復合材料機身結構聲學特性及影響參數分析

胡 瑩李晨曦 林 森

(中國商飛上海飛機設計研究院 上海 201210)

0 引言

隨著科技的進步和新材料的應用，民用飛機(以下簡稱“民機”)逐步向超大寬體、低噪聲、輕量化等方向發展，大量采用高性能復合材料(以下簡稱“復材”)是航空航天飛行器發展的重要方向[1?2]。其中在民機領域，復材應用發展非常迅速，如B787機身段采用全復材結構，復材用量達到50%，而A350XWB的復材用量為52%[1,3]。先進發動機的靜音技術已經使得飛機發動機噪聲大幅降低，相比之下，機身氣流摩擦噪聲和結構振動輻射噪聲已經占到飛機噪聲的很大比重，而這部分噪聲主要依靠機體結構來隔離。鑒于此，復材結構將是承擔著隔離大部分外部噪聲(如附面層噪聲、發動機風扇噪聲、噴流噪聲)的主要部件，且復材板殼的聲學特性研究對于結構的低噪聲設計具有重要的意義[4]。

由于復材的可設計性，雖然帶來了強度和重量優勢，但同時也造成了隔聲性能的損失。與傳統金屬壁板結構相比，復材壁板在中高頻上的隔聲性能明顯下降，必須在設計前期進行降噪設計，以免影響艙內的環境舒適度，增加后期聲學加工的難度和重量成本。研究發現，復材結構的鋪層、角度、鋪設方式都對結構的隔聲性能有著極大的影響[5]。在民機設計流程中，如果飛機已經投入運營以后再考慮噪聲控制問題，不僅受到空間和重量成本的限制，而且降噪的效果也受到了局限，消耗的人力物力成本也大大提高。而復材的可設計性，必然可以在民機設計之初，通過對影響隔聲性能的鋪層參數進行設置，在滿足強度和安全的要求下進行聲學設計，不僅能節約重量和空間成本，更可以有效地從根本上解決噪聲問題。

基于上述原因，本文從復材平板結構入手，利用無限大障板聲學理論[5]和統計能量法(Statistic energy analysis,SEA)分析復材平板結構聲學性能，并與實驗結果[6]進行對比，驗證SEA方法建模的有效性。然后依托某機型復材攻關壁板，利用SEA方法分析壁板的隔聲性能，獲得影響復材結構聲學特性的主要因素及影響趨勢。最后將復材機身結構，等效成一個復材圓柱殼體結構[7]，分析不同參數，包括半徑、長度、鋪層方式、加筋等對結構隔聲性能的影響，用于指導復材結構聲學設計，實現在設計之初從根本上最大限度地避免“聲學缺陷”問題的發生。同時對比金屬機身與復材機身的隔聲性能，分析復材機身的聲學薄弱環節，為后續的降噪設計提供依據。

1 理論基礎

1.1 傳聲損失定義

傳聲損失(又稱隔聲量)是評判航空結構隔聲能力的重要參數。飛機壁板傳聲損失特性通常通過試驗測量獲得，如混響室-混響室法、混響室-消聲室法及全尺寸機身側壁隔聲試驗的聲導法和揚聲器陣列法。對于復材機身結構壁板的隔聲性能仍采用傳聲損失這一參數進行評價定義。

傳聲損失等于入射到結構上的聲功率Wi與透過結構的聲功率Wt之比的常用對數乘以10，單位為dB。由于聲強比與聲功率比是相同的，所以傳聲損失通常與構件面積無關，傳聲損失公式為

1.2 復材平板結構聲振分析

利用無限大薄板理論[8]，具有對稱性的復材平板結構彎曲波振動方程可表示為[5,9]

式(2)中，ρ為板的密度，h為板的厚度。對于各項同性板來說，D11=D22=Eh3/12(1?ν2)，D12=νD11，ν為泊松比，D66=Gh3/12，且D16=D26=0。對于正交結構，D11?=D22，D16=D26=0。但大多數復材結構都是各項異性的，因此D16、D26不為0。

