復(fù)合材料機(jī)身結(jié)構(gòu)聲學(xué)特性及影響參數(shù)分析

胡 瑩李晨曦 林 森

(中國(guó)商飛上海飛機(jī)設(shè)計(jì)研究院 上海 201210)

0 引言

隨著科技的進(jìn)步和新材料的應(yīng)用，民用飛機(jī)(以下簡(jiǎn)稱(chēng)“民機(jī)”)逐步向超大寬體、低噪聲、輕量化等方向發(fā)展，大量采用高性能復(fù)合材料(以下簡(jiǎn)稱(chēng)“復(fù)材”)是航空航天飛行器發(fā)展的重要方向[1?2]。其中在民機(jī)領(lǐng)域，復(fù)材應(yīng)用發(fā)展非常迅速，如B787機(jī)身段采用全復(fù)材結(jié)構(gòu)，復(fù)材用量達(dá)到50%，而A350XWB的復(fù)材用量為52%[1,3]。先進(jìn)發(fā)動(dòng)機(jī)的靜音技術(shù)已經(jīng)使得飛機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲大幅降低，相比之下，機(jī)身氣流摩擦噪聲和結(jié)構(gòu)振動(dòng)輻射噪聲已經(jīng)占到飛機(jī)噪聲的很大比重，而這部分噪聲主要依靠機(jī)體結(jié)構(gòu)來(lái)隔離。鑒于此，復(fù)材結(jié)構(gòu)將是承擔(dān)著隔離大部分外部噪聲(如附面層噪聲、發(fā)動(dòng)機(jī)風(fēng)扇噪聲、噴流噪聲)的主要部件，且復(fù)材板殼的聲學(xué)特性研究對(duì)于結(jié)構(gòu)的低噪聲設(shè)計(jì)具有重要的意義[4]。

由于復(fù)材的可設(shè)計(jì)性，雖然帶來(lái)了強(qiáng)度和重量?jī)?yōu)勢(shì)，但同時(shí)也造成了隔聲性能的損失。與傳統(tǒng)金屬壁板結(jié)構(gòu)相比，復(fù)材壁板在中高頻上的隔聲性能明顯下降，必須在設(shè)計(jì)前期進(jìn)行降噪設(shè)計(jì)，以免影響艙內(nèi)的環(huán)境舒適度，增加后期聲學(xué)加工的難度和重量成本。研究發(fā)現(xiàn)，復(fù)材結(jié)構(gòu)的鋪層、角度、鋪設(shè)方式都對(duì)結(jié)構(gòu)的隔聲性能有著極大的影響[5]。在民機(jī)設(shè)計(jì)流程中，如果飛機(jī)已經(jīng)投入運(yùn)營(yíng)以后再考慮噪聲控制問(wèn)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(fù)材的可設(shè)計(jì)性，必然可以在民機(jī)設(shè)計(jì)之初，通過(guò)對(duì)影響隔聲性能的鋪層參數(shù)進(jìn)行設(shè)置，在滿足強(qiáng)度和安全的要求下進(jìn)行聲學(xué)設(shè)計(jì)，不僅能節(jié)約重量和空間成本，更可以有效地從根本上解決噪聲問(wèn)題。

基于上述原因，本文從復(fù)材平板結(jié)構(gòu)入手，利用無(wú)限大障板聲學(xué)理論[5]和統(tǒng)計(jì)能量法(Statistic energy analysis,SEA)分析復(fù)材平板結(jié)構(gòu)聲學(xué)性能，并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果[6]進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證SEA方法建模的有效性。然后依托某機(jī)型復(fù)材攻關(guān)壁板，利用SEA方法分析壁板的隔聲性能，獲得影響復(fù)材結(jié)構(gòu)聲學(xué)特性的主要因素及影響趨勢(shì)。最后將復(fù)材機(jī)身結(jié)構(gòu)，等效成一個(gè)復(fù)材圓柱殼體結(jié)構(gòu)[7]，分析不同參數(shù)，包括半徑、長(zhǎng)度、鋪層方式、加筋等對(duì)結(jié)構(gòu)隔聲性能的影響，用于指導(dǎo)復(fù)材結(jié)構(gòu)聲學(xué)設(shè)計(jì)，實(shí)現(xiàn)在設(shè)計(jì)之初從根本上最大限度地避免“聲學(xué)缺陷”問(wèn)題的發(fā)生。同時(shí)對(duì)比金屬機(jī)身與復(fù)材機(jī)身的隔聲性能，分析復(fù)材機(jī)身的聲學(xué)薄弱環(huán)節(jié)，為后續(xù)的降噪設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

