夾層板在大型郵輪居住艙室應用的降噪性能研究

劉 越，王加夏，劉 昆，房鈺斌

(江蘇科技大學 船舶與海洋工程學院，江蘇 鎮江 212100)

0 引言

郵輪被譽為造船業“皇冠上的明珠”，其設計和建造與其他船舶具有一定差別，尤其注重艙室的舒適性，而噪聲振動是影響其舒適性的重要原因，因此需要尤為關注。按照船舶艙室噪聲控制原理噪聲控制可分為噪聲源控制、噪聲傳遞路徑控制以及接受處噪聲控制3 個方面，主要降噪方法有隔聲和吸聲及減振等[1–2]。

目前降噪方法主要依靠新型材料或夾層板等結構來減弱在船體結構中傳播的聲波。對此，國內外學者進行了大量研究。高處[3]以中型豪華郵輪甲板板架為對象，對I 型夾芯金屬夾層板振動特性開展研究，結果表明在低頻范圍內，夾層板能夠有效抑制結構寬頻響應。Xia 等[4]以某三體船為對象，預報了各艙室噪聲水平，并應用Vaone 軟件模擬幾種吸能材料的吸能特性，再混合使用吸能材料對艙室噪聲控制處理，得到較好降噪效果。吳秉鴻等[5]分析了內六角蜂窩型和星型超材料結構隔振基座力學性能，并在整船中對比分析了隔振基座的隔振性能。結果表明，新結構的減振性能較原結構相比提升較大。孫振永等[6]對比分析了加筋雙層板和空腔雙層板隔聲性能，對比分析了內部夾層分別為空腔、波紋加筋板和正交加筋板隔聲曲線的區別。結果表明，內部加筋結構隔聲曲線相對于內部夾層為空腔的雙層板隔聲量變化很大。李志寬等[7]基于等效理論建立了圓形蜂窩結構層芯的等效剪切參數，得到簡支邊界條件下圓形孔蜂窩夾層板的聲振耦合振動模型及傳聲損失，并基于理論計算分析了圓形孔蜂窩結構中的層芯胞元半徑、層芯壁厚和結構材料對隔聲量的影響。結果表明，層芯半徑小、壁厚薄的鋼材圓形蜂窩結構具有更好的隔聲性能。郭云松等[8]以某科考船為分析對象，分析了聲學材料、阻尼材料及空調噪聲對艙室噪聲的影響。結果表明，應用聲學材料的艙室噪聲下降顯著。祝馳譽[9]將丁基橡膠材料制成復合夾層板應用到基座結構，并開展了6 種工況下夾層板對基座減振效果研究的實驗，結果發現經約束阻尼處理后的結構減振效果較好。吳曉佳等[10]對浮動地板開展隔聲實驗研究，并設計了不同的浮動地板系統，通過數值仿真技術分別對其在甲板室模型以及空調機室模型應用后的降噪能力進行了研究。綜上，國內外學者對聲學性能的研究大多集中于加筋板、折疊式夾層板及新型復合結構等，而對于夾層板結構在郵輪等船舶上應用的降噪性能研究相對較少。

本文基于等質量方法設計了C 型折疊式夾層板及SPS 夾層板，利用聲學軟件Vaone 對加筋板、C 型折疊式夾層板及SPS 夾層板分別運用于郵輪主機所在艙段的居住艙室的聲壓級進行了分析，并討論激勵載荷和鋼結構內損耗因子對艙室噪聲的影響。

1 船用隔聲結構設計

目前，夾層板結構主要應用于船舶的上層建筑等區域，其中應用較多的結構形式主要為非金屬材料芯層的復合夾層板與加筋形式相對簡單的折疊式夾層板。在眾多型式的夾層板中，由聚氨酯材料作為芯層的鋼夾層板結構（SPS），以及C 型加筋的折疊式夾層板作為復合夾層板與金屬夾層板中具有代表性的典型結構，其結構形式簡單；易加工成型，具有較好的優越性。因此本文將SPS 夾層板與C 型折疊式夾層板作為研究對象，研究其聲學性能以及在郵輪艙室應用后的降噪能力。