每一層鋪層都可以看成正交的，其材料屬性可表示為E11為與纖維平行方向的彈性模量；E22為與纖維垂直方向的彈性模量；ν12為垂直方向應變與平行于纖維方向的應力比值；G12為剪切模量；ν21=ν12E22/E11。因此，每一層鋪層的彈性剛度系數可由材料屬性和纖維角度表示為

其中，zk為沿z方向的第k層纖維鋪層中心面與底面的距離，見圖1；(?Qij)k是第k層纖維的剛度，是與E11、E22、G12及纖維角度θ相關的函數。除非所有鋪層角度均為0?或者90?，以及0?和90?的組合，否則板表現為各項異性結構。

圖1 板結構纖維鋪層示意圖Fig.1 The laminates layup of the panel

在進行復材壁板結構的隔聲性能分析時，吻合效應是必須考慮的現象。當入射聲波頻率大于板的臨界吻合頻率時，發生吻合效應現象。當復材平板阻尼為0時，其最小臨界吻合頻率可用式(4)計算[5]：

式(4)中，θi為入射聲波與板的法向z軸的夾角；?i為入射聲波投射到板的平面上，與x軸的夾角。

1.3 復材曲板結構聲振分析

復材機身結構可等效成一個圓柱殼體結構，如圖2所示，采用柱坐標系(z,φ,r)描述圓柱殼的變形，將柱坐標系原點設置于殼體左端幾何中心處，其中坐標z沿殼體軸線方向，φ沿著殼體周向，r沿著半徑方向。殼體內部和外部聲空間的波動方程可分別表示為[7]

圖2 圓柱殼體結構聲波傳播示意圖Fig.2 Sound transmission on the cylinder structure

針對殼體結構，其軸向、周向、徑向的運動方程可寫成：

其中，qz、qφ、qr分別為沿軸向、周向、徑向的單位激勵；u、ν、w分別為殼體沿軸向、周向、徑向的位移；N為內力，M為內力矩；I為質量慣量，有在圓柱殼體結構中，僅考慮壓力隨徑向變化，則有qz=qφ=0，qr=p1i+p1r?p2t。

根據質點法向速度連續及牛頓第二定律，在殼體表面邊界條件可表示為[10]

殼體位移可表示為

由文獻[10]，入射聲波、反射聲波、透射聲波可分別表示為

其中，P0為入射聲波幅值，n為周向模態階數，ω為角頻率，k1為入射聲波波數，k2r、k2z分別為透射聲波沿徑向、軸向波數，γ為入射角度，An、Bn為待定系數，H1為一類漢克爾函數，H2為二類漢克爾函數，?為一類貝塞爾函數。ξn為諾埃曼因子，定義為

則透射聲功率可表示為[7]

將式(11)代入式(1)即可得到結構的隔聲量。

1.4 統計能量分析方法

統計能量分析方法是解決大型結構中高頻噪聲問題的常用方法之一，基于能量平均的原理，對結構細節可模糊處理，計算速度快，其精確度取決于子系統的劃分、敏感參數的獲取以及外部聲源的輸入[11]。工程中常用VAOne軟件對結構進行建模，對于復材結構，VAOne軟件也是基于復材平板結構聲振分析模型計算結構的傳聲損失，且基于公式(4)的原理計算復材結構的吻合效應頻率。但在建模過程中，結構的導納和輻射效率是考核模型有效性的重要參數。