1 理論基礎(chǔ)

1.1 傳聲損失定義

傳聲損失(又稱(chēng)隔聲量)是評(píng)判航空結(jié)構(gòu)隔聲能力的重要參數(shù)。飛機(jī)壁板傳聲損失特性通常通過(guò)試驗(yàn)測(cè)量獲得，如混響室-混響室法、混響室-消聲室法及全尺寸機(jī)身側(cè)壁隔聲試驗(yàn)的聲導(dǎo)法和揚(yáng)聲器陣列法。對(duì)于復(fù)材機(jī)身結(jié)構(gòu)壁板的隔聲性能仍采用傳聲損失這一參數(shù)進(jìn)行評(píng)價(jià)定義。

傳聲損失等于入射到結(jié)構(gòu)上的聲功率Wi與透過(guò)結(jié)構(gòu)的聲功率Wt之比的常用對(duì)數(shù)乘以10，單位為dB。由于聲強(qiáng)比與聲功率比是相同的，所以傳聲損失通常與構(gòu)件面積無(wú)關(guān)，傳聲損失公式為

1.2 復(fù)材平板結(jié)構(gòu)聲振分析

利用無(wú)限大薄板理論[8]，具有對(duì)稱(chēng)性的復(fù)材平板結(jié)構(gòu)彎曲波振動(dòng)方程可表示為[5,9]

式(2)中，ρ為板的密度，h為板的厚度。對(duì)于各項(xiàng)同性板來(lái)說(shuō)，D11=D22=Eh3/12(1?ν2)，D12=νD11，ν為泊松比，D66=Gh3/12，且D16=D26=0。對(duì)于正交結(jié)構(gòu)，D11?=D22，D16=D26=0。但大多數(shù)復(fù)材結(jié)構(gòu)都是各項(xiàng)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(yīng)變與平行于纖維方向的應(yīng)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(shù)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(jiàn)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(guān)的函數(shù)。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(xiàn)為各項(xiàng)異性結(jié)構(gòu)。

圖1 板結(jié)構(gòu)纖維鋪層示意圖Fig.1 The laminates layup of the panel

在進(jìn)行復(fù)材壁板結(jié)構(gòu)的隔聲性能分析時(shí)，吻合效應(yīng)是必須考慮的現(xiàn)象。當(dāng)入射聲波頻率大于板的臨界吻合頻率時(shí)，發(fā)生吻合效應(yīng)現(xiàn)象。當(dāng)復(fù)材平板阻尼為0時(shí)，其最小臨界吻合頻率可用式(4)計(jì)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(fù)材曲板結(jié)構(gòu)聲振分析

復(fù)材機(jī)身結(jié)構(gòu)可等效成一個(gè)圓柱殼體結(jié)構(gòu)，如圖2所示，采用柱坐標(biāo)系(z,φ,r)描述圓柱殼的變形，將柱坐標(biāo)系原點(diǎn)設(shè)置于殼體左端幾何中心處，其中坐標(biāo)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(nèi)部和外部聲空間的波動(dòng)方程可分別表示為[7]

圖2 圓柱殼體結(jié)構(gòu)聲波傳播示意圖Fig.2 Sound transmission on the cylinder structure

針對(duì)殼體結(jié)構(gòu)，其軸向、周向、徑向的運(yùn)動(dòng)方程可寫(xiě)成：

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

根據(jù)質(zhì)點(diǎn)法向速度連續(xù)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(xiàn)[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(tài)階數(shù)，ω為角頻率，k1為入射聲波波數(shù)，k2r、k2z分別為透射聲波沿徑向、軸向波數(shù)，γ為入射角度，An、Bn為待定系數(shù)，H1為一類(lèi)漢克爾函數(shù)，H2為二類(lèi)漢克爾函數(shù)，?為一類(lèi)貝塞爾函數(shù)。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(jié)構(gòu)的隔聲量。

