大尺寸三维超声振动系统的智能优化设计*

林基艳 孙姣夏 林书玉

1) (榆林学院,榆林市大数据与智能决策重点实验室,榆林 719000)

2) (陕西师范大学,陕西省超声学重点实验室,西安 710119)

对大尺寸三维超声换能器系统的耦合振动进行有效控制,优化系统的性能,一直都是功率超声领域亟待解决的难题.研究发现,一些声子晶体槽、孔结构可以对大尺寸换能器系统的横向振动进行抑制,提高系统振幅分布均匀度,且可以通过改变声子晶体结构的配置参数人为地实现对大尺寸三维超声振动系统性能的调控.但过多的设计参数必然会增加系统设计的复杂度,且目前大尺寸三维超声换能器系统的优化设计依赖于经验试错法,设计效率和成功率较低,性能也无法保证.研究引入同质位错、点缺陷结构对大尺寸三维超声振动系统进行优化设计,并利用数据分析技术评价了同质位错、点缺陷结构的配置对系统辐射面的纵向位移振幅、振幅分布均匀度、辐射声功率、工作带宽等的影响规律,建立了同质位错结构、近周期缺陷结构的结构参数——大尺寸超声换能器系统性能的预测模型,实现了对大尺寸功率超声换能器系统的智能设计,提高了设计效率和成功率,降低了设计成本.

1 引言

随着功率超声应用范围的不断扩大,对超声振动系统性能的要求越来越高,且在不同的应用场合,对超声振动系统性能的要求也不同.在超声加工、超声焊接等大功率超声处理及加工领域,大尺寸三维超声振动系统得到了越来越广泛的应用.但因三维超声振动系统的横向尺寸过大,受耦合振动的影响,在使用时不可避免地会出现能量损耗增大、辐射面的纵向位移振幅分布不均匀且较小等一系列问题,严重影响超声处理及加工系统的工作效果[1].

针对大尺寸三维超声振动系统的上述问题,国内外的超声工作者们展开了积极的研究,研究方案主要围绕大尺寸三维超声振动系统耦合振动的分析、大尺寸三维超声振动系统耦合振动的控制、基于声子晶体结构的振动抑制方法三个方面展开.

1) 耦合振动的分析方法[2-11].主要是利用表观弹性法、瑞利能量法、等效电路法等对大尺寸三维超声振动系统的耦合振动进行分析.其中,表观弹性法因其简单、物理意义明确等优点而得到了广泛的应用,但利用其对形状相对复杂、开槽孔较多的大尺寸振动系统进行分析时,计算过程会非常复杂,甚至可能产生较大的误差.

2) 耦合振动的控制方法[12-23].主要是利用开孔、开槽、开细缝、二次设计、附加弹性部件等方法对大尺寸三维超声振动系统的耦合振动进行控制.

3) 基于声子晶体结构的振动抑制方法[24-27].主要是利用在大尺寸三维超声振动系统上设计的具有周期性结构的声子晶体的带隙,实现对系统中横向振动的抑制和衰减.

虽然这些方法都能在一定程度上改善大尺寸三维超声振动系统的性能,但各有其局限性.不仅对振动系统辐射面的位移振幅分布均匀性、纵向位移振幅的改善效果有限,且设计方法依赖于经验试错法,设计效率和成功率较低,性能也无法保证.截至目前,对两个横向尺寸皆与其纵向尺寸可相比拟的大尺寸三维超声振动系统的研究较少,因此,为更好的推动大尺寸三维功率超声振动系统在实际工程领域的应用,亟需探索新的方法来对其耦合振动进行更有效地控制.