1.1 夾層板結構設計

研究的對象艙室為13.5 萬總噸的大型郵輪機艙艙段1 甲板至2 甲板間的居住艙室，如圖1 所示。以居住艙室處的甲板為原型，以質量近似相等的原對C 型折疊式夾層板與SPS 夾層板進行替代設計。表1則為原有加筋板以及等質量替代設計后的SPS 夾層板與C 型折疊式夾層板形式尺寸。

表1 居住艙室甲板替代設計形式Tab.1 Alternative design forms for accommodation decks

圖1 選取艙段位置Fig.1 Selection of cabin position

如表1 所示，加筋板與折疊式夾層板的面板及加筋均采用普通鋼材料，材料屬性分別為：材料密度為7850 kg/m3，泊松比為0.3，彈性模量為206 GPa。SPS夾層板結構的面板材料選取普通鋼材，芯層選取聚氨酯材料，聚氨酯材料的屬性分別為：材料密度為1200 kg/m3，泊松比為0.44，楊氏彈性模量為820 MPa，由此替換設計得到的折疊式夾層板重量為320.46 kg，SPS 夾層板的重量為318.76 kg，原加筋板的重量為319.94 kg。

1.2 結構靜力對比分析

為確保前述由質量近似相等原則設計而成的SPS 夾層板與C 型折疊式夾層板的強度及剛度不弱于原有加筋板結構，故本部分分別以SPS 夾層板、C 型折疊式夾層板以及原有加筋板結構為研究對象，分析其在靜力作用下的力學性能并與原有加筋板結構進行對比分析。

選取在SPS 夾層板、C 型折疊式夾層板以及加筋板的上面板施加10 000 Pa 的均布壓力，同時考慮結構在郵輪上的實際應用，邊界條件選取為四周固支。在此基礎上，基于Ansys Workbench 對其開展靜力分析，由此所得3 種不同結構的最大應力以及最大位移如表2所示。

表2 等質量下結構靜力對比Tab.2 Structural static comparison at equal mass

從表2 可看出，在近似質量相等原則設計的情況下，SPS 夾層板結構相較于原有加筋板最大應力降低5.14 MPa，降比達到18.53%，位移降低0.102 mm，降比達到16.01%，而C 型折疊式夾層板的最大應力相較于原有加筋板最大應力降低10.31 MPa，降比達到37.17%，位移降低0.426 mm，降比達到66.87%。由此可得出，經由等質量替代設計形成的SPS 夾層板與C 型折疊式夾層板滿足強度與剛度不弱于原有加筋板結構的要求，而C 型折疊式夾層板的在等質量情況下，強度與剛度相較于其他2 種結構最高。

2 替換艙段模型建立及噪聲預報

采用有限元軟件Patran/Nastran 對13.5 萬總噸級大型郵輪艙段（見圖2）進行建模工作，將導出的bdf 文件導入船舶艙室噪聲分析的主流聲學軟件Vaone 軟件中，進行FE 以及SEA 子系統生成。

圖2 艙段模型及休息室位置Fig.2 Cabin model and cabin position

2.1 內損耗因子

內損耗因子（DLF）代表子系統能量的耗散損耗率[11]，其一般有3 種獨立的阻尼因子組成[12]，可以表示為：

式中：ηs為結構材料內摩擦形成的結構損耗因子，ηr為子系統聲輻射形成的損耗因子，ηb為子系統間邊界連接阻尼形成的損耗因子。

普通鋼結構的內損耗因子一般可使用實驗技術得到[13]，但郵輪的結構相對復雜，實驗測量通常較為困難，難以在實船開展。而在缺乏實驗條件的情況下，普通鋼結構的內損耗因子可通過經驗公式（2）[14]或使用船級社給出的建議值進行設置，圖3 則為鋼結構內損耗因子的不同取值，而本文則選取經驗公式方法所得的鋼結構內損耗因子作為結構輸入值。