1.4 統(tǒng)計(jì)能量分析方法

統(tǒng)計(jì)能量分析方法是解決大型結(jié)構(gòu)中高頻噪聲問(wèn)題的常用方法之一，基于能量平均的原理，對(duì)結(jié)構(gòu)細(xì)節(jié)可模糊處理，計(jì)算速度快，其精確度取決于子系統(tǒng)的劃分、敏感參數(shù)的獲取以及外部聲源的輸入[11]。工程中常用VAOne軟件對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行建模，對(duì)于復(fù)材結(jié)構(gòu)，VAOne軟件也是基于復(fù)材平板結(jié)構(gòu)聲振分析模型計(jì)算結(jié)構(gòu)的傳聲損失，且基于公式(4)的原理計(jì)算復(fù)材結(jié)構(gòu)的吻合效應(yīng)頻率。但在建模過(guò)程中，結(jié)構(gòu)的導(dǎo)納和輻射效率是考核模型有效性的重要參數(shù)。

導(dǎo)納Y定義為結(jié)構(gòu)聲阻抗的倒數(shù)，即結(jié)構(gòu)表面法向振速v與激勵(lì)力F的比值，如在點(diǎn)x處的導(dǎo)納可用式(12)表示：

對(duì)于SEA子系統(tǒng)來(lái)說(shuō)，導(dǎo)納可以通過(guò)子系統(tǒng)的模態(tài)密度n(f)計(jì)算[11]：

輻射效率σrad定義為當(dāng)結(jié)構(gòu)受到激勵(lì)振動(dòng)時(shí)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(jì)算公式可參見(jiàn)文獻(xiàn)[8]。

2 復(fù)材平板結(jié)構(gòu)隔聲性能分析

復(fù)材具有比強(qiáng)度和比剛度高、可設(shè)計(jì)性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，在飛機(jī)結(jié)構(gòu)的輕量化設(shè)計(jì)中得到了廣泛的應(yīng)用。在復(fù)材結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)中通?？紤]結(jié)構(gòu)布局和鋪層形式對(duì)復(fù)材結(jié)構(gòu)剛度、強(qiáng)度和質(zhì)量的影響，而對(duì)復(fù)材結(jié)構(gòu)的聲學(xué)性能考慮較少。但在飛機(jī)壁板復(fù)材結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)中，滿足剛度、強(qiáng)度、重量要求的前提下，非常有必要對(duì)復(fù)材結(jié)構(gòu)的聲學(xué)性能加以研究，以盡可能地獲得良好的隔聲性能，保證艙內(nèi)的噪聲環(huán)境舒適。本節(jié)利用統(tǒng)計(jì)能量法對(duì)文獻(xiàn)[6]中的復(fù)材結(jié)構(gòu)進(jìn)行建模，對(duì)比無(wú)限大薄板理論分析結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果，驗(yàn)證建立的SEA模型是否與測(cè)試結(jié)果[6]一致。被測(cè)試的兩塊復(fù)材平板大小為1.22 m×2.44 m，其構(gòu)型見(jiàn)圖3，分別為普通的復(fù)材平板(P1C1)和帶長(zhǎng)桁的復(fù)材平板(P2C1)。測(cè)試在雙混響室進(jìn)行，被測(cè)平板通過(guò)木制的框架安裝到測(cè)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(jìn)行密封以防止聲泄漏。測(cè)試平板的輻射效率時(shí)，隨機(jī)選取兩個(gè)激勵(lì)位置，采用穩(wěn)態(tài)白噪聲點(diǎn)力激勵(lì)，板上隨機(jī)布置4個(gè)加速度計(jì)采集振動(dòng)響應(yīng)，計(jì)算平均均方振速。在雙混響室中采用聲壓法測(cè)量聲源室和接收室的平均聲壓級(jí)，并根據(jù)ASTM E90標(biāo)準(zhǔn)計(jì)算平板的隔聲量。

圖3 被測(cè)復(fù)材結(jié)構(gòu)構(gòu)型Fig.3 The measured composite panel configuration

在VAOne軟件中，利用Orthotropic Solid對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行建模，并在結(jié)構(gòu)兩側(cè)分別建立聲空間子系統(tǒng)模擬發(fā)聲室和接收室，利用擴(kuò)散聲場(chǎng)激勵(lì)，如圖4所示。結(jié)構(gòu)的參數(shù)和損耗因子來(lái)自于文獻(xiàn)[6]中的數(shù)據(jù)。在VAOne軟件中計(jì)算SEA模型的導(dǎo)納、輻射效率和傳聲損失，并與文獻(xiàn)[6]的結(jié)果對(duì)比，如圖5、圖6、圖7所示。