2 大尺寸三维功率超声振动系统

本论文以应用在超声塑料焊接领域的、以纵振为主的大尺寸三维长方体超声振动系统为例进行研究.系统由夹心式纵向振动压电陶瓷换能器、复合变幅杆和两个横向尺寸(X,Y方向的尺寸)皆与其纵向(Z方向)尺寸可相比拟的大尺寸三维长方体工具头组成,工作频率设定在20 kHz 附近,为实现谐振,三者均设计成一个半波长结构,系统结构如图1 所示,各部分的材料和结构参数如表1所示.超声能量沿图1 的Z轴传播,利用仿真软件模拟系统的振动特性,得到如图2 所示的振型图、图3 所示的工具头辐射面以及辐射面上沿X方向(平行于X方向的垂直中心线,见图1(b))、Y方向的纵向相对位移振幅分布图(平行于Y方向的垂直中心线,见图1(c)).

表1 系统的材料和结构参数表Table 1.Material and structural parameter table of the system.

图1 大尺寸三维长方体超声振动系统结构示意图及中心线位置Fig.1.Structural schematic diagram and centerline position of large-dimension 3D cube ultrasonic vibration system.

图2 大尺寸三维超声振动系统振型图Fig.2.Modal diagram of large-dimension 3D ultrasonic vibration system.

图3 辐射面和辐射面长度(X 方向)和宽度(Y 方向)上的纵向相对位移振幅分布对比图Fig.3.Comparison diagram of longitudinal relative displacement amplitude distribution on the radiation surface and the length (Xdirection) and width (Y-direction) of the radiation surface.

根据

可求得大尺寸三维长方体超声振动系统辐射端面纵向相对位移振幅平均值Sn=0.00467.根据

可求得辐射面纵向位移振幅分布均匀度Un=0.0426936%.为了方便比较,论文还求解了平行于X,Y方向的垂直中心线上的纵向相对位移振幅平均值和纵向位移振幅分布均匀度,其中,大尺寸三维长方体超声振动系统辐射端面长度、宽度方向上的纵向相对位移振幅平均值分别为Scn=0.00497,Skn=0.00624.辐射面长度、宽度方向上的纵向位移振幅分布均匀度分别为Ucn=26.096%,Ukn=0.8001%.

从计算结果可以看出,受泊松效应的影响,大尺寸三维长方体超声振动系统产生了强烈的耦合振动,不仅导致系统辐射面的纵向位移振幅很小,而且振幅分布均匀度也很差.为了对系统的横向振动进行有效地控制,改善系统辐射面振幅分布均匀度,增大输出端面的纵向位移振幅,本研究利用同质位错和点缺陷结构对大尺寸三维长方体超声振动系统进行优化设计.

3 大尺寸三维功率超声振动系统的优化设计

3.1 同质位错结构的大尺寸三维超声振动系统的设计

同质位错[28,29](位错是一种晶体结构上的拓扑缺陷)是一种在位错线两侧具有相同材料以及结构属性的晶体结构,可分为横向位错(将位错线两边的所有散射体整体向左/右移动|Δx|/2 距离)和纵向位错(将位错线两边的所有散射体整体向上/下移动|Δy|/2 距离),如图4 所示.研究表明,引入同质横向位错结构,可以使得带隙频率范围内的超声波沿位错通道传播,从而出现声波导现象,且可以通过对Δx的调节,有针对性地调控超声波的传播行为和频带特征.这就为大尺寸三维超声振动系统辐射面纵向位移振幅分布均匀度的改善提供了一种新的解决方案,即在振动系统的工具头上设计同质横向位错结构(沿大尺寸三维长方体工具头的X轴方向,加工4 个高度为h,宽度为w,槽中心与位错线距离分别为l2,l3的穿透性长方体空气槽,沿大尺寸三维长方体工具头的Y轴方向,加工2 个高度为h,宽度为w,槽中心与位错线距离分别为l1的穿透性长方体空气槽),调节相邻直孔槽间的位错距离来人为控制传导模的位置,通过将位错通道设置在位移偏小的位置,来改善辐射面位移分布,提高系统辐射面的振幅分布均匀度.优化后的大尺寸三维长方体工具头模型以及各部分尺寸如图5 所示.

