电动式换能器是水声技术领域中常用的一种超低频发射换能器。与常见的压电、稀土类换能器不同,电动式换能器的工作频率不取决于自身的结构尺寸大小,而与换能器中悬挂弹簧的刚度及可动部件的质量相关,因此使用柔顺系数较大的悬挂弹簧,可将换能器的谐振频率设置在几十赫兹甚至十几赫兹,这样电动式换能器的工作频率下限可拓展至几赫兹。电动式换能器具有小尺寸、超低频、超宽带发射等特点。电动式换能器的机械振动模型可视为由单自由度质量-弹簧-阻尼组成的振动系统,声辐射模型可视为低频条件下单面活塞声辐射,则电动式换能器在谐振频率以上相当宽的频段内具有平坦的声源级响应。这些性能特点使得电动式换能器常被应用于舰船辐射噪声模拟器、声诱饵等水声对抗设备[1]。
电动式换能器的核心部件包括:驱动振子和压力补偿系统。驱动振子的力学输出性能直接决定了电动式换能器的声辐射性能,因此电动式换能器的设计以驱动振子为核心。压力补偿则是使驱动振子能抵抗一定水深下的静水压强采取的压力平衡措施,通常为在驱动振子尾部设置柔性橡胶气囊,即被动压力补偿装置。除了设计、制作中增加了水密、气密、防腐蚀、散热及耐压工艺技术外,电动式换能器的结构形式、振动及声辐射特性、设计方法均与空气中的扬声器有相似之处。因此,电动式换能器也被称为“水下扬声器”。
电动式换能器的声辐射模型为单面辐射的圆面活塞辐射,在超低频段的辐射阻可写为Rs=ρcS(kr/2)2,其中ρ为水的密度,c、k分别为水中的声速和波数,r、S分别为辐射面的半径和面积。由于辐射声功率Pa=v2Rs/2受辐射面的振速v和辐射阻影响,而超低频段(kr≪1)的辐射阻极低,导致超低频段的辐射声功率极低。若想提升超低频段的声辐射能力,需增加驱动振子中辐射盖板的振速,这就要求辐射盖板能够输出足够大的位移。通常来说电动式换能器的辐射盖板位移峰值在超低频段最大可达到10 mm以上,远远超过压电换能器微米级的输出位移。辐射盖板大位移输出的特点,也带来电动式换能器有以下固有问题:
1)需要驱动振子内有较大的空隙提供辐射盖板振动所需的体积位移,考虑到压力补偿气囊的体积与驱动振子内空隙的关系,则需使用较大体积的压力补偿气囊以满足电动式换能器大深度下工作要求,造成电动式换能器的声辐射能力极易受到工作深度的影响。同时,被动压力补偿气囊也会引起工作深度变化时浮力变化过大的问题,给自主水下航行器(autonomous underwater vehicle, AUV)等小型水下平台的浮力调节带来困难。
2)引起非线性效应,应用中出现输出的声压波形畸变以及谐波失真,这一现象会影响模拟的噪声信号逼真程度,降低水声对抗的效能。
3)对电动式换能器的气密和水密技术提出更高要求。大多数电动式换能器损坏的案例,是由结构的气密或水密失效所导致。
本文回顾了电动式换能器的发展历程及其振动和声辐射理论,分析了提升声辐射能力、拓展工作频段、增加工作深度的方法。着重介绍了电动式换能器设计和应用中存在的主要问题,如:非线性失真、工作性能随工作深度变化、高频段响应起伏,讨论了这些问题出现的原因及其解决方案,为电动式换能器性能提升及应用拓展提供支撑。
1 电动式换能器的发展及设计思路
1.1 电动式换能器的历史
美国科学家西姆斯(Sims)对电动式换能器的创新发展起到了关键作用。他在20世纪50年代为美国海军研制的J9型电动式换能器,在拓展工作带宽、提升可用性、减轻重量等方面取得突破,取代了原有的贝尔实验室研制的两款电动式换能器,至今仍然被广泛使用[7]。Sims在文献[8-9]阐述了电动式换能器在质量控制区响应平坦的原理,并分析了决定工作频段上下限的因素、壳体振动对声辐射的影响、被动压力补偿气囊体积与驱动振子内气体体积的关系等,较全面地提出电动式换能器设计中所面临的主要问题,并基于等效电路法对电动式换能器进行了理论设计。图1为J9型电动式换能器的结构图,其主要的结构特点为:辐射盖板采用轻质镁合金材质,并在盖板上设置蜂窝状的孔以进一步减轻质量,提升质量控制区的声辐射能力;在辐射盖板上下表面设置弹性橡胶膜实现振动系统的悬挂及定位;使用被动压力补偿橡胶气囊实现静水压力平衡。