導納Y定義為結構聲阻抗的倒數，即結構表面法向振速v與激勵力F的比值，如在點x處的導納可用式(12)表示：

對于SEA子系統來說，導納可以通過子系統的模態密度n(f)計算[11]：

輻射效率σrad定義為當結構受到激勵振動時向外輻射聲功率的效率，可表示為

式(14)中，ρ0、c0分別為空氣密度和聲速，S為板的面積，?為板的表面法向振速的均方，Wrad為板的輻射聲功率。有限板的輻射效率計算公式可參見文獻[8]。

2 復材平板結構隔聲性能分析

復材具有比強度和比剛度高、可設計性強等優點，在飛機結構的輕量化設計中得到了廣泛的應用。在復材結構的設計中通常考慮結構布局和鋪層形式對復材結構剛度、強度和質量的影響，而對復材結構的聲學性能考慮較少。但在飛機壁板復材結構的設計中，滿足剛度、強度、重量要求的前提下，非常有必要對復材結構的聲學性能加以研究，以盡可能地獲得良好的隔聲性能，保證艙內的噪聲環境舒適。本節利用統計能量法對文獻[6]中的復材結構進行建模，對比無限大薄板理論分析結果和試驗結果，驗證建立的SEA模型是否與測試結果[6]一致。被測試的兩塊復材平板大小為1.22 m×2.44 m，其構型見圖3，分別為普通的復材平板(P1C1)和帶長桁的復材平板(P2C1)。測試在雙混響室進行，被測平板通過木制的框架安裝到測試窗口上，平板與框架間利用螺釘固定，螺釘間距為0.3 m，并用自粘泡沫膠帶進行密封以防止聲泄漏。測試平板的輻射效率時，隨機選取兩個激勵位置，采用穩態白噪聲點力激勵，板上隨機布置4個加速度計采集振動響應，計算平均均方振速。在雙混響室中采用聲壓法測量聲源室和接收室的平均聲壓級，并根據ASTM E90標準計算平板的隔聲量。

圖3 被測復材結構構型Fig.3 The measured composite panel configuration

在VAOne軟件中，利用Orthotropic Solid對結構進行建模，并在結構兩側分別建立聲空間子系統模擬發聲室和接收室，利用擴散聲場激勵，如圖4所示。結構的參數和損耗因子來自于文獻[6]中的數據。在VAOne軟件中計算SEA模型的導納、輻射效率和傳聲損失，并與文獻[6]的結果對比，如圖5、圖6、圖7所示。

圖4 復材平板結構傳聲損失SEA模型Fig.4 The SEA model of the composite flat structure

圖5 結構P1C1的導納SEA與文獻數據對比Fig.5 The comparison of the P1C1 mobility between SEA and measurement data

從圖5可以看出，P1C1的導納文獻給出的數據是0.02 m/s/N，SEA模型計算的結果是0.0204 m/s/N，兩種結果吻合；P2C1的導納文獻中沒有給出數據，因此這里不予對比。

從圖6可以看出，兩種構型的輻射效率測試結果與SEA模型計算的結果在中低頻段吻合較好，4000 Hz以上稍有差別，但最大輻射對應的頻率一致，說明結果計算有效；另外，對比P1C1與P2C1的輻射效率發現，加了長桁以后，P2C1的輻射效率明顯比P1C1大，這說明增加了長桁相當于增加了結構剛度，輻射效率增大。

從圖7可以看出，利用無限大薄板理論和SEA模型計算P1C1的傳聲損失在吻合效應以下頻率誤差較小，在吻合效應以上頻率差別較大。P1C1與P2C1兩種構型的傳聲損失測試的結果與SEA模型計算的結果全頻段吻合較好，除了在125 Hz，測試的結果明顯能看出P1C1共振頻率對應的隔聲峰谷，但SEA分析法中因統計的原因不能顯現共振頻率。同時對比P1C1和P2C1的傳聲損失，加了長桁的P2C1隔聲效果在某些頻段比P1C1差。

圖6 結構P1C1和P2C1的輻射效率SEA與文獻數據對比Fig.6 The comparison of the P1C1 and P2C1 radiation efficiency between SEA and measurement data

圖7 結構P1C1和P2C1的傳聲損失SEA與文獻數據對比Fig.7 The comparison of the P1C1 and P2C1 transmission loss between SEA and measurement data

