾乎無衰減傳遞至密封艙結(jié)構(gòu)引起艙內(nèi)噪聲，在此情況下減小CMG噪聲的有效途徑是對(duì)其進(jìn)行隔振。CMG 隔振對(duì)于光學(xué)衛(wèi)星在消除微振動(dòng)對(duì)成像質(zhì)量影響上已有較多應(yīng)用[5-7]，一般是對(duì)單個(gè)CMG 或CMG集群進(jìn)行隔振[8-10]，但對(duì)CMG隔振以控制密封艙噪聲尚未見報(bào)道。本文針對(duì)某載人密封艙CMG開展噪聲控制分析與驗(yàn)證，首先在載人密封艙上開展CMG 噪聲測(cè)試，獲取密封艙噪聲量級(jí)及頻譜特性，分析噪聲與CMG擾振力的關(guān)聯(lián)性。之后確定隔振系統(tǒng)主要參數(shù)，開展隔振性能及密封艙噪聲振動(dòng)耦合仿真，分析噪聲控制機(jī)理并預(yù)估控制效果。最后在載人密封艙開展隔振驗(yàn)證試驗(yàn)，對(duì)隔振設(shè)計(jì)及噪聲控制進(jìn)行驗(yàn)證。

1 CMG密封艙噪聲測(cè)試

某載人密封艙剖面示意圖見圖1，其外形為旋轉(zhuǎn)體，由直徑2.5 m和4.2 m的兩個(gè)柱段組成，總長(zhǎng)約為10 m，外部為鋁合金薄壁蒙皮加隔框結(jié)構(gòu)，薄壁厚度為2.5 mm～3.5 mm。密封艙中部為通道，四周為儀器區(qū)，前端設(shè)置3個(gè)乘員睡眠區(qū)，整個(gè)航天器重量約18 t。CMG 通過鋁合金支架安裝在航天器中部艙外，CMG 重約130 kg，轉(zhuǎn)子工作轉(zhuǎn)速約為7 000 r/min，對(duì)應(yīng)工頻約為117 Hz。

在密封艙上對(duì)CMG進(jìn)行噪聲測(cè)試，測(cè)點(diǎn)位置見圖1，總聲級(jí)測(cè)試結(jié)果見表1，頻譜見圖2。睡眠區(qū)最大噪聲為57.8 dB（A），通道最大噪聲為68.4 dB（A），超過噪聲一般要求。CMG 噪聲主要為117 Hz 和233 Hz的單頻噪聲，與轉(zhuǎn)子工頻及2倍頻對(duì)應(yīng)，且工頻處噪聲遠(yuǎn)高于2 倍頻處，其他倍頻及寬頻噪聲能量較低。在測(cè)力臺(tái)測(cè)試1 kHz 以內(nèi)CMG 擾振力頻譜見圖3，主要為工頻及其倍頻處的單頻擾振力，工頻擾振力主要由轉(zhuǎn)子不平衡引起，軸承缺陷會(huì)產(chǎn)生與工頻的倍頻對(duì)應(yīng)的擾振力，但工頻擾振力幅值較大[1,11]，這與CMG 艙內(nèi)噪聲頻譜特性相對(duì)應(yīng)。睡眠區(qū)內(nèi)部采取吸聲處理措施，與國際空間站類似[12]，其中高頻噪聲低于通道。

圖1 某載人密封艙剖面示意圖及噪聲測(cè)點(diǎn)位置

圖2 噪聲頻譜

圖3 CMG擾振力頻譜

表1 CMG噪聲測(cè)試結(jié)果/dB（A）

在半消聲室中測(cè)得CMG 輻射聲達(dá)80 dB（A），載人密封艙噪聲測(cè)試在大氣環(huán)境中進(jìn)行，相比真空環(huán)境，位于艙外的CMG自身輻射聲可透射進(jìn)入密封艙。為評(píng)估其影響，在半消聲室中調(diào)試無指向聲源使其與CMG的輻射聲功率相當(dāng)，將該無指向聲源放至艙外CMG 附近后測(cè)試密封艙噪聲，結(jié)果見表2。無指向聲源透射聲較CMG 工作時(shí)噪聲低25 dB 以上，表明CMG 密封艙噪聲主要由振動(dòng)傳導(dǎo)引起，可排除在地面大氣環(huán)境中測(cè)試時(shí)CMG 自身輻射聲的影響。