圖4 復(fù)材平板結(jié)構(gòu)傳聲損失SEA模型Fig.4 The SEA model of the composite flat structure

圖5 結(jié)構(gòu)P1C1的導(dǎo)納SEA與文獻(xiàn)數(shù)據(jù)對(duì)比Fig.5 The comparison of the P1C1 mobility between SEA and measurement data

從圖5可以看出，P1C1的導(dǎo)納文獻(xiàn)給出的數(shù)據(jù)是0.02 m/s/N，SEA模型計(jì)算的結(jié)果是0.0204 m/s/N，兩種結(jié)果吻合；P2C1的導(dǎo)納文獻(xiàn)中沒(méi)有給出數(shù)據(jù)，因此這里不予對(duì)比。

從圖6可以看出，兩種構(gòu)型的輻射效率測(cè)試結(jié)果與SEA模型計(jì)算的結(jié)果在中低頻段吻合較好，4000 Hz以上稍有差別，但最大輻射對(duì)應(yīng)的頻率一致，說(shuō)明結(jié)果計(jì)算有效；另外，對(duì)比P1C1與P2C1的輻射效率發(fā)現(xiàn)，加了長(zhǎng)桁以后，P2C1的輻射效率明顯比P1C1大，這說(shuō)明增加了長(zhǎng)桁相當(dāng)于增加了結(jié)構(gòu)剛度，輻射效率增大。

從圖7可以看出，利用無(wú)限大薄板理論和SEA模型計(jì)算P1C1的傳聲損失在吻合效應(yīng)以下頻率誤差較小，在吻合效應(yīng)以上頻率差別較大。P1C1與P2C1兩種構(gòu)型的傳聲損失測(cè)試的結(jié)果與SEA模型計(jì)算的結(jié)果全頻段吻合較好，除了在125 Hz，測(cè)試的結(jié)果明顯能看出P1C1共振頻率對(duì)應(yīng)的隔聲峰谷，但SEA分析法中因統(tǒng)計(jì)的原因不能顯現(xiàn)共振頻率。同時(shí)對(duì)比P1C1和P2C1的傳聲損失，加了長(zhǎng)桁的P2C1隔聲效果在某些頻段比P1C1差。

圖6 結(jié)構(gòu)P1C1和P2C1的輻射效率SEA與文獻(xiàn)數(shù)據(jù)對(duì)比Fig.6 The comparison of the P1C1 and P2C1 radiation efficiency between SEA and measurement data

圖7 結(jié)構(gòu)P1C1和P2C1的傳聲損失SEA與文獻(xiàn)數(shù)據(jù)對(duì)比Fig.7 The comparison of the P1C1 and P2C1 transmission loss between SEA and measurement data

3 復(fù)材曲板結(jié)構(gòu)隔聲性能分析

與平板結(jié)構(gòu)相比，曲板結(jié)構(gòu)因?yàn)橛星实拇嬖?，環(huán)頻率會(huì)影響結(jié)構(gòu)的傳聲損失，而且在實(shí)際飛行中，因巡航狀態(tài)時(shí)內(nèi)外部空氣的壓差也會(huì)影響結(jié)構(gòu)的傳聲損失，為區(qū)別不同因素對(duì)結(jié)構(gòu)傳聲損失的影響效果，因此本節(jié)對(duì)復(fù)材曲板進(jìn)行SEA建模分析，以某機(jī)型復(fù)材壁板為分析對(duì)象，如圖8所示，該壁板由碳纖維制成，包含4個(gè)隔框和7根長(zhǎng)桁，尺寸約為2100 mm×1600 mm。首先以不含長(zhǎng)桁和隔框的曲板結(jié)構(gòu)為對(duì)象，在兩側(cè)添加聲腔模型，建立起統(tǒng)計(jì)能量傳聲損失數(shù)值計(jì)算模型，分析曲率對(duì)傳聲損失的影響，在此基礎(chǔ)上，分析巡航過(guò)程中壓差對(duì)傳聲損失的影響，最后分析剛度(增加長(zhǎng)桁和隔框)對(duì)傳聲損失的影響，最終得到實(shí)際含長(zhǎng)桁和隔框的復(fù)材曲板結(jié)構(gòu)在巡航時(shí)的傳聲損失。