圖3 鋼結構內損耗因子取值Fig.3 Value of loss factor in steel structure

耦合損耗因子可代表各個子系統之間耦合程度的大小，其表征了能量在子系統之間傳遞過程中的損耗特性[15]。當研究的結構形式較為復雜時，通常可將子系統間的耦合連接形式簡化為點連接、線連接以及面連接。本文計算選取的耦合損耗因子為Vaone 軟件通過其自身的相關計算得到。

2.2 模態數

在統計能量分析中，模態數可作為子系統劃分的主要依據，表征系統的蓄能能力[16]和子系統的模態數越高說明其在該頻段內的模態越多，系統的模態密度越大[17]。對于結構形式較為簡單的子系統可通過理論公式計算其模態密度[18]。由于郵輪船體結構較為復雜，同時構成其整體結構的面板數目較多，因此本文將研究的艙段模型分為幾個主要的結構模塊，即船底板、內底板、舷側板、甲板、上層建筑以及替換設計的折疊式夾層板。選取分析頻率為1/3 倍頻程，則為選取的具有代表性的板結構在中心頻率為31.5 Hz、63 Hz、125 Hz、250 Hz、500 Hz、1000 Hz、2000 Hz、4000 Hz 以及8000 Hz 下的模態數，郵輪結構帶寬內模態數為圖4 所示。

圖4 郵輪結構帶寬內模態數Fig.4 Number of modes in bandwidth of cruise ship structure

由圖4 可知，折疊式夾層板結構的面板與加筋結構模態數較少，而其他結構面積大剛度低從而模態數較多。31.5～500 Hz 帶寬范圍內，夾層板面板的模態數小于5；在31.5～2000 Hz 帶寬范圍內，夾層板加筋的模態數小于5；盡管500 Hz 以上夾層板面板的模態數大于5，處于高頻段分析范圍，但使用FE 建模結果依然可靠，其他結構在此帶寬范圍內的模態數均大于5，故基于混合法將31.5～2000 Hz 的頻段范圍看作中頻段及模態密度重疊的頻段。對郵輪艙段模型進行子系統劃分，SEA 子系統用于帶寬內模態數大于5 的結構建模，而FE 子系統則用于帶寬內模態數小于5 的結構即夾層板結構建模，從而可形成F E 子系統與SEA 子系統相互耦合的FE-SEA 混合模型，如圖5 和圖6 所示。其中，圖5（a）所示半無限流體則是模擬海水對船體的影響。

圖5 艙段子系統劃分Fig.5 Subsystem division of cabin

2.3 激勵載荷

郵輪作為一種大型復雜海上航行結構，其振動噪聲來源主要包括船舶上的主機、螺旋槳、室外空調、空壓機以及通風機等[19]，可依據傳播途徑分為結構噪聲和空氣噪聲[20]2 種噪聲形式。本文研究對象僅為船用主機所在的艙段，故主機為主要噪聲源之一[21]，因此選取船舶主機產生的空氣噪聲、結構噪聲以及排氣管噪聲作為主要振動噪聲源。此郵輪的主機通過基座安裝在內底板與甲板A 形成的艙室內，主機采用MAN B &W 6G700ME-C9.5-HP。圖7 為該主機的空氣噪聲、結構噪聲以及排氣管噪聲頻譜，圖8 為激勵載荷加載示意圖。

圖7 主機噪聲頻譜圖Fig.7 Spectrum of host noise

圖8 主機激勵載荷加載示意圖Fig.8 Schematic diagram of loading host excitation load

2.4 艙段噪聲預報

當完成郵輪艙段SEA 模型以及FE 子系統的建模，同時添加板材結構屬性以及施加主機激勵后，即可開展艙段模型的聲學模擬。數值計算由于網格數量以及計算效率的限制選擇計算頻段范圍為1/3 倍頻程下的31.5～1000 Hz。