3 復材曲板結構隔聲性能分析

與平板結構相比，曲板結構因為有曲率的存在，環頻率會影響結構的傳聲損失，而且在實際飛行中，因巡航狀態時內外部空氣的壓差也會影響結構的傳聲損失，為區別不同因素對結構傳聲損失的影響效果，因此本節對復材曲板進行SEA建模分析，以某機型復材壁板為分析對象，如圖8所示，該壁板由碳纖維制成，包含4個隔框和7根長桁，尺寸約為2100 mm×1600 mm。首先以不含長桁和隔框的曲板結構為對象，在兩側添加聲腔模型，建立起統計能量傳聲損失數值計算模型，分析曲率對傳聲損失的影響，在此基礎上，分析巡航過程中壓差對傳聲損失的影響，最后分析剛度(增加長桁和隔框)對傳聲損失的影響，最終得到實際含長桁和隔框的復材曲板結構在巡航時的傳聲損失。

復材壁板為對稱鋪層，每層均為碳纖維，密度為1550 kg/m3，鋪層厚度0.191 mm，鋪層角度為[45?/?45?/0?/0?/45?/90?/?45?/0?/0?/?45?/90?/45?/0?/0?/?45?/45?]。在VAOne中，以各項異性材料定義材料屬性，具體參數設置如表1所示。在壁板兩側分別設置發聲室和接收室，并以擴散聲場作為聲源激勵。內損耗因子定義為0.01。

圖8 復材機身壁板Fig.8 The composite fuselage panel

表1 復材壁板鋪層信息Table 1 Parameters of the composite layer

3.1 曲率對傳聲損失的影響

對于圓柱殼體來說，其曲率增大了剛度，低頻時當殼體內傳播的縱波波長大于周長時會出現圓柱殼的剛化效應，而高頻時波長較小，圓柱殼具有平板結構的動態特性。所謂環頻率就是區分低頻圓柱殼動態特性和高頻平板動態特性的一個特征頻率，定義為

式(15)中，Cl為縱波波速，R為曲率半徑。

利用SEA，分別對復材曲板和平板進行建模計算，其余參數均設置一致，得到輻射效率和傳聲損失的曲線，如圖9所示。從圖9中可以看出，在環頻率以下，曲板的輻射效率明顯高于平板的輻射效率，相應的傳聲損失低于平板的傳聲損失；而環頻率以上，曲板的輻射效率和傳聲損失與平板特性逐漸一致，也就是說，隨著頻率的增加，曲板的動態特性逐漸趨向于平板特性，因此對于高頻來說，可以用平板來代替曲板進行簡化建模。

為進一步說明曲板與平板的振動特性，圖10給出了兩者分別對聲場的輸入功率，從圖10可以看出，對于平板輻射來說，在吻合頻率以下，質量定律在輻射功率中占主導作用，在吻合頻率之上，聲場的輸入能量主要來源于平板共振傳遞的能量；對于曲板來說，在吻合頻率之上，與平板一致，但在吻合頻率以下環頻率以上，聲場的輸入能量受質量定律控制，而在環頻率以下，板共振傳遞的能量占主導地位。

圖9 復材平板與曲板輻射效率與傳聲損失對比Fig.9 The comparison of the radiation efficiency and transmission loss between the flat and curved panels

圖10 復材平板與曲板聲場輸入功率對比Fig.10 The comparison of the input power between the flat and curved panels

3.2 壓差對傳聲損失的影響

在實際巡航過程中，飛機壁板兩側的空氣密度、聲速并不相同，同時因壓差的存在，對壁板的隔聲性能也有一定影響，在巡航高度(35000 ft)和巡航速度(0.8 Ma)下，艙內外的空氣參數見表2。

表2 巡航狀態下艙內外空氣參數Table 2 Parameters of the interior and exterior air in cruise condition