復(fù)材壁板為對(duì)稱(chēng)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(xiàng)異性材料定義材料屬性，具體參數(shù)設(shè)置如表1所示。在壁板兩側(cè)分別設(shè)置發(fā)聲室和接收室，并以擴(kuò)散聲場(chǎng)作為聲源激勵(lì)。內(nèi)損耗因子定義為0.01。

圖8 復(fù)材機(jī)身壁板Fig.8 The composite fuselage panel

表1 復(fù)材壁板鋪層信息Table 1 Parameters of the composite layer

3.1 曲率對(duì)傳聲損失的影響

對(duì)于圓柱殼體來(lái)說(shuō)，其曲率增大了剛度，低頻時(shí)當(dāng)殼體內(nèi)傳播的縱波波長(zhǎng)大于周長(zhǎng)時(shí)會(huì)出現(xiàn)圓柱殼的剛化效應(yīng)，而高頻時(shí)波長(zhǎng)較小，圓柱殼具有平板結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)特性。所謂環(huán)頻率就是區(qū)分低頻圓柱殼動(dòng)態(tài)特性和高頻平板動(dòng)態(tài)特性的一個(gè)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(duì)復(fù)材曲板和平板進(jìn)行建模計(jì)算，其余參數(shù)均設(shè)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(huán)頻率以下，曲板的輻射效率明顯高于平板的輻射效率，相應(yīng)的傳聲損失低于平板的傳聲損失；而環(huán)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(shuō)，隨著頻率的增加，曲板的動(dòng)態(tài)特性逐漸趨向于平板特性，因此對(duì)于高頻來(lái)說(shuō)，可以用平板來(lái)代替曲板進(jìn)行簡(jiǎn)化建模。

為進(jìn)一步說(shuō)明曲板與平板的振動(dòng)特性，圖10給出了兩者分別對(duì)聲場(chǎng)的輸入功率，從圖10可以看出，對(duì)于平板輻射來(lái)說(shuō)，在吻合頻率以下，質(zhì)量定律在輻射功率中占主導(dǎo)作用，在吻合頻率之上，聲場(chǎng)的輸入能量主要來(lái)源于平板共振傳遞的能量；對(duì)于曲板來(lái)說(shuō)，在吻合頻率之上，與平板一致，但在吻合頻率以下環(huán)頻率以上，聲場(chǎng)的輸入能量受質(zhì)量定律控制，而在環(huán)頻率以下，板共振傳遞的能量占主導(dǎo)地位。

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

圖10 復(fù)材平板與曲板聲場(chǎng)輸入功率對(duì)比Fig.10 The comparison of the input power between the flat and curved panels

3.2 壓差對(duì)傳聲損失的影響

在實(shí)際巡航過(guò)程中，飛機(jī)壁板兩側(cè)的空氣密度、聲速并不相同，同時(shí)因壓差的存在，對(duì)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(nèi)外的空氣參數(shù)見(jiàn)表2。

表2 巡航狀態(tài)下艙內(nèi)外空氣參數(shù)Table 2 Parameters of the interior and exterior air in cruise condition

以曲板為例，計(jì)算壓差對(duì)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(shí)壓差的存在，復(fù)材壁板的吻合頻率會(huì)向低頻移動(dòng)，故以下分析用“有壓差”和“無(wú)壓差”來(lái)備注對(duì)應(yīng)的吻合頻率。

(1)有無(wú)壓差輻射效率對(duì)比：在吻合頻率(無(wú)壓差)以下，有壓差時(shí)曲板的輻射效率明顯高于無(wú)壓差時(shí)的輻射效率；在吻合頻率(無(wú)壓差)以上，有無(wú)壓差對(duì)輻射效率基本無(wú)影響。

(2)有無(wú)壓差傳聲損失對(duì)比：a.在環(huán)頻率以下，有壓差時(shí)曲板傳聲損失低于無(wú)壓差時(shí)的傳聲損失1～5 dB；b.在吻合頻率(無(wú)壓差)以上，有壓差時(shí)曲板傳聲損失高于無(wú)壓差時(shí)的傳聲損失近10 dB；c.在環(huán)頻率與吻合頻率之間，因?yàn)橛袎翰顣r(shí)曲板的吻合頻率向低頻移動(dòng)，故有壓差時(shí)的曲板傳聲損失在吻合頻率(有壓差)以內(nèi)高于無(wú)壓差時(shí)的傳聲損失，但在高于吻合頻率(有壓差)的部分又低于無(wú)壓差時(shí)的傳聲損失。