表2 無指向聲源測(cè)試結(jié)果/dB（A）

2 CMG隔振性能分析

為降低CMG 引起的密封艙噪聲，在CMG 安裝面與支架間插入4 個(gè)三向隔振器。為有效隔離CMG擾振力輸出，應(yīng)采用小的隔振剛度，但CMG會(huì)輸出控制力矩，隔振剛度過低會(huì)導(dǎo)致此力矩作用下隔振器發(fā)生較大靜變形從而影響指向精度?？紤]擾振力頻率最低為117 Hz 及上述因素，選定隔振系統(tǒng)基頻為30 Hz。

CMG隔振系統(tǒng)如圖4所示，擾振力作用在CMG兩端，作用點(diǎn)集合為A，CMG 與隔振器連接處集合設(shè)為B，4 個(gè)隔振器底端集合為C。CMG 動(dòng)力特性

圖4 CMG隔振系統(tǒng)

如下：

式中：FA為擾振力，F(xiàn)B為隔振器對(duì)CMG 的作用力，VA和VB為擾振力作用點(diǎn)及CMG 與隔振器界面速度，Z為CMG阻抗。隔振器兩端力與速度關(guān)系如下

式中：FC和VC為隔振器底端力及速度，K*=K(1+jg)為隔振器復(fù)剛度，g為結(jié)構(gòu)阻尼比。利用CMG與隔振器界面速度相等及力平衡條件，得到：

FC與FA的比值反映了經(jīng)過隔振器的力傳遞率。

隔振器底端固支，在CMG 兩端施加擾振力，計(jì)算底端約束力對(duì)擾振力的傳遞率。用有限元分析軟件MSC Patran 建立CMG 有限元及隔振系統(tǒng)模型，其中CMG用殼單元及實(shí)體單元建模，隔振器用廣義彈簧元建模，縱向剛度為2.2×106N/m，橫向剛度為3.6×106N/m，結(jié)構(gòu)阻尼比為0.1。將合力為1 N的擾振力施加在CMG 兩端，見圖5。為進(jìn)行對(duì)比，計(jì)算未隔振時(shí)CMG 對(duì)擾振力的傳遞率。傳遞率對(duì)比見圖6，隔振系統(tǒng)前6 階剛體運(yùn)動(dòng)模態(tài)頻率為31 Hz～76 Hz范圍內(nèi)，隔振后工頻處力傳遞率顯著下降。由于CMG 的彈性，隔振系統(tǒng)固有頻率出現(xiàn)在較高頻處，使力傳遞率曲線在200 Hz以上出現(xiàn)峰值，并與2倍頻接近，導(dǎo)致2 倍頻處隔振效果較工頻處低。以上表明CMG彈性對(duì)較高頻隔振有顯著影響，將其視為剛體進(jìn)行隔振設(shè)計(jì)會(huì)在較高頻上出現(xiàn)錯(cuò)誤結(jié)果。

圖5 CMG及隔振系統(tǒng)有限元模型

圖6 CMG隔振力傳遞率

3 密封艙振動(dòng)噪聲耦合分析

CMG振動(dòng)所引起的密封艙噪聲頻率較低，適于用有限元法對(duì)密封艙封閉聲場(chǎng)與薄壁結(jié)構(gòu)耦合問題進(jìn)行求解。封閉聲場(chǎng)的有限元方程為：

式中：{p}是節(jié)點(diǎn)聲壓列向量，[Q]、[D]和[H]分別是聲場(chǎng)質(zhì)量陣、阻尼陣和剛度陣，{w}是封閉聲場(chǎng)結(jié)構(gòu)邊界處節(jié)點(diǎn)位移。[S]是聲場(chǎng)-結(jié)構(gòu)耦合矩陣。耦合邊界聲壓作用下結(jié)構(gòu)振動(dòng)有限元方程為：