以曲板為例，計算壓差對輻射效率和傳聲損失的影響，如圖11所示。從圖11中可以看出，由于巡航時壓差的存在，復材壁板的吻合頻率會向低頻移動，故以下分析用“有壓差”和“無壓差”來備注對應的吻合頻率。

(1)有無壓差輻射效率對比：在吻合頻率(無壓差)以下，有壓差時曲板的輻射效率明顯高于無壓差時的輻射效率；在吻合頻率(無壓差)以上，有無壓差對輻射效率基本無影響。

(2)有無壓差傳聲損失對比：a.在環頻率以下，有壓差時曲板傳聲損失低于無壓差時的傳聲損失1～5 dB；b.在吻合頻率(無壓差)以上，有壓差時曲板傳聲損失高于無壓差時的傳聲損失近10 dB；c.在環頻率與吻合頻率之間，因為有壓差時曲板的吻合頻率向低頻移動，故有壓差時的曲板傳聲損失在吻合頻率(有壓差)以內高于無壓差時的傳聲損失，但在高于吻合頻率(有壓差)的部分又低于無壓差時的傳聲損失。

圖11 壓差對曲板的輻射效率與傳聲損失的影響Fig.11 The comparison of the radiation efficiency and transmission loss between the pressurized and unpressurized curved panels

圖12 壓差對聲場輸入功率影響Fig.12 The comparison of the input power between the pressurized and unpressurized curved panels

(3)綜上所述，在環頻率以上，巡航狀態的復材壁板傳聲損失總體來說高于地面狀態的傳聲損失；在環頻率以下，巡航狀態的復材壁板傳聲損失復傳聲損失低于地面狀態的傳聲損失。這一現象說明，針對復材壁板，如何提高低頻的隔聲性能是值得思考的問題。

為進一步說明壓差對隔聲性能的影響，圖12給出了有無壓差壁板對聲場的輸入功率，從圖12中可以看出，有壓差時，聲場的輸入能量主要來源于板共振傳遞的能量，質量定律不再起主導作用。

3.3 長桁、隔框對傳聲損失的影響

在以上分析的復材曲板基礎上，考慮長桁和隔框的影響。在SEA中，以加筋板的形式定義復材曲板，將長桁、隔框的截面慣性矩以梁的形式進行參數設置，對于分布不均勻的長桁和隔框間距，按照平均間距的方法加載。

圖13給出了增加長桁、隔框前后曲板的輻射效率與傳聲損失的對比曲線。從圖13中可以看出，增加長桁之后，曲板的輻射效率顯著增大，增加隔框之后，輻射效率略有下降，但基本與增加長桁時的保持一致；增加長桁、隔框之后，曲板的傳聲損失在400 Hz以下和1600 Hz以上明顯增大，說明增加長桁與隔框之后，曲板質量增大，傳聲損失增大符合質量定律。但在400～1600 Hz的中頻區域，傳聲損失變化不大。

4 復材機身結構聲學性能研究

通過以上對復材平板和曲板的分析，說明曲率、壓差、長桁和隔框都對結構的輻射效率和傳聲損失有明顯影響，本節以復材機身結構為研究對象，取飛機等值段部分區域進行分析，將艙段等效成圓柱殼體，利用SEA建模，其中殼體半徑為2950 mm，艙段長度為10 m，艙段內外分別建立聲空腔子系統。結構阻尼損耗因子采用復材壁板曲板測試的結果。

圖13 長桁和隔框對曲板的輻射效率與傳聲損失的影響Fig.13 The comparison of the radiation efficiency and transmission loss between the pressurized curved panels with and without stringers and frames

4.1 復材機身結構影響參數分析

為了與文獻[7]結果進行對比，首先利用文獻[7]中的參數針對不同鋪層角度、不同纖維材料、不同艙段長度、不同曲率半徑進行復材機身艙段傳聲損失分析，鋪層10層，每層厚度0.127 mm，其余參數見表3。圖14給出了復材機身不同參數傳聲損失對比分析結果。