圖11 壓差對(duì)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(duì)聲場(chǎng)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(huán)頻率以上，巡航狀態(tài)的復(fù)材壁板傳聲損失總體來(lái)說(shuō)高于地面狀態(tài)的傳聲損失；在環(huán)頻率以下，巡航狀態(tài)的復(fù)材壁板傳聲損失復(fù)傳聲損失低于地面狀態(tài)的傳聲損失。這一現(xiàn)象說(shuō)明，針對(duì)復(fù)材壁板，如何提高低頻的隔聲性能是值得思考的問(wèn)題。

為進(jìn)一步說(shuō)明壓差對(duì)隔聲性能的影響，圖12給出了有無(wú)壓差壁板對(duì)聲場(chǎng)的輸入功率，從圖12中可以看出，有壓差時(shí)，聲場(chǎng)的輸入能量主要來(lái)源于板共振傳遞的能量，質(zhì)量定律不再起主導(dǎo)作用。

3.3 長(zhǎng)桁、隔框?qū)髀晸p失的影響

在以上分析的復(fù)材曲板基礎(chǔ)上，考慮長(zhǎng)桁和隔框的影響。在SEA中，以加筋板的形式定義復(fù)材曲板，將長(zhǎng)桁、隔框的截面慣性矩以梁的形式進(jìn)行參數(shù)設(shè)置，對(duì)于分布不均勻的長(zhǎng)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(zhǎng)桁、隔框前后曲板的輻射效率與傳聲損失的對(duì)比曲線。從圖13中可以看出，增加長(zhǎng)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(zhǎng)桁時(shí)的保持一致；增加長(zhǎng)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(shuō)明增加長(zhǎng)桁與隔框之后，曲板質(zhì)量增大，傳聲損失增大符合質(zhì)量定律。但在400～1600 Hz的中頻區(qū)域，傳聲損失變化不大。

4 復(fù)材機(jī)身結(jié)構(gòu)聲學(xué)性能研究

通過(guò)以上對(duì)復(fù)材平板和曲板的分析，說(shuō)明曲率、壓差、長(zhǎng)桁和隔框都對(duì)結(jié)構(gòu)的輻射效率和傳聲損失有明顯影響，本節(jié)以復(fù)材機(jī)身結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，取飛機(jī)等值段部分區(qū)域進(jìn)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(zhǎng)度為10 m，艙段內(nèi)外分別建立聲空腔子系統(tǒng)。結(jié)構(gòu)阻尼損耗因子采用復(fù)材壁板曲板測(cè)試的結(jié)果。

圖13 長(zhǎng)桁和隔框?qū)η宓妮椛湫逝c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(fù)材機(jī)身結(jié)構(gòu)影響參數(shù)分析

為了與文獻(xiàn)[7]結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，首先利用文獻(xiàn)[7]中的參數(shù)針對(duì)不同鋪層角度、不同纖維材料、不同艙段長(zhǎng)度、不同曲率半徑進(jìn)行復(fù)材機(jī)身艙段傳聲損失分析，鋪層10層，每層厚度0.127 mm，其余參數(shù)見(jiàn)表3。圖14給出了復(fù)材機(jī)身不同參數(shù)傳聲損失對(duì)比分析結(jié)果。

表3 不同纖維材料參數(shù)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(jié)構(gòu)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(huì)使結(jié)構(gòu)的吻合效應(yīng)頻率降低，環(huán)頻率增大，且環(huán)頻率和吻合效應(yīng)頻率附近的頻段內(nèi)隔聲性能下降。該分析結(jié)果與文獻(xiàn)[7]中結(jié)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(jié)構(gòu)傳聲損失。從圖中可以看出，碳纖維鋪層的結(jié)構(gòu)吻合效應(yīng)頻率降低，環(huán)頻率增大。因玻璃纖維的密度較大，質(zhì)量較高，故根據(jù)質(zhì)量定律，玻璃纖維結(jié)構(gòu)的傳聲損失較大；而碳纖維與芳族聚酰胺纖維質(zhì)量接近，傳聲損失也比較一致，但由于碳纖維的吻合效應(yīng)頻率下降，導(dǎo)致該區(qū)域傳聲損失下降。該分析結(jié)果與文獻(xiàn)[7]中結(jié)論一致。