图4 同质位错结构(a)横向位错结构;(b) 纵向位错结构Fig.4.Schematic diagram of dislocation defect: (a)Lateral dislocation structure;(b) longitudinal dislocation structure.

图5 同质位错结构的工具头(a)模型图;(b) 工具头YZ 面的各部分尺寸;(c) 工具头XZ 面的各部分尺寸Fig.5.Tool heads with homogeneous dislocation structures: (a)Model diagram;(b) dimensions of each part of the YZ surface of the tool head;(c) dimensions of each part of the XZ surface of the tool head.

在COMSOL Multiphysics 中建立同质位错结构的大尺寸三维超声振动系统的模型,计算模型的特征频率,获得图6 所示的系统振型图,图7 所示为工具头辐射面及辐射面沿X,Y方向的纵向位移振幅分布图(仍然选取两条垂直中心线).

图6 同质位错结构的大尺寸三维超声振动系统振型图Fig.6.Modal diagram of large-dimension 3D ultrasonic vibration system with homogeneous dislocation structure.

图7 辐射面和辐射面长度(X 方向)和宽度(Y 方向)上的纵向相对位移振幅分布对比图Fig.7.Comparison diagram of longitudinal relative displacement amplitude distribution on the radiation surface and the length (Xdirection) and width (Y-direction) of the radiation surface.

由(1)式、(2)式计算可知,同质位错结构的大尺寸三维超声振动系统辐射面的纵向相对位移振幅平均值Sn=0.00775,纵向位移振幅分布均匀度Un=87.8583%.辐射面长度、宽度方向上的纵向相对位移振幅平均值分别为Scn=0.00726,Skn=0.00773.辐射面长度、宽度方向上纵向位移振幅分布均匀度分别为Ucn=93.3646%,Ukn=92.5975%.即

由图7 和计算结果可以看出,同质位错结构的大尺寸三维超声振动系统辐射面的纵向位移振幅分布均匀度得到了有效地改善,但辐射面的纵向位移振幅的改善效果较小.

3.2 同质位错与点缺陷结构的大尺寸三维超声振动系统的设计

当声子晶体中存在点缺陷[30,31](改变晶格中某个散射体的结构参数或移除完美周期结构中的某一散射体而形成的不完美周期结构)时,会导致其带隙范围内缺陷态的出现,引发声波的安德森局域化效应(带隙范围内声波的压强或位移等的分布在点缺陷处具有很好的局域性),且点缺陷模式具有极高的品质因数,能量损耗较低.这又为大尺寸三维超声振动系统辐射面的纵向位移振幅分布均匀度和纵向位移振幅的改善提供了一种新思路,将大尺寸三维超声振动系统的工具头设计成点缺陷结构,利用构造的点缺陷模式,获得极低的能量损耗(空气和基体Al 6063-T83 的声阻抗差异较大,向空气的辐射小,尤其当声波为高频声波时,能量损耗几乎可以忽略不计),有效改善大尺寸三维超声振动系统因耦合振动导致的能量损耗增大的问题.且改变缺陷点的结构参数(填充率、半径、旋转角度等),可以人为地调控缺陷点位置的模场分布和振动相位,从而进一步改善大尺寸三维超声振动系统辐射面纵向位移振幅分布均匀度和纵向位移振幅大小.

在大尺寸三维超声振动系统的工具头上加工3 行5 列与系统Z轴平行的、底半径为r1、顶半径为r2、高度为h1的以正方形晶格排列的空气圆锥体孔,并将3×5 排列结构最中心的圆椎体孔(图8(a)中红色圆圈标注的部分)改为半径为r3的圆柱体孔;沿工具头的X轴方向,加工4 个高度为h,宽度为w、槽中心与位错线距离分别为l2,l3的穿透性长方体空气槽,沿大尺寸三维长方体工具头的Y轴方向,加工2 个高度为h,宽度为w,槽中心与位错线距离分别为l1的穿透性长方体空气槽,构造基于单点变形缺陷和同质位错结构的大尺寸三维超声振动系统(换能器、复合变幅杆、工具头的材料和尺寸均保持不变),优化后系统的结构模型和各部分的尺寸如图8 所示.利用COMSOL Multiphysics 仿真得到的系统振型图如图9 所示.