表3 不同纖維材料參數Table 3 Parameters of the different fibers

圖14(a)顯 示 了[45?/?45?/45?/?45?/45?]s、[0?/90?/45?/?45?/0?]s、 [0?/90?]5、 [0?/10?/20?/30?/40?/50?/60?/70?/80?/90?] 這四種鋪層角度艙段結構的傳聲損失。從圖中可以看出[0?/90?/45?/?45?/0?]s、[0?/90?]5這兩種鋪層角度會使結構的吻合效應頻率降低，環頻率增大，且環頻率和吻合效應頻率附近的頻段內隔聲性能下降。該分析結果與文獻[7]中結論一致。

圖14(b)顯示了碳纖維、玻璃纖維、芳族聚酰胺纖維這三種材料的艙段結構傳聲損失。從圖中可以看出，碳纖維鋪層的結構吻合效應頻率降低，環頻率增大。因玻璃纖維的密度較大，質量較高，故根據質量定律，玻璃纖維結構的傳聲損失較大；而碳纖維與芳族聚酰胺纖維質量接近，傳聲損失也比較一致，但由于碳纖維的吻合效應頻率下降，導致該區域傳聲損失下降。該分析結果與文獻[7]中結論一致。

為進一步說明建立的艙段模型有效，仿真結果可信，針對不同艙段長度進行分析。圖14(c)顯示了當曲率半徑為2.95 m時，艙段長度分別為5 m、10 m、20 m的傳聲損失對比曲線。從圖中可以看出，建立的艙段長度過短會影響分析的結果，到一定長度后預計結果變化不大，艙段過長會導致建模復雜度提高，因此建立SEA模型時，需要選擇合適的長度。

圖14(d)顯示了當艙段長度為10 m時，曲率半徑分別為1 m、2.95 m、5 m的傳聲損失對比曲線。從圖中可以看出，曲率半徑對艙段結構的低頻段傳聲損失影響很大，隨著曲率半徑的增大，環頻率向低頻移動，隔聲性能下降。吻合效應頻率不受曲率半徑影響，高頻段傳聲損失無影響。

圖14(e)顯示了當隔框間距為630 mm時，長桁間距分別為100 mm、200 mm、400 mm的傳聲損失對比曲線。從圖中可以看出，長桁間距對艙段結構的吻合效應頻率以下的傳聲損失有影響，隨著長桁間距的增大，環頻率至吻合效應頻率之間的傳聲損失增大，而環頻率以下頻段傳聲損失減小。吻合效應頻率不受長桁間距影響，吻合效應頻率以上頻段傳聲損失基本無影響。

圖14 復材機身不同參數傳聲損失對比分析Fig.14 The comparison of the transmission loss between the composite fuselages with different parameters

圖14(f)顯示了當長桁間距為200 mm時，隔框間距分別為500 mm、630 mm、800 mm的傳聲損失對比曲線。從圖中可以看出，隔框間距對艙段結構的環頻率至吻合效應頻率之間的傳聲損失有影響，隨著隔框間距的增大，傳聲損失增大，個別頻率出現降低現象。環頻率和吻合效應頻率不受隔框間距影響，環頻率以下和吻合效應頻率以上頻段傳聲損失基本無影響。

4.2 復材與金屬機身結構隔聲性能對比分析

最后以第3節某機型復材壁板的參數定義材料、長桁、隔框，分析加筋對機身隔聲性能的影響，見圖15。從圖中可以看出，加筋后復材機身的環頻率和吻合效應頻率都有所下降，吻合效應頻率以下的傳聲損失明顯下降，吻合效應頻率以上的傳聲損失變化不大。由此可見，增加長桁和隔框之后，復材機身結構在吻合頻率以下傳聲損失下降，需考慮如何利用隔熱隔聲層、阻尼、泡沫等噪聲處理手段提高該頻段的隔聲性能。

圖15 復材機身加筋前后傳聲損失對比(厚度3.056 mm)Fig.15 The comparison of the transmission loss between the ribbed and no-ribbed composite fuselages

