2020, Vol. 41
弯张换能器是由纵向伸缩振动振子或径向脉动圆环驱动具有振幅放大效应的壳体产生弯曲振动辐射声能的一类换能器。由于利用了壳体弯曲振动模和具有振幅放大效应的特殊结构，决定了该类换能器一般具有低频、小尺寸、大功率的工作特性，换能器的几何尺寸一般远小于工作波长，所以换能器基本表现为全向工作特性。在低频水声发射系统中往往也需要实现指向性波束，如水下目标低频探测、远程定向水声通信等，这些场合一般可通过设计基阵实现需要的指向性[1-4]。为了在单个换能器使用情况下实现指向性，人们首先想到通过障板技术改变换能器的波束特性[5-7]，Moosad等[6]将3 kHz的Ⅳ型弯张换能器布放在抛物面反射障板的焦点附近，使本身无指向性的Ⅳ型弯张换能器实现单向辐射特性，实验得到82°开角的单向波束，前后响应差21 dB。Kronengold等[7]设计了7.3152 m的大型反射障板，使420 Hz弯张换能器实现28°波束角和25 dB前后声压比的指向性发射。模态叠加技术是低频换能器实现指向性的有效手段[8-10]，在弯张换能器驱动设计中，将驱动振子设计成双振源结构，两组单元机械并联，电路上独立驱动，通过设计单极子模态和偶极子模态加权叠加方式实现指向性发射特性。Butler等[11-13]的研究工作具有代表性，主要包括Ⅳ型指向性弯张换能器和Ⅶ型指向性弯张换能器。Zhang等[14]研究了指向性Cymbal换能器，利用一对厚度极化的压电圆片叠合，通过同时激发压电圆片的径向振动和弯曲振动，驱动弯曲振动凸型金属帽产生单极子模态和偶极子模态，在每个工作频率下设计不同幅度加权和相位调控参数，实现“心形”指向性波束。上述换能器实现偶极子模态工作时，弯曲壳的一对振动臂做等幅反相振动，在上述换能器结构中压电振子具有弯曲振型，材料内部出现剪切应力，在大功率模式下会由于功能材料内部剪切作用而受到机械损伤，影响换能器的大功率发射；在驱动方式上，需要两路电信号驱动，并且随频率变化调整幅度加权系数，甚至需要配合相位参数的调控[11]，应用起来存在一定的不方便性。
本文根据上述换能器实现指向性的模态叠加原理，提出一种指向性弯张换能器结构，采用凸凹复合结构弯曲振动壳体，凸凹振动臂在振动模式上自然具有法向位移反相的工作特性，通过结构参数的调控，使二者在单一振子驱动下，输出幅度满足一定差值关系，可等效为单极子与偶极子的模态叠加，实现指向性辐射。在此以径向脉动圆环驱动凸-凹球冠帽的结构为例，进行指向性弯张换能器的设计和工作特性分析，验证设计方案的可行性。
1 基本结构及模态分析Ⅴ型弯张换能器与Ⅵ型弯张换能器是结构紧凑的弯张换能器类型，均采用径向脉动圆环驱动一对球冠帽产生弯曲振动，实现低频声辐射，常被用作小型无指向性低频声源[15]。二者结构上的主要区别在于前者采用凸型球冠帽、后者采用凹型球冠帽。本文的实例中采用凸凹复合结构的振动壳体，类似于单臂Ⅴ型弯张换能器与单臂Ⅵ型弯张换能器组合而成的复合壳体，如图 1所示。经反复优化得到如下结构参数：PZT-4径向极化压电陶瓷圆环，ϕ74 mm×ϕ90 mm×14 mm；其余结构材料为硬铝，圆环振动体部分ϕ90 mm×ϕ100 mm×30 mm，上部为4 mm厚的凸型球冠帽，下部为5 mm厚的凹型球冠帽。
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| 图 1 换能器结构示意 Fig. 1 Schematic diagram of the transducer | |
设上部凸型球冠帽中心点法向位移幅值为Ua，下部凹型球冠帽中心点法向位移幅值为Ub，凸、凹型球冠帽中心点间距为d。由一对点源组成偶极子声源与等强度点声源远场声压幅值相差kd倍，k为波数，因此在kd≪1的低频辐射情况下，偶极子声源辐射效率比较低。在设计低频指向性辐射的等效模态时，必须使Ua和Ub，存在差异性，保证偶极子等效辐射源之外还可以剩余单极子声源辐射分量，否则换能器就变成不折不扣的偶极子声源了。通过一对弯曲臂的谐振频率既相互错开，又兼具耦合振动作用来达到目的。以下通过有限元模态分析，研究这种结构换能器的振动特性。
图 2、3为换能器空气中模态分析的模态振型图，图中黑色线框为结构原型状态，并将压电陶瓷圆环的变形情况放大显示，便于分析讨论。前两阶模态谐振频率分别为5 582 Hz和6 906 Hz。从模态振型图可以看出，图 2所示的第1阶谐振模态(5 582 Hz)，对应凹型球冠帽为主要振动部件，与凸型球冠帽产生耦合作用；图 3所示的第2阶谐振模态(6 906 Hz)，对应凸型球冠帽为主要振动部件，与凹型球冠帽产生耦合作用。