图9 同质位错与点缺陷结构的大尺寸三维超声振动系统振型图Fig.9.Modal diagram of large-dimension 3D ultrasonic vibration system with homogeneous dislocations and point defect structures.

由(1)式、(2)式计算可知,同质位错与点缺陷结构的大尺寸三维超声振动系统辐射面上的纵向相对位移振幅平均值Sn=0.0221,辐射面上的纵向位移振幅分布均匀度Un=92.5314%.辐射面长度、宽度方向上的纵向相对位移振幅平均值分别为Scn=0.0217,Skn=0.0222,辐射面长度、宽度方向上的纵向位移振幅分布均匀度分别为Ucn=98.6029%,Ukn=95.5901%.即

由图10 和计算结果可以明显看出,与未优化的大尺寸三维超声振动系统相比,同质位错与点缺陷结构的大尺寸三维超声振动系统辐射面的纵向相对位移和振幅分布均匀度均得到显著提升,说明受同质位错和点缺陷结构的影响,系统X和Y方向的横向振动均得到了有效的抑制,纵向振动模态更加单一,保证了系统的纵向工作效率.同时,能量的局域化效应和极低的能量损耗使系统辐射面的纵向位移振幅得到了大幅度增大,即优化设计方案达到了提高超声处理及加工系统性能的目的.

4 基于同质位错与点缺陷结构的系统的智能优化设计

可以通过改变同质位错和点缺陷的结构参数人为地控制位错通道的位置、声波局域化程度、缺陷态模式、振动模场分布等特性来实现对大尺寸三维超声振动系统性能的调控.但过多的同质位错结构和点缺陷结构的设计参数增加了设计的复杂性,严重制约了设计效率和设计质量的持续提高.因此,论文利用数据分析技术评价了长方体空气槽的高度h,宽度w,散射体空气圆椎体孔的高度h1、单点变形缺陷圆柱体孔的半径r3对大尺寸三维超声振动系统性能指标(纵向谐振频率f、辐射面纵向相对位移振幅、辐射面位移振幅分布均匀度)的影响规律,建立了同质位错结构、近周期缺陷结构的结构参数-大尺寸超声换能器系统性能的预测模型,实现大尺寸功率超声换能器系统的智能设计,提高设计效率和成功率,降低设计成本.根据SPSS 的分析结果,可以建立h,w,h1,r3对纵向谐振频率f、辐射面纵向相对位移振幅(x位移、y位移)、辐射面位移振幅分布均匀度(x均匀度、y均匀度)的关系模型:

其中,A,B,C,D为常数,x分别代表w,r3,h,h1.

当x为w时,A,B,C,D分别为21987.899,-106.873,-25.220,1.048,当x为r3时,A,B,C,D分别为20393.833,5.910,-2.580,0.131,当x为h时,A,B,C,D分别为23761.086,-100.711,0.756,0,当x为h1时,A,B,C,D分别为20581.774,15.980,-0.431,0.0025.

其中,A,B,C,D为常数,y分别代表w,r3,h,h1.

当y为w时,A,B,C,D分别为8.899,-0.683,0.346,-0.024,当y为r3时,A,B,C,D分别为13.256,-0.0826,0.0196,-0.00424,当y为h时,A,B,C,D分别为-2.878,0.528,-0.00441,0,当y为h1时,A,B,C,D分别为6.147,0.0490,0.000719,-0.00000428.

其中,A,B,C,D为常数,z分别代表w,r3,h,h1.

当z为w时,A,B,C,D分别为10.687,0.316,0.101,-0.0161,当z为r3时,A,B,C,D分别为13.993,-0.152,0.0284,-0.00711,当z为h时,A,B,C,D分别为9.220,0.124,0,-0.0000139,当z为h1时,A,B,C,D分别为6.179,0.0803,0,0.