為進一步說明復材壁板的隔聲性能，圖16給出了復材壁板和金屬壁板的傳聲損失對比曲線。圖16(a)中金屬壁板厚度為3.056 mm，與復材壁板厚度相同，長桁和隔框間距都與復材壁板一致。從圖中可以看出，加了長桁和隔框之后，金屬機身結構的環頻率和吻合效應頻率都有所下降，吻合效應頻率以下的傳聲損失明顯下降，吻合效應頻率以上的傳聲損失變化不大。這一現象與復材機身結構加筋相似。另外，在整個分析頻段，金屬機身結構的傳聲損失明顯好于復材機身結構，在環頻率與吻合頻率之間更為顯著。

考慮到在實際設計時，采用金屬機身一般厚度會小于復材機身，因此對不同厚度的金屬機身進行隔聲性能分析。圖16(b)給出了金屬機身厚度分別為1.6 mm、2 mm、3.056 mm與復材機身(厚度3.056 mm)的傳聲損失對比曲線。從圖中可以看出，減少金屬機身的厚度，在環頻率以下頻段，兩種材料的傳聲損失差別不大，但在環頻率與吻合效應頻率之間，金屬機身結構的傳聲損失明顯大于復材機身結構，而在吻合效應頻率以上頻段，由于復材結構的吻合效應頻率向低頻移動，其傳聲損失好于金屬機身結構。這一現象說明，采用復材機身結構，要注意環頻率和吻合效應頻率之間如何提高復材的隔聲性能，而在工程上，這一頻段需要采用中頻效果較好的隔熱隔聲層或者泡沫進行隔聲處理。

圖16 復材與金屬機身傳聲損失對比Fig.16 The comparison of the transmission loss between the composite and metal fuselage

5 結論

綜上所述，分析復材結構的隔聲性能需考慮環頻率和吻合效應頻率的影響，通過對平板、曲板、加筋板以及艙段結構的分析，得到如下結論：

(1)壓差的影響：在環頻率以上，巡航狀態的復材壁板傳聲損失總體來說高于地面狀態的傳聲損失；在環頻率以下，巡航狀態的復材壁板傳聲損失復傳聲損失低于地面狀態的傳聲損失。

(2)鋪層角度的影響：鋪層角度會影響機身結構的吻合效應頻率和環頻率，某些角度會使吻合效應頻率降低，環頻率提高，導致環頻率和吻合效應頻率附近的頻段內隔聲性能下降。

(3)曲率半徑的影響：曲率半徑對艙段結構的低頻段傳聲損失影響很大，隨著曲率半徑的增大，環頻率向低頻移動，隔聲性能下降。

(4)加筋的影響：增加長桁和隔框之后，復材機身結構在吻合頻率以下傳聲損失下降，需考慮如何利用隔熱隔聲層、阻尼、泡沫等噪聲處理手段提高該頻段的隔聲性能。且加筋間距對傳聲損失有影響，隨著間距的增大，傳聲損失增大。

此外，將復材與金屬的隔聲性能進行對比，發現在環頻率與吻合效應頻率之間，金屬機身結構的傳聲損失明顯大于復材機身結構，而在吻合效應頻率以上頻段，由于復材結構的吻合效應頻率向低頻移動，其傳聲損失好于金屬機身結構。因此采用復材機身結構，要注意環頻率和吻合效應頻率之間如何提高復材的隔聲性能。

經過以上分析，一定程度上了解了復材結構隔聲性能的影響因素，這為進行復材結構聲學特性的深入分析奠定了基礎，并可用于指導復材結構壁板的聲學設計工作，為飛機機身結構的聲學設計提供了幫助和方向。今后可在此基礎上，針對復材機身結構的設計進一步分析，同時考慮內飾、隔熱隔聲層、阻尼、泡沫等對結構隔聲性能的影響，制定合理的艙內降噪方案。