為進(jìn)一步說(shuō)明建立的艙段模型有效，仿真結(jié)果可信，針對(duì)不同艙段長(zhǎng)度進(jìn)行分析。圖14(c)顯示了當(dāng)曲率半徑為2.95 m時(shí)，艙段長(zhǎng)度分別為5 m、10 m、20 m的傳聲損失對(duì)比曲線。從圖中可以看出，建立的艙段長(zhǎng)度過(guò)短會(huì)影響分析的結(jié)果，到一定長(zhǎng)度后預(yù)計(jì)結(jié)果變化不大，艙段過(guò)長(zhǎng)會(huì)導(dǎo)致建模復(fù)雜度提高，因此建立SEA模型時(shí)，需要選擇合適的長(zhǎng)度。

圖14(d)顯示了當(dāng)艙段長(zhǎng)度為10 m時(shí)，曲率半徑分別為1 m、2.95 m、5 m的傳聲損失對(duì)比曲線。從圖中可以看出，曲率半徑對(duì)艙段結(jié)構(gòu)的低頻段傳聲損失影響很大，隨著曲率半徑的增大，環(huán)頻率向低頻移動(dòng)，隔聲性能下降。吻合效應(yīng)頻率不受曲率半徑影響，高頻段傳聲損失無(wú)影響。

圖14(e)顯示了當(dāng)隔框間距為630 mm時(shí)，長(zhǎng)桁間距分別為100 mm、200 mm、400 mm的傳聲損失對(duì)比曲線。從圖中可以看出，長(zhǎng)桁間距對(duì)艙段結(jié)構(gòu)的吻合效應(yīng)頻率以下的傳聲損失有影響，隨著長(zhǎng)桁間距的增大，環(huán)頻率至吻合效應(yīng)頻率之間的傳聲損失增大，而環(huán)頻率以下頻段傳聲損失減小。吻合效應(yīng)頻率不受長(zhǎng)桁間距影響，吻合效應(yīng)頻率以上頻段傳聲損失基本無(wú)影響。

圖14 復(fù)材機(jī)身不同參數(shù)傳聲損失對(duì)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(dāng)長(zhǎng)桁間距為200 mm時(shí)，隔框間距分別為500 mm、630 mm、800 mm的傳聲損失對(duì)比曲線。從圖中可以看出，隔框間距對(duì)艙段結(jié)構(gòu)的環(huán)頻率至吻合效應(yīng)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(gè)別頻率出現(xiàn)降低現(xiàn)象。環(huán)頻率和吻合效應(yīng)頻率不受隔框間距影響，環(huán)頻率以下和吻合效應(yīng)頻率以上頻段傳聲損失基本無(wú)影響。

4.2 復(fù)材與金屬機(jī)身結(jié)構(gòu)隔聲性能對(duì)比分析

最后以第3節(jié)某機(jī)型復(fù)材壁板的參數(shù)定義材料、長(zhǎng)桁、隔框，分析加筋對(duì)機(jī)身隔聲性能的影響，見(jiàn)圖15。從圖中可以看出，加筋后復(fù)材機(jī)身的環(huán)頻率和吻合效應(yīng)頻率都有所下降，吻合效應(yīng)頻率以下的傳聲損失明顯下降，吻合效應(yīng)頻率以上的傳聲損失變化不大。由此可見(jiàn)，增加長(zhǎng)桁和隔框之后，復(fù)材機(jī)身結(jié)構(gòu)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(fù)材機(jī)身加筋前后傳聲損失對(duì)比(厚度3.056 mm)Fig.15 The comparison of the transmission loss between the ribbed and no-ribbed composite fuselages