美国海军研究实验室(Naval Research Laboratory-Underwater Sound Reference Division,NRI-USRD)基于J9型电动式换能器发展出多种型号的电动式换能器。图3所示的是J系列电动式换能器,该系列包含J9、J11、J13、J15(衍生型号有J13-3和J15-9)等。
表1 J系列电动式换能器主要技术参数Tab.1 Main technical parameters of series J moving coil transducer |
| 型号 | 工作频段 | 最大工作深度/m | 平均发射电流响应/dB | 质量/kg |
|---|---|---|---|---|
| J9 | 40 Hz~20 kHz | 24 | 152(40 Hz~5 kHz) | 9 |
| J11 | 30 Hz~10 kHz | 23 | 154(40 Hz~3 kHz) | 46 |
| J13 | 30 Hz~3 kHz | 22 | 157(30 Hz~3 kHz) | 55 |
| J15 | 30 Hz~900 Hz | 165 | 157(40 Hz~1.5 kHz) | 111 |
注:平均发射电流响应中括号内数据为测量频段。 |
J15-3由3个J15组合在一起,工作频率范围为20~600 Hz,工作深度100 m,最大声源级为180 dB,重约223 kg。J15-9由3个J15-3换能器组合在一起,在50~400 Hz频段内,最大声源级可达189 dB。
图5a为Data & Physics公司研制的UW350型电动式换能器。它的工作频段为20 Hz~20 kHz,平均声源级约165 dB,最大工作深度188 m,总长935 mm,重约100 kg。它被广泛应用于各类超低频水声实验、声标靶系统和声呐校准系统。
图5b为UW350电动式换能器在不同工作深度测试的声源级曲线。与J系列电动式相似,UW350电动式换能器也表现出了在特定频率以下频段内,声源级随着工作深度变化的特点。在下限工作频率20 Hz处,水深由10 m增加至170 m,声源级下降将近40 dB。
加拿大海洋资源部(Maritime Resource Industries,MRI)研制了219型电动式换能器,在其测试报告[16-17]中提出了电动式换能器在海上应用时声源级时变性问题:处于运动状态或复杂海况中的电动式换能器的声源级会随时间变化,与实验室标定的声源级存在较大差别。其原因在于电动式换能器中存在柔软的悬挂结构和被动压力补偿气囊,拖曳状态下的电动式换能器内、外压差会随着拖曳速度及航向改变、深度起伏、海况变化甚至湍流的影响而变化,实时变化的压差导致辐射盖板上的受力实时变化,因此电动式换能器的声源级也具有时变性。因此,实时监测复杂工作环境中的电动式换能器声源级尤为必要。文中提出了在辐射盖板上设置加速度计的方式实时监测辐射盖板的加速度,计算出实时声源级,以实现电动式换能器的声源级在线监测。
1.2 电动式换能器的压力补偿