圖9 為在完成夾層板替代應用后的艙室聲壓級云圖。由圖可知，在不同頻率下，郵輪艙段模型各艙室聲壓級的分布較為一致，機艙處的聲壓級最大，且艙室隨著距離機艙位置的增大，各艙室的聲壓級在逐漸降低。同時隨著頻率的增大，各艙室的聲壓級變化規律也較為一致即均隨頻率的增大而減小。

圖10 為艙室在折疊式夾層板與SPS 夾層板替換前與替換后的聲壓級對比圖。由圖可知，在整個分析頻段范圍內，休息室的聲壓級在經過折疊式夾層板與SPS 夾層板替代后均有所減小，說明艙室甲板在經過替代設計后均能起到降噪效果。在31.5～500 Hz 頻段范圍內，可看出折疊式夾層板相比于SPS 夾層板具有更好的降噪效果。與原加筋板結構相比，最大降噪量出現在63 Hz 處可達6.62 dB，而在此頻段范圍內SPS 夾層板結構最大降噪量出現在125 Hz 處，達到1.56 dB。在500～1 000 Hz 頻段范圍內，艙室的聲壓級在3 種不同結構下的差距相對于低頻段較小，但仍可看出在2 種替代結構下艙室的聲壓級均有著不同程度的減少，且折疊式夾層板相較于其他2 種結構的降噪效果依然較好，由此可說明折疊式夾層板在郵輪艙室降噪結構的設計可發揮一定作用。

圖10 郵輪休息室噪聲1/3 倍頻程頻譜圖對比Fig.10 Comparison of 1/3 octave spectrum of noise in cruise lounge

3 不同參數對艙室噪聲的影響分析

3.1 激勵載荷對艙室噪聲的影響分析

由于在分析艙室噪聲時，噪聲激勵載荷涉及到2 種噪聲類型即主機的空氣噪聲激勵與結構噪聲激勵。因此為分析不同載荷激勵形式對艙室噪聲的影響，分別選取單獨以空氣噪聲、結構噪聲以及兩者共同作用作為激勵載荷，分析其對不同艙室的影響作用。

圖11 和圖12 分別為休息室與機艙在不同激勵載荷作用下的艙室噪聲預報值。從圖11 可看出，休息室在主機結構噪聲與空氣噪聲2 種激勵載荷共同作用下的噪聲在31.5 Hz 處最大達到96.48 dB，在31.5～125 Hz頻段范圍內，主機空氣噪聲在休息室的噪聲中占據主導地位。而在125～1 000 Hz 頻段范圍內，主機結構噪聲對休息室噪聲的貢獻量超過主機空氣噪聲。在整個噪聲傳遞的過程中，空氣噪聲激勵引起的休息室噪聲衰減值達到41.63 dB，而結構噪聲引起的休息室噪聲衰減值為28.03 dB。由此可見，主機空氣噪聲激勵引起的噪聲衰減速度要快于主機結構噪聲激勵引起的噪聲衰減速度。這是因為主機結構噪聲主要依賴船體結構的振動進行傳播，而主機空氣噪聲激勵為直達聲相比于主機結構噪聲可傳播更遠。

圖11 休息室噪聲1/3 倍頻程頻譜圖Fig.11 1/3 Octave spectrum of lounge noise

圖12 機艙噪聲1/3 倍頻程頻譜圖Fig.12 1/3 Octave spectrum of engine room noise

從圖12 可看出，郵輪機艙在主機結構噪聲與空氣噪聲2 種激勵載荷下的噪聲在31.5 Hz處最大達到123.72 dB，而機艙在僅有空氣噪聲激勵下的噪聲與在主機2 種噪聲激勵下的噪聲差別較小，說明主機空氣噪聲載荷對機艙噪聲的貢獻率遠遠大于主機結構噪聲載荷。