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| 图 2 换能器基频模态振型(空气中) Fig. 2 Mode deformation at the fundamental frequency (in air) | |
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| 图 3 换能器二次谐振模态振型(空气中) Fig. 3 Mode deformation at the second resonance frequency (in air) | |
图 2所示的振型下，压电陶瓷环沿轴向做弯曲振动；图 3所示的振型下，压电陶瓷环的主要形变特征是沿径向脉动，受凸凹复合壳体两臂振幅差异性的影响，脉动振幅沿轴向呈现梯度分布规律，同时也是受壳体弯曲振动影响，压电陶瓷环有明显的轴向平动行为。由于上述振型图是模态分析的结果，当凸凹复合壳体受压电陶瓷环产生径向脉动激励时，图 2所示的壳体两臂相向运动振型不会出现，应该出现的振型类似于图 3的同向摆动情况，只不过凹型振动臂的振幅会比凸型更大一些。
为了验证关于这2个振动模态振型特点的分析，我们对有限元模型进行处理，在金属圆环中部位置(图 4、图 5中深点线所示)施加轴向位移为零的约束，抑制平动行为和2个振动臂的振动耦合，得到2个振动臂独立振动模态的谐振频率，振型图见图 4、图 5。
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| 图 4 对应凹型振动臂谐振模态振型(空气中) Fig. 4 Mode deformation at the resonance frequency of concave arm (in air) | |
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| 图 5 对应凸型振动臂谐振模态振型(空气中) Fig. 5 Mode deformation at the resonance frequency of convex arm (in air) | |
由图 4、图 5振型图可以看出，第1阶谐振模态对应凹型球冠帽的弯曲振动，谐振频率为5 595 Hz；第2阶谐振模态对应凸型球冠帽的弯曲振动，谐振频率为6 657 Hz。
基于振动臂独立振动模态分析，结合图 2、图 3振型位移幅度情况，可以认为：图 2所示的第1阶谐振模态(5 582 Hz)，对应凹型球冠帽为主要振动部件，与凸型球冠帽产生耦合振动；图 3所示的第2阶谐振模态(6 906 Hz)，对应凸型球冠帽为主要振动部件，与凹型球冠帽产生耦合振动。
在此进一步分析了换能器在空气中的振动响应，如图 6所示。提取换能器的3个关键点的位移响应曲线分析结果，U-a、U-b、U-r分别是凸型球冠帽中心点、凹型球冠帽中心点、金属圆环外侧面的法向位移幅值随频率变化的响应曲线，图中结果可以看出U-r的值比较小，表明无论凸型球冠帽还是凹型球冠帽弯曲臂，在径向振动压电陶瓷环驱动下，都有振幅放大效应，表现出弯张换能器的基本振动特性；凸型球冠帽与凹型球冠帽的振动峰值点分别位于5 595 Hz和6 657 Hz，由于空气中换能器的振动Q值比较高，每个峰值附近的响应带宽远远小于两谐振峰的频率差，因此换能器的振动臂的振动耦合比较弱，在主振弯曲壳谐振频率下，耦合作用仅使非主振弯曲壳的振动响应出现微小提升。
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| 图 6 法向位移响应曲线(空气中) Fig. 6 Normal displacement response curves (in air) 注：U-a:凸型球冠帽中心点，U-b:凹型球冠帽中心点，U-r:金属圆环中心点。 | |
对图 1所示弯张换能器建立水中有限元模型，计算换能器在幅值1 V的电信号激励下的振动辐射特性，分析的频率范围是2 000~5 000 Hz。
图 7给出换能器的3个关键点的位移响应曲线分析结果，与空气中分析结果(图 6)相比，在径向振动压电陶瓷环驱动下，2个振动臂都有振幅放大效应，表现出弯张换能器的基本振动特性；凸型球冠帽与凹型球冠帽的振动峰值点分别位于3 125、3 675 Hz，峰值位移幅值分别为4.16、6.20 nm。峰值之间的频率差经过合理优化，使换能器的一对弯曲臂既可实现有效振动耦合，同时又使位移响应特性存在明显的差异性。