式中：[M]、[C]和[K]分別是結(jié)構(gòu)質(zhì)量陣、阻尼陣和剛度陣，由密封艙結(jié)構(gòu)模型、隔振集中參數(shù)單元及CMG 模型的相關(guān)矩陣組合而成，{f}是擾振力列向量，[S]=[R]T為結(jié)構(gòu)-聲場(chǎng)耦合矩陣。聯(lián)立式(4)和式(5)可得到結(jié)構(gòu)受力激勵(lì)的聲場(chǎng)-結(jié)構(gòu)耦合方程見式(6)。

由于CMG擾振力頻率較低，聲場(chǎng)對(duì)密封艙柱狀薄壁結(jié)構(gòu)特性影響很小[13]，且密封艙氣體質(zhì)量約120 kg，僅為整艙質(zhì)量的0.7%，因此進(jìn)行聲振耦合分析時(shí)采用間接耦合法，不考慮聲場(chǎng)對(duì)結(jié)構(gòu)的作用，即忽略式(5)中的結(jié)構(gòu)-聲場(chǎng)耦合項(xiàng)。聲振耦合計(jì)算用VAOne聲振分析軟件完成，密封艙薄壁及支架用殼單元建模，隔框用梁?jiǎn)卧＃忾]聲場(chǎng)用四面體單元建模。密封艙結(jié)構(gòu)模態(tài)阻尼比為0.4%，在工頻及2 倍頻處將合力為1 N 的單頻力同時(shí)沿3 個(gè)方向施加在CMG兩端，在設(shè)密封艙具有自由邊界條件下先計(jì)算密封艙結(jié)構(gòu)響應(yīng)，再根據(jù)聲腔邊界的薄壁振動(dòng)完成聲場(chǎng)響應(yīng)計(jì)算。在對(duì)CMG 進(jìn)行隔振前后兩種狀態(tài)下進(jìn)行聲振響應(yīng)計(jì)算，以反映隔振引起的密封艙噪聲級(jí)變化。

對(duì)CMG 進(jìn)行隔振前后密封艙薄壁振動(dòng)速度對(duì)比見圖7和圖8。

圖7 工頻處薄壁振動(dòng)速度（Ref=1×10-10 m/s）

圖8 2倍頻處薄壁振動(dòng)速度（Ref=1×10-10 m/s）

由圖7(a)可見，隔振前工頻處振動(dòng)幅值最大處為支架及其下方艙體結(jié)構(gòu)處，且振動(dòng)傳遞至大、小柱段較遠(yuǎn)處，使大面積薄壁蒙皮產(chǎn)生振動(dòng)，這些位置的薄壁振動(dòng)是密封艙噪聲的直接來源。由圖7(b)可見，隔振后密封艙薄壁振動(dòng)的幅值降低，范圍縮小至CMG 支架附近，支架下方薄壁振動(dòng)速度下降94.7%。由圖8可見，隔振后2倍頻處振動(dòng)幅值及范圍有一定減小，支架下方薄壁振動(dòng)速度下降22.8%，無工頻處顯著，其原因是2 倍頻處隔振效果低于工頻處。

對(duì)CMG 隔振前后密封艙通道聲壓分布對(duì)比見圖9 和圖10。工頻處密封艙噪聲分布不均勻，模態(tài)特性顯著，中心軸線是噪聲級(jí)最低的區(qū)域。2倍頻聲波波長(zhǎng)為工頻一半，該頻率噪聲分布相對(duì)均勻。隔振前后，工頻噪聲降低16 dB～22 dB，2倍頻噪聲降低2 dB～8 dB，后者低于前者，這與密封艙薄壁振動(dòng)幅值及分布特性對(duì)應(yīng)。