其中,A,B,C,D为常数,m分别代表w,r3,h,h1.

当m为w时,A,B,C,D分别为60.434,6.478,0.622,-0.137,当m为r3时,A,B,C,D分别为100.911,-4.0582,1.239,-0.108,当m为h时,A,B,C,D分别为-86.416,5.406,-0.0406,0,当m为h1时,A,B,C,D分别为97.582,-0.318,0.00745,-0.0000437.

其中,A,B,C,D为常数,n分别代表w,r3,h,h1.

当n为w时,A,B,C,D分别为100.217,-6.363,2.332,-0.215,当n为r3时,A,B,C,D分别为98.417,-3.146,0.877,-0.0697,当n为h时,A,B,C,D分别为-79.685,4.804,-0.0328,0,当n为h1时,A,B,C,D分别为96.291,-0.0259,0.000540,-0.00000309.

为验证预测模型的准确性,图11—图14 显示了利用COMSOL 仿真软件计算的长方体空气槽的高度h,宽度w,散射体空气圆椎体孔的高度h1、单点变形缺陷圆柱体孔的半径r3对大尺寸三维超声振动系统性能指标(纵向谐振频率、辐射面纵向相对位移振幅、辐射面位移振幅分布均匀度)的影响规律.

图11 h 对系统性能的影响Fig.11.Influence of the parameter of h on the performance of the system.

图11 显示了长方体空气槽的高度h对大尺寸三维超声振动系统的谐振频率、辐射面纵向位移振幅、位移振幅分布均匀度的影响规律.从图11 可以看出,当其他几何结构参数保持不变时,随着长方体空气槽的高度h的增大,系统谐振频率呈现先减小后增大的趋势.随着长方体空气槽的高度h的增大,辐射面的Y方向的纵向相对位移振幅整体呈现出先增大再减小然后增大的趋势,辐射面的X方向的纵向相对位移振幅整体呈现先增大后减小再增大的趋势,当h在55—60 mm,66—72 mm之间取值时,系统辐射面的纵向相对位移振幅较大.另外,随着长方体空气槽的高度h的增大,系统辐射面的纵向位移振幅分布均匀度也整体呈现出了先增大、后减小、接着增大、最后减小的趋势,当h在66—71 mm 之间取值时,系统辐射面的纵向位移振幅分布均匀度最佳.因此,综合考虑各个性能指标,当长方体空气槽的高度h在66—71 mm之间取值时,同质位错与点缺陷结构的大尺寸三维超声振动系统的性能可达到较为理想的状态.

图12 显示了长方体空气槽的宽度w对大尺寸三维超声振动系统的谐振频率、辐射面纵向位移振幅、位移振幅分布均匀度的影响规律.从图12 可以看出,当其他几何结构参数保持不变时(设置h=67 mm),随着长方体空气槽的宽度w的增大,系统谐振频率逐渐减小;辐射面的Y方向的纵向相对位移振幅整体呈现出先减小后增大最后减小的趋势,辐射面的X方向的纵向相对位移振幅整体呈现先增大后减小的趋势,当w在6—9 mm 之间取值时,系统辐射面的纵向相对位移振幅较大.另外,随着w的增大,辐射面的X方向的纵向位移振幅分布均匀度整体呈现出先增大后减小的趋势,辐射面的Y方向的纵向位移振幅分布均匀度整体呈现不断减小的趋势,当w在5—8 mm 之间取值时,系统辐射面的纵向位移振幅分布均匀度最佳.因此,综合考虑各个性能指标,当长方体空气槽的宽度w在6—8 mm 之间取值时,同质位错与点缺陷结构的大尺寸三维超声振动系统的性能可达到较为理想的状态.

图12 w 对系统性能的影响Fig.12.Influence of the parameter of w on the performance of the system.