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| 图 7 法向位移响应曲线(水中) Fig. 7 Normal displacement response curves(under water) 注：U-a:凸型球冠帽中心点，U-b:凹型球冠帽中心点，U-r:金属圆环中心点。 | |
图 8给出半径2 m同心圆上0°、90°、180°位置场点的声压幅值随频率变化曲线，分别用P0、P90、P180表示，其中凸型球冠帽对应的一侧定义为0°方向。图示结果表明，换能器在较宽频带内具有指向性，以0°方向为极大值方向，在谐振频率附近，换能器具有明显的指向性。后端方向的声辐射得到明显抑制。从图 8的P180曲线可以看出，后端声压幅值在3 400 Hz处出现极小值，为0.016 18 Pa，该频率对应的前向声压幅值为0.378 8 Pa，该结果表明3 400 Hz下换能器可形成“心形”指向性波束，前后最大声压比为-27.4 dB。当频率向低频端和高频端延伸，前后波束极大值将趋于一致、垂直方向(90°)明显低于前后方向，指向性特性趋于偶极子辐射特性，表明双臂球冠帽在远离谐振频率时都处于非谐振的受迫振动状态，表现为幅度基本相等的反相振动行为。
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| 图 8 远场声压幅值 Fig. 8 Amplitude of pressure at points in far field 注：P0: 0°点，P90: 90°点，P180: 180°点。 | |
进一步利用辐射声场计算结果，可以计算出不同频率的指向性曲线，如图 9所示。图 9给出换能器在3.0、3.2、3.4、3.6、3.8、4.0 kHz的指向性曲线，与前述讨论结果一致，换能器在3~4 kHz频率范围内具有明显的指向性，前后声压比超过-5 dB，其中3.4 kHz频率下，前后声压比为-27.4 dB，后端最低点为-35 dB，存在一个较小的尾端副瓣，接近较理想的“心形”指向性图。
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| 图 9 指向性曲线 Fig. 9 Directional pattern 注：D-3.0：3.0 kHz，D-3.2：3.2 kHz，D-3.4：3.4 kHz，D-3.6：3.6 kHz，D-3.8:3.8 kHz，D-4.0：4.0 kHz。 | |
文献报导的双振子驱动的指向性弯张换能器在加权参数不变情况下，也只能在某一频率附近的较窄频带内形成“心形”指向性图。以上指向性结果与文献结果基本相当，证明了本文提出的指向性弯张换能器技术方案的有效性。
计算给出换能器在2 000~5 000 Hz频率范围内的发射电压响应曲线，如图 10所示。结果表明，换能器在3 675 Hz频率处具有最高发射电压响应，为119.8 dB，在3 200~4 000 Hz具有明显指向性的频带内响应起伏约为4 dB，如果换能器在1 024 V电压驱动下，最大声源级可达180 dB。
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| 图 10 发射电压响应曲线 Fig. 10 Transmitting voltage response curve | |
1) 径向脉动圆环驱动凸-凹球冠帽结构的弯张换能器，可实现在3 200~4 000 Hz频带内响应起伏约为4 dB、前后声压比超过-5 dB指向性、最大声源级可达180 dB的工作特性。
2) 本文的设计思想不同于现有的双激励振子工作模式，真正从结构上解决了偶极子模式和单极子模式的激发与耦合，实现弯张换能器的指向性发射。
3) 单一振子驱动使换能器应用起来更具方便性，通过结构优化，可以使换能器在某些频率点上实现“心形”指向性，本文设计实例在3.4 kHz频率处后端相对声压级降低至-27.4 dB，与双激励振子在单一权系数条件下的指向性调控能力相当。
4) 通过计算分析，验证了所提出的凸-凹结构振动臂的指向性弯张换能器方案是可行的，设计思想可以推广应用到凸-凹椭圆壳结构之中。
在工程上凸-凹结构的机械配合以及装配和预应力工艺方面会增加一定复杂性，这些问题的解决和进一步的实验验证工作将在后续研究中完成。
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