传统的电动式换能器采用被动压力补偿气囊平衡换能器内外的静水压强,实现大深度工作。但是电动式换能器的最大工作深度受到压力补偿气囊体积的限制,常见的电动式换能器最大工作深度一般不超过300 m。使用主动压力补偿系统来平衡静水压,能够保证换能器内部的腔体结构不会发生大的变化,减小对换能器性能的影响。
Hugus[18]设计了一种独立的压力补偿系统,可适用于约183 m的水下深度,连续工作时长达8 h 以上。该系统的工作原理如图7a所示,其通过气体供应系统和低压差安全阀来补偿因工作深度变化而导致的压力变化。图7b为低压调节器的结构图,当换能器下降至橡胶气囊的补偿极限深度时,氯丁橡胶膜和连接的黄铜板被充满水的腔室中的正压差推向阀杆, 从而将高压调节器输送的气体释放到包含动圈组件的腔室中。直到换能器的内部气体压力和外部静水压力之间的压差减小,并且橡胶膜返回到中间位置时,则气体被释放。而当换能器在上升过程中达到橡胶气囊的补偿极限时,低压差安全阀从系统中释放气体,进而使内部气体压力随着外部静水压力的减小而逐渐降低。
为进一步提升电动式换能器的工作深度,并减小电动式换能器的尺寸和重量,Sylvia等[20]提出了工作深度不依赖压力补偿气囊的电动式换能器结构,如图9所示。该结构中,驱动振子中的线圈210A和磁铁210B等易锈蚀组件被水密材料包覆。当换能器浸入水中后,外界流体从一个或多个开孔232进入空间230,壳体中与之相通的202区域内充水,从而使得表面115A上的压力和表面225B上的压力保持静态平衡,因此无需压力补偿系统即可与外界静水压实现自平衡。这种溢流结构,使换能器的声辐射模型变成辐射效率很低的偶极子声辐射。为改善声辐射效率,在驱动振子后面设置了反声障板205,这样辐射盖板下表面向后的辐射声波在反声障板处发生倒相,因此该声波与辐射盖板上表面向前辐射的声波在远场处实现了同相叠加。此结构在理论上使电动式换能器的工作深度不受限制,具有大深度工作潜力。但这种溢流结构的电动式换能器,在安全性和可靠性上仍有待检验,目前这种结构的电动式换能器声源级测试结果未见报道。
1.3 电动式换能器驱动振子的结构设计
驱动振子是电动式换能器中的核心部件,其振动输出性能直接决定了电动式换能器的声输出能力。驱动振子主要包括磁路和可动部件。磁路中一般使用钕铁硼永磁体提供磁场,采用电工纯铁等高磁导率材料汇聚磁力线;可动部件主要包括辐射盖板、线圈等组件。目前,针对电动式换能器的创新主要集中在驱动振子的结构创新上,如:采用新型磁路结构及使用高性能永磁材料以增强气隙间的磁感应强度、改善气隙间磁感应强度分布的均匀性;对可动部件进行结构优化以提高驱动线圈的输出力,拓展工作频率上限。
1.3.1 电动式换能器磁路设计
刘汉文[21]设计了电动式换能器新型组合磁路,它由径向充磁的永磁体和轴向充磁的永磁体共同提供磁场,该磁路具有效率高、气隙中磁场均匀区大的特点。绝大部分气隙高度上的磁感应强度相等,表明输出的驱动力具有恒定位移,这有利于抑制非线性失真。
图10为UW350电动式换能器采用的双线圈结构,与传统磁路中厚度方向充磁的永磁环不同,它采用径向充磁的永磁圆环,设计了双气隙双线圈结构。这种设计可以增加驱动线圈的有效长度从而提升输出的电流强度。
1.3.2 电动式换能器辐射盖板设计
辐射盖板是可动部件中的核心结构,也是可动部件优化设计的重点。辐射盖板的面积直接与声辐射能力相关,在质量一定时辐射盖板面积越大全频段的声辐射能力越强。辐射盖板的质量决定了谐振频率以上频段的声辐射能力,当辐射盖板面积确定时其质量越小声辐射能力越强。因此,辐射盖板一般选择轻质材料,如:镁合金、铝合金或碳纤维-玻璃钢复合材料。在辐射盖板面积与质量确定的情况下,辐射盖板的结构形状是优化设计的关键,其结构模态的谐振频率决定了电动式换能器工作频段的上限。