图13 显示了散射体空气圆锥体孔的高度h1对大尺寸三维超声振动系统的谐振频率、辐射面纵向相对位移振幅、位移振幅分布均匀度的影响规律.从图13 可以看出,当其他几何结构参数保持不变时(设置h=67 mm,w=7 mm,l1=17 mm,l2=52 mm,l3=15 mm),随着h1的增大,系统谐振频率整体呈现先减小后增大的趋势;辐射面的X,Y方向的纵向相对位移振幅整体呈现出不断增大的趋势.另外,随着h1的增大,辐射面的X方向的纵向位移振幅分布均匀度整体呈现出先增大后减小的趋势,辐射面的Y方向的纵向位移振幅分布均匀度整体呈现先增大后减小,接着增大最后减小的趋势.综合考虑各个性能指标,当h1在60—70 mm,85—90 mm 之间取值时,同质位错与点缺陷结构的大尺寸三维超声振动系统的性能可达到较为理想的状态.

图13 h1 对系统性能的影响Fig.13.Influence of the parameter of h1 on the performance of the system.

图14 显示了单点变形缺陷圆柱体孔的半径r3对大尺寸三维超声振动系统的谐振频率、辐射面纵向位移振幅、位移振幅分布均匀度的影响规律.从图14 可以看出,当其他几何结构参数保持不变时(设置h=67 mm,w=7 mm,l1=17 mm,l2=52 mm,l3=15 mm,h1=86 mm),随着r3的增大,系统谐振频率整体呈现逐步减小的趋势;辐射面的X,Y方向的纵向相对位移振幅整体呈现出不断减小的趋势.另外,随着r3的增大,辐射面的X方向的纵向位移振幅分布均匀度整体呈现出先增大后减小的趋势,辐射面的Y方向的纵向位移振幅分布均匀度整体呈现不断减小的趋势.综合考虑各个性能指标,当r3在3—6 mm 之间取值时,同质位错与点缺陷结构的大尺寸三维超声振动系统的性能可达到较为理想的状态.

图14 r3 对系统性能的影响Fig.14.Influence of the parameter of r3 on the performance of the system.

图15 显示了利用数据分析技术预测的系统性能指标值与实测值的对比.结果表明,谐振频率的预测值和实测值的相对误差在±1%的范围内,取得了较高的精度.

图15 频率f 的预测值和实测值的对比及相对误差Fig.15.Comparison and relative error between predicted and measured values of frequency f.

从图16 可以看出,辐射面X方向的纵向相对位移振幅的预测值和实测值的相对误差在±9%的范围内,取得了较高的精度.从图17 可以看出,辐射面Y方向的纵向相对位移振幅的预测值和实测值的相对误差在±10%的范围内,也取得了较高的精度.

图16 x 位移的预测值和实测值的对比及相对误差Fig.16.Comparison and relative error between predicted and measured values of x displacement.

图17 y 位移的预测值和实测值的对比及相对误差Fig.17.Comparison and relative error between predicted and measured values of y displacement.

从图18 可以看出,辐射面X方向的纵向位移振幅分布均匀度的预测值和实测值的相对误差在±10%的范围内,取得了较高的精度.从图19 可以看出,辐射面Y方向纵向位移振幅分布均匀度的预测值和实测值的相对误差在±6%的范围内,也取得了较高的精度.在极个别特殊点处,因为耦合作用的影响,存在较大的误差,因此剔除了极个别的异常数据,数据经过清洗后,蕴含的规律性更为明显,从而保证了采用经过清洗后建立的模型可以更好地反映出各个参数对换能器性能的影响规律.

图19 y 均匀度的预测值和实测值的对比及相对误差Fig.19.Comparison and relative error between predicted and measured values of y uniformity.