3.2 鋼結構內損耗因子對艙室噪聲的影響分析

在統計能量法建模時需要設置鋼結構的內損耗因子，可按照美國船級社（ABS），中國船級社（CCS）以及經驗公式取值。因此為分析鋼結構的不同內損耗因子對所關注艙室噪聲預測值的影響，分別將不同鋼結構內損耗因子作為結構輸入，對休息室和機艙的艙室噪聲進行預報。

圖13 和圖14 分別為休息室與機艙在不同內損耗因子下的艙室噪聲預報值。從圖13 可看出，休息室的艙室噪聲在不同鋼結構內損耗因子取值下具有一定的差別。在整個分析頻段范圍內，休息室的艙室噪聲在采用CCS 規范建議值的結果下，高于ABS 以及經驗公式內損耗因子建議值下的結果，其差距范圍分別為4～6 dB 與2～13 dB，結果與ABS 規范建議值的差距相對較小。在500 Hz 以內的頻段分析范圍內，以經驗公式計算所得的內損耗因子作為輸入值下的艙室噪聲計算結果最小，而在500～1 000 Hz 范圍內，略高于采用ABS 建議值的結果。

圖13 休息室不同損耗因子下噪聲1/3 倍頻程頻譜圖Fig.13 1/3 Octave spectrum of noise in lounge with different loss factors

圖14 機艙不同損耗因子下噪聲1/3 倍頻程頻譜圖Fig.14 1/3 Octave spectrum of noise in engine room with different loss factors

從圖14 可看出，在不同規范鋼結構內損耗因子的取值下，機艙艙室噪聲的結果差異不大，說明鋼結構內損耗因子對機艙艙室噪聲產生的作用較小。這是因為主機噪聲激勵直接加載在機艙內部形成的聲腔子系統上，郵輪機艙內的噪聲以直達聲為主，內損耗因子對機艙噪聲的影響較小。因此，鋼結構內損耗因子對郵輪機艙的艙室噪聲的作用可以忽略。

4 結語

以13.5 萬總噸的大型郵輪機艙所在艙段為研究對象，對處于機艙上方人員居住艙室的休息室進行甲板替換，替換結構分別為SPS 夾層板與C 型折疊式夾層板，基于FE-SEA 混合方法對甲板替換后的艙室進行噪聲預報分析。依據子系統的模態數對艙段結構進行了FE 子系統以及SEA 子系統的劃分并在Vaone 中建立艙段的FE-SEA 混合模型，通過將2 臺主機產生的結構噪聲、空氣噪聲以及排氣管噪聲作為激勵，得到休息室在經過SPS 夾層板以及折疊式夾層板等質量設計替換后的艙室噪聲，并分析了不同激勵載荷作用下以及不同鋼結構內損耗因子的取值對休息室與機艙艙室噪聲的影響，可得到以下結論：

1）經由等質量原則設計而成的C 型折疊式夾層板與SPS 夾層板相較于原有甲板（加筋板）在分析頻段內均能起到降噪作用，且C 型折疊式夾層板結構相比于SPS 夾層板結構的降噪性能較好。在低頻段范圍內，C 型夾層板的降噪效果較為明顯，最大降噪值可達6.62 dB，說明在相等質量的情況下，C 型夾層板在郵輪上降噪方面的性能優于SPS 夾層板及加筋板。

2）對于休息室而言，在整個噪聲傳遞的過程中，主機空氣噪聲激勵引起的休息室噪聲衰減速度要快于主機結構噪聲激勵引起的噪聲衰減速度。對于主機機艙而言，主機空氣噪聲激勵對主機機艙噪聲的貢獻率遠遠大于主機結構噪聲激勵引起的機艙噪聲。

3）不同鋼結構內損耗因子對休息室艙室噪聲級的影響約為4～12 dB，但對機艙噪聲影響較小。在采用CCS 規范的鋼結構內損耗因子下，休息室的艙室噪聲結果最大比其余2 種取值高2～13 dB。