1.4 电动式换能器的国内研究现状
大连海洋大学的刘振才在国内较早地开展了电动式换能器的研究工作,文献[24]给出了电动式换能器的等效电路图及压力补偿气囊体积计算方法,并基于等效电路计算了电动式换能器的频响曲线。
表2 ULF系列电动式换能器主要技术参数Tab.2 Main technical parameters of series ULF moving coil transducers |
| 型号 | 工作频段/Hz | 平均声源级/dB | 最大声源级/dB | 工作深度/m | 质量/kg |
|---|---|---|---|---|---|
| ULF-1 | 20~1 000 | 170 | 175 | 200 | 125 |
| ULF-2 | 10~1 000 | 164 | 168 | 300 | 70 |
| ULF-3 | 20~1 000 | 156 | 160 | 200 | 16 |
| ULF-4 | 20~1 000 | 152 | 158 | 200 | 8 |
2 电动式换能器研究的热点问题
2.1 电动式换能器非线性失真问题
电动式换能器主要用于舰船辐射噪声模拟领域,用来制作声诱饵、噪声模拟器等水声对抗设备,这类应用中需要电动式换能器在声输出端将输入端的电信号的波形、频谱、幅度等信息完整、逼真地还原出来。然而,由于电动式换能器大位移振动特点,本质上其是非线性振动系统,在应用中会产生非线性现象,对水声对抗的效果产生不利影响。
电动式换能器的非线性问题,主要可分为波形畸变和谐波失真两部分。波形畸变即输出的声压信号与输入的电压信号存在形状上的差别,例如对于输入的正弦信号,输出声压信号表现为在正弦信号上寄生其他频率的波形,常见的波形畸变如图16a所示。
谐波失真指的是当输入端输入频率为f的单频信号时,输出端除了出现频率为f的信号,还会出现2f、3f、4f……倍频信号。如图16b所示,当输入20 Hz单频正弦信号时,输出端在频域出现了20 Hz基频以及40 Hz、60 Hz、80 Hz等一系列谐频信号,这些谐波的出现对于模拟舰船辐射噪声中的线谱显然不利,将会降低模拟信号的逼真程度,从而降低水声对抗的效能。
电动式换能器中产生非线性问题的因素有很多。Klippel[27-28]指出悬挂系统刚度的非线性、机电转换系数的非线性、线圈电感的非线性和振动系统机械阻的非线性是产生谐波失真的主要原因。严绪东[29]也指出,低频时磁场相关因素对非线性失真影响较大。李绩科等[30]认为非线性是系统对输入大幅值信号的固有响应,磁感应强度和系统悬挂刚度具有位置依赖性是产生谐波失真的主要原因。Klippel[27-28]的实验结果表明,机电转换系数随位移分布曲线的对称性影响换能器的偶次谐波失真和互调失真,此曲线的平坦度决定换能器的奇次谐波失真和互调失真。因此,磁路设计的核心是设计出机电转换系数随位移对称分布而且在最大振幅范围内尽量平坦分布的磁路。
作为超低频声发射系统,与电动式换能器配套的功率放大器的性能对声端的非线性特性影响很大。功率放大器的输出阻抗与电动式换能器的输入阻抗匹配程度,影响输出电信号的波形质量。图17为ULF-2型电动式换能器在100、500及630 Hz处大功率输入时测得的声压波形。该电动式换能器的输入阻抗在工作频段内总体上与功率放大器的输出阻抗适配,但是在500 Hz频率附近存在声腔谐振带来的输入阻抗突变,与功率放大器的输出阻抗严重失配,造成了功率放大器输出信号失真,该频率附近输出的声压波形发生畸变。此外,功率放大器的总谐波失真参数,同样也对输出声信号的频率成分有重要影响。因此,选择与电动式换能器匹配的、谐波失真小的功率放大器,也是降低声发射系统非线性效应的方法之一。