5 实验验证

为了进一步验证设计的有效性,本文基于预测模型设计了基于同质位错与点缺陷结构的系统(根据模型预测结果,选取h=67 mm,w=7 mm,h1=86 mm,r3=5 mm),另外,设计YZ平面槽中心与位错线的距离l1=17 mm,XZ平面槽中心与位错线的距离l2=52 mm,l3=15 mm.为了进行比较分析,加工了一套未经优化的大尺寸三维超声振动系统,如图20 所示.利用实验仪器分别对系统的输入电阻抗和辐射面振幅位移分布进行测试.

图20 加工的两套系统的实物图Fig.20.Two sets of processed physical systems.

5.1 输入电阻抗与谐振频率的实验验证

利用6500 B 精密阻抗分析仪对未优化的大尺寸三维超声振动系统的导纳进行测试,如图21(a)所示,测量得到系统的纵向谐振频率为19.789 kHz,结果如图21(b)所示,可以看出,仿真求得的系统的纵向谐振频率约为19.627 kHz.将测试结果与利用Comsol Multiphysics 仿真求得的结果(图21(c))进行比较,二者的误差为0.818637%,符合度很高,能够很好地满足工程应用的要求.

图21 未优化系统的输入电阻抗与谐振频率的测量与对比(a)测量过程;(b) 测量结果;(c) 仿真导纳曲线图Fig.21.Measurement and comparison of input impedance and resonant frequency of unoptimized systems: (a)Measurement process;(b) measurement results;(c) simulation admittance curve.

利用6500 B 精密阻抗分析仪对同质位错与点缺陷结构的大尺寸三维超声振动系统的导纳进行测试,如图22(a)所示.测量得到系统的纵向谐振频率为20.227 kHz,结果见图22(b),从图22(b)可以看出,仿真求得的系统的纵向谐振频率约为20.361 kHz.将测试结果与利用Comsol Multiphysics 仿真求得的结果(图22(c))进行比较,二者的误差为0.662481%,符合度很高,能够很好地满足工程应用的要求.

图22 优化后系统的输入电阻抗与谐振频率的测量与对比(a)测量过程;(b) 测量结果;(c) 仿真导纳曲线图Fig.22.Measurement and comparison of input impedance and resonant frequency of the optimized system: (a)Measurement process;(b) measurement results;(c) simulation admittance curve.

5.2 系统辐射面振幅分布的实验验证

使用PSV-400 全场扫描式激光振动测量系统对未优化的系统和基于同质位错与点缺陷结构的系统的辐射面振幅分布进行测量验证(如图23(a)所示),测量结果分别如图23(b),(c)所示.为了更加清晰直观地分析二者的振幅分布对比情况,本文通过实验测得的辐射面振幅分布数据绘制出图24所示的辐射面位移振幅对比图.

图23 振幅分布的测量(a)测量过程;(b) 未优化系统的测量结果;(c) 优化后系统的测量结果Fig.23.Measurement of amplitude distribution: (a)Measurement process;(b) measurement results of non-optimized systems;(c) measurement results of the optimized system.

图24 加工的两套系统的辐射面位移振幅对比图Fig.24.Displacement amplitude comparison diagram of the radiation surface of the two systems processed.

从图23 和图24 可以看出,基于同质位错与点缺陷结构的系统的辐射面振幅分布更加均匀,且辐射面位移振幅得到了有效提升.实验结果表明,本文对大尺寸三维超声振动系统的优化是有效的.

6 结 论

本文利用同质位错与点缺陷结构以及数据分析技术对大尺寸三维超声振动系统进行了智能优化设计,给出了长方体空气槽的高度,宽度,散射体空气圆椎体孔的高度、单点变形缺陷圆柱体孔的半径等参数对大尺寸三维超声振动系统性能指标(纵向谐振频率、辐射面纵向位移振幅、位移振幅分布均匀度)的影响规律,建立了同质位错结构、近周期缺陷结构的结构参数——大尺寸超声换能器系统性能的预测模型,且验证表明,模型可以达到较好的预测精度,可以提高设计效率和成功率.仿真和实验结果也表明,同质位错与点缺陷结构可以很好地改善大尺寸三维超声振动系统的性能.