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

考慮到在實(shí)際設(shè)計(jì)時(shí)，采用金屬機(jī)身一般厚度會(huì)小于復(fù)材機(jī)身，因此對(duì)不同厚度的金屬機(jī)身進(jìn)行隔聲性能分析。圖16(b)給出了金屬機(jī)身厚度分別為1.6 mm、2 mm、3.056 mm與復(fù)材機(jī)身(厚度3.056 mm)的傳聲損失對(duì)比曲線。從圖中可以看出，減少金屬機(jī)身的厚度，在環(huán)頻率以下頻段，兩種材料的傳聲損失差別不大，但在環(huán)頻率與吻合效應(yīng)頻率之間，金屬機(jī)身結(jié)構(gòu)的傳聲損失明顯大于復(fù)材機(jī)身結(jié)構(gòu)，而在吻合效應(yīng)頻率以上頻段，由于復(fù)材結(jié)構(gòu)的吻合效應(yīng)頻率向低頻移動(dòng)，其傳聲損失好于金屬機(jī)身結(jié)構(gòu)。這一現(xiàn)象說(shuō)明，采用復(fù)材機(jī)身結(jié)構(gòu)，要注意環(huán)頻率和吻合效應(yīng)頻率之間如何提高復(fù)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(jìn)行隔聲處理。

圖16 復(fù)材與金屬機(jī)身傳聲損失對(duì)比Fig.16 The comparison of the transmission loss between the composite and metal fuselage

5 結(jié)論

綜上所述，分析復(fù)材結(jié)構(gòu)的隔聲性能需考慮環(huán)頻率和吻合效應(yīng)頻率的影響，通過(guò)對(duì)平板、曲板、加筋板以及艙段結(jié)構(gòu)的分析，得到如下結(jié)論：

(1)壓差的影響：在環(huán)頻率以上，巡航狀態(tài)的復(fù)材壁板傳聲損失總體來(lái)說(shuō)高于地面狀態(tài)的傳聲損失；在環(huán)頻率以下，巡航狀態(tài)的復(fù)材壁板傳聲損失復(fù)傳聲損失低于地面狀態(tài)的傳聲損失。

(2)鋪層角度的影響：鋪層角度會(huì)影響機(jī)身結(jié)構(gòu)的吻合效應(yīng)頻率和環(huán)頻率，某些角度會(huì)使吻合效應(yīng)頻率降低，環(huán)頻率提高，導(dǎo)致環(huán)頻率和吻合效應(yīng)頻率附近的頻段內(nèi)隔聲性能下降。

(3)曲率半徑的影響：曲率半徑對(duì)艙段結(jié)構(gòu)的低頻段傳聲損失影響很大，隨著曲率半徑的增大，環(huán)頻率向低頻移動(dòng)，隔聲性能下降。

(4)加筋的影響：增加長(zhǎng)桁和隔框之后，復(fù)材機(jī)身結(jié)構(gòu)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(duì)傳聲損失有影響，隨著間距的增大，傳聲損失增大。

此外，將復(fù)材與金屬的隔聲性能進(jìn)行對(duì)比，發(fā)現(xiàn)在環(huán)頻率與吻合效應(yīng)頻率之間，金屬機(jī)身結(jié)構(gòu)的傳聲損失明顯大于復(fù)材機(jī)身結(jié)構(gòu)，而在吻合效應(yīng)頻率以上頻段，由于復(fù)材結(jié)構(gòu)的吻合效應(yīng)頻率向低頻移動(dòng)，其傳聲損失好于金屬機(jī)身結(jié)構(gòu)。因此采用復(fù)材機(jī)身結(jié)構(gòu)，要注意環(huán)頻率和吻合效應(yīng)頻率之間如何提高復(fù)材的隔聲性能。

經(jīng)過(guò)以上分析，一定程度上了解了復(fù)材結(jié)構(gòu)隔聲性能的影響因素，這為進(jìn)行復(fù)材結(jié)構(gòu)聲學(xué)特性的深入分析奠定了基礎(chǔ)，并可用于指導(dǎo)復(fù)材結(jié)構(gòu)壁板的聲學(xué)設(shè)計(jì)工作，為飛機(jī)機(jī)身結(jié)構(gòu)的聲學(xué)設(shè)計(jì)提供了幫助和方向。今后可在此基礎(chǔ)上，針對(duì)復(fù)材機(jī)身結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)進(jìn)一步分析，同時(shí)考慮內(nèi)飾、隔熱隔聲層、阻尼、泡沫等對(duì)結(jié)構(gòu)隔聲性能的影響，制定合理的艙內(nèi)降噪方案。