2.2 声腔对声源级的影响
电动式换能器内部存在如图18所示的空气腔结构。这种三段式突变截面的空气腔是声学中重要的元件,即声腔。声腔存在于电动式换能器辐射盖板的背部,会对辐射盖板的振动输出产生影响。传统上将声腔等效为顺性元件,作用在辐射盖板上。顺性元件的声顺可表示为C=P0V0/γP2(P0为常压压强;V0为声腔的初始总体积;γ为腔内气体的比热比;P为任意深度下腔内气体的压强,即换能器外的静水压强)。当工作深度变化时,静水压强也随之变化,声腔的声顺随工作深度变化。声顺元件如同一根空气弹簧作用在辐射盖板后表面,并与悬挂弹簧并联。因此,振动系统的总刚度随着工作深度变化:工作深度越深,振动系统的刚度越大,电动式换能器的谐振频率越高,则低于谐振频率以下的刚度控制区声辐射性能越低。
图19 含有声腔的电动式换能器等效电路注:图片引用自文献[31]。 Fig.19 Equivalent circuit of moving coil transducer with acoustic cavity |
三段式突变截面声腔的输入阻抗在声腔共振频率处存在极值突变,该频率会出现在电动式换能器的质量控制区(即声源级响应平坦区)。图21为等效电路预报的声腔共振引起的响应突变。此响应起伏现象对模拟噪声中宽带连续谱的输入信号均衡提出了挑战:该起伏出现的频率随着工作深度的变化而变化,因此为了表现出宽带噪声在高频段噪声谱级每倍频程-6 dB下降的特征,在响应起伏频率处的信号均衡幅度也不得不随着工作深度变化而动态变化,这大大增加了信号均衡的难度。因此,采取措施消除由声腔共振带来的声源级起伏显得尤为重要。
改善的等效电路能够预报工作深度对声源级的影响,也能预报中高频段声源级响应起伏,为抑制声源级随工作深度变化及改善声源级起伏提供了技术支撑。
3 结论
本文阐述了电动式换能器的结构及性能特点,总结了国内外学者在推动电动式换能器发展中的理论和技术创新工作。针对目前电动式换能器研究中的热点问题开展了讨论,对电动式换能器中非线性现象产生的原因、抑制方法,以及声腔在电动式换能器中的作用与影响进行了分析,获得如下主要结论。
1)电动式换能器相对于压电换能器的大位移特性,导致其非线性效应突出,非线性现象也是影响模拟舰船辐射噪声逼真程度的主要因素。通过驱动磁路结构优化、与功率放大器阻抗匹配等手段能够降低非线性现象,但这种现象无法完全消除。
2)电动式换能器的被动压力补偿气囊是导致大深度工作时超低频段声源级下降的原因,也导致了在质量控制区出现阻抗突变从而引起响应起伏。通过在气囊内充入特性阻抗较小的气体能够消除这种响应起伏。
3)传统的被动式压力补偿方案难以在大深度环境下实现超低频段使声辐射性能提升,主要原因在于大深度下被动压力补偿气囊引入了较大的附加刚度,提升了振动系统的谐振频率。溢流结构及主动压力补偿方案是值得推荐的提升大深度环境下超低频声辐射性能的措施,但仍需在提升安全可靠性方面开展充分的研究工作。
在电动式换能器的研究中,机械振动模型和声辐射模型的完善始终是研究重点,这对改善电动式换能器的性能,使之更贴近于应用需求至关重要。目前电动式换能器在应用过程中遇到的主要问题包括:1)电动式换能器结构上的安全可靠性及长时间连续工作问题;2)电动式换能器超低频性能校准问题;3)电动式换能器在拖曳、变深等使用场景中声学性能实时监测问题。为解决这些问题,开展换能器结构的气密、水密、散热、线圈定位等工艺技术研究,以及对超低频段声辐射性能校准技术研究,是电动式换能器未来发展过程中的重点。