圖9 工頻處通道噪聲

圖10 2倍頻處通道噪聲

仿真結(jié)果表明，對(duì)CMG 進(jìn)行隔振，減小了其擾振力輸出，這使得密封艙薄壁振動(dòng)幅值及范圍大幅減小，從而使密封艙聲場(chǎng)邊界激勵(lì)的幅值及范圍減小，最終引起密封艙聲壓降低。

4 試驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證CMG隔振對(duì)噪聲的控制效果，設(shè)計(jì)制造4 個(gè)鈦合金隔振器，安裝在CMG 與支架之間，見圖11。在CMG安裝面布置加速度傳感器，用力錘在隔振器與CMG連接處進(jìn)行3個(gè)方向的敲擊試驗(yàn)，獲取CMG安裝面加速度對(duì)敲擊力的傳遞函數(shù)，結(jié)果見圖12。根據(jù)傳遞函數(shù)峰值確定隔振系統(tǒng)固有頻率，測(cè)試結(jié)果與與第3 節(jié)中CMG 隔振系統(tǒng)固有頻率仿真結(jié)果對(duì)比見表3，兩者吻合較好，實(shí)測(cè)時(shí)隔振系統(tǒng)部分模態(tài)未被激發(fā)。

圖11 CMG隔振試驗(yàn)設(shè)置

圖12 Y方向敲擊4個(gè)耳片時(shí)加速度對(duì)力的傳函(g=9.8 m/s2)

表3 前6階頻率實(shí)測(cè)與仿真對(duì)比/Hz

啟動(dòng)CMG開展噪聲測(cè)試，隔振前后噪聲1/3 oct頻譜分布對(duì)比見圖13。由圖13可見，工頻所在頻段噪聲降低18 dB～21 dB，2倍頻所在頻段降低2 dB～7 dB，噪聲減小量級(jí)與預(yù)測(cè)結(jié)果相當(dāng)，總聲壓級(jí)降低16 dB～18 dB，隔振后中高頻噪聲也有一定程度下降。隔振在2 倍頻處的降噪作用低于工頻處，與前述仿真分析結(jié)論一致。

圖13 隔振前后噪聲1/3 oct聲壓級(jí)頻譜對(duì)比

5 結(jié)語

對(duì)艙外安裝CMG 的某載人密封艙開展噪聲測(cè)試，頻譜為CMG 工頻及其2 倍頻對(duì)應(yīng)的單頻噪聲，通過無指向聲源試驗(yàn)確定CMG 自身輻射聲對(duì)測(cè)試結(jié)果的影響可忽略，明確噪聲由CMG擾振力引起。

對(duì)CMG進(jìn)行采取隔振并對(duì)系統(tǒng)特性進(jìn)行分析，結(jié)果表明隔振使工頻擾振力輸出顯著減小，但CMG彈性使隔振系統(tǒng)固有頻率出現(xiàn)在2倍頻附近，造成2倍頻隔振效果低于工頻，隔振設(shè)計(jì)不能忽視CMG彈性的影響。

采用間接耦合法完成隔振前后密封艙振動(dòng)噪聲耦合分析，獲取工頻及其2 倍頻處結(jié)構(gòu)及聲場(chǎng)響應(yīng)特性及噪聲降幅，其表明隔振使密封艙薄壁振動(dòng)的幅值及范圍大幅減小，從而使密封艙聲壓降低，并表明2倍頻處降噪效果低于工頻處。

在載人密封艙內(nèi)進(jìn)行隔振驗(yàn)證試驗(yàn)，采用敲擊法測(cè)試傳遞函數(shù)并獲取隔振系統(tǒng)固有頻率，與分析結(jié)果吻合較好。實(shí)測(cè)工頻處噪聲降幅為18 dB～21 dB，2倍頻處噪聲降幅為2 dB～7 dB，噪聲降幅及特性與分析結(jié)果基本一致，驗(yàn)證了隔振設(shè)計(jì)與分析的有效性。

本文可為其他載人航天器振動(dòng)噪聲控制及航天器微振動(dòng)控制設(shè)計(jì)提供參考。