呂成剛，王壯，李曉彬，陳威

1 武漢理工大學(xué) 船海與能源動(dòng)力工程學(xué)院，湖北 武漢 430063

2 中國(guó)艦船研究設(shè)計(jì)中心，湖北 武漢 430064

3 船舶振動(dòng)噪聲重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430064

4 武漢理工大學(xué) 理學(xué)院，湖北 武漢 430063

0 引 言

浮筏隔振技術(shù)研究已有幾十年的歷史，其成果相繼被運(yùn)用到了艦艇上，取得了較好的減振降噪效果[1]。傳統(tǒng)的浮筏系統(tǒng)主要用于機(jī)械設(shè)備隔振。隨著艦艇設(shè)計(jì)的大型化，浮筏與艙室結(jié)合形成的新型浮筏結(jié)構(gòu)—艙筏（也稱箱體浮筏）在艦艇上得到了應(yīng)用，以保護(hù)人員和重要艙室。箱體浮筏能夠提高艦艇的空間利用率，增強(qiáng)所承載設(shè)備的隔振能力。其中，浮筏隔振效果的優(yōu)劣是評(píng)判浮筏性能的重要指標(biāo)。隨著對(duì)其性能要求的提升，傳統(tǒng)的板架式箱體浮筏結(jié)構(gòu)已很難滿足設(shè)計(jì)指標(biāo)要求，而周期性網(wǎng)架結(jié)構(gòu)因其獨(dú)特的結(jié)構(gòu)形式，能夠改變結(jié)構(gòu)內(nèi)的振動(dòng)能量傳遞途徑和增強(qiáng)輻射耗散，有效提升結(jié)構(gòu)的隔振效果[2-3]，故最近被引入到了箱體浮筏結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中。在艦艇領(lǐng)域，浮筏結(jié)構(gòu)并非孤立的存在，而是通過(guò)隔振器與船（艇）體連接，形成浮筏-艇體的耦合系統(tǒng)。

目前，在艇體耦合方面的相關(guān)研究中，以艇體與設(shè)備的耦合研究較多。例如：紀(jì)剛等[4]采用簡(jiǎn)化等效軸-艇模型分析了軸、艇的耦合狀態(tài)，以及兩者間的力傳遞特性。Dylejko[5]將推力軸簡(jiǎn)化為桿模型，將艇體結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化為殼模型，在考慮推進(jìn)器的激勵(lì)作用下，研究了推力軸處的導(dǎo)納結(jié)果。楊成春[6]研究了帶螺旋槳的軸系-殼體耦合系統(tǒng)，分析了系統(tǒng)的振動(dòng)特性、聲輻射特性以及摩擦激勵(lì)下系統(tǒng)的響應(yīng)特性，提出了降低系統(tǒng)振動(dòng)的方案。錢振華[7]將含隔振系統(tǒng)及帶基座的圓柱殼分為兩個(gè)部分來(lái)分別建模，采用頻響函數(shù)綜合法得出了整個(gè)大系統(tǒng)的頻響函數(shù)，并經(jīng)計(jì)算和實(shí)驗(yàn)算例驗(yàn)證了頻響函數(shù)的準(zhǔn)確性。

浮筏與艇體的耦合結(jié)構(gòu)對(duì)隔振效果會(huì)有一定的影響，作為一種典型的復(fù)雜組合系統(tǒng)，其振動(dòng)的激勵(lì)源具有幅值大、頻譜范圍廣的特點(diǎn)，需要在寬頻帶內(nèi)進(jìn)行振動(dòng)聲輻射的預(yù)報(bào)[8]，單純的有限元分析（FEA）方法難以滿足實(shí)際情況，需要結(jié)合統(tǒng)計(jì)能量分析（SEA）方法對(duì)其進(jìn)行研究。例如：Lyon[9]和Smith[10]分析了單模態(tài)和多模態(tài)子系統(tǒng)間的相互作用，列出了相關(guān)的公式，建立了模態(tài)密度、內(nèi)損耗因子和耦合損耗因子3 個(gè)基本的統(tǒng)計(jì)能量參數(shù)，初步形成了“統(tǒng)計(jì)能量分析”概念，并在后續(xù)研究中逐步完善了統(tǒng)計(jì)能量理論。Fahy[11]和Sun 等[12]基于能量統(tǒng)計(jì)理論建立了非保守耦合雙振子功率流理論，將SEA 方法的應(yīng)用擴(kuò)大到了機(jī)械振動(dòng)和噪聲控制等領(lǐng)域。余永豐等[13]通過(guò)理論和實(shí)驗(yàn)，研究了整艙浮筏（艙筏）的功率流傳遞特性，結(jié)果表明，在低頻和高頻段分別采用有限元法(FEM) 和SEA 法計(jì)算是可行的。李峰等[14]在VA-One 軟件中建立了散貨船艉部的統(tǒng)計(jì)能量模型，分析其噪聲和振動(dòng)響應(yīng)，得到了相關(guān)數(shù)據(jù)，并與海試現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了模型的正確性。臧曉斌[15]使用SEA 法和FE-SEA 方法研究了浮筏隔振系統(tǒng)在中、高頻的振動(dòng)特性，并與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了對(duì)比分析，驗(yàn)證了上述兩種方法結(jié)合的有效性。朱明罡[16]采用VA-One 軟件對(duì)整艙浮筏隔振系統(tǒng)在全頻段的隔振及聲輻射特性進(jìn)行研究，探討了不同隔振系統(tǒng)參數(shù)對(duì)聲輻射特性的影響。然而，在上述探究浮筏隔振效果的研究中，對(duì)于承載浮筏的基座模型多采用簡(jiǎn)化建模方法處理，而簡(jiǎn)化后的基座與實(shí)際的基座相比存在一定差異，且系統(tǒng)在加裝箱體浮筏這一大型結(jié)構(gòu)后，有可能會(huì)對(duì)原基座的振動(dòng)特性產(chǎn)生影響，因此有必要分析大型箱體浮筏結(jié)構(gòu)在安裝前后與艇體間的耦合振動(dòng)特性。

綜上所述，針對(duì)浮筏隔振技術(shù)的研究雖然有一些成果，但對(duì)于網(wǎng)架箱體浮筏這種新型結(jié)構(gòu)而言，相關(guān)研究成果較少，國(guó)內(nèi)外對(duì)浮筏與艇體的振動(dòng)研究也通常是將兩者分開單獨(dú)考慮，很少對(duì)浮筏與艇體的耦合結(jié)構(gòu)特性進(jìn)行研究。因此，本文將周期性網(wǎng)架結(jié)構(gòu)引入箱體浮筏來(lái)設(shè)計(jì)網(wǎng)架箱體浮筏結(jié)構(gòu)，并對(duì)網(wǎng)架箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)進(jìn)行建模。首先，從模態(tài)和隔振兩個(gè)角度，分析和討論浮筏-艇體的耦合關(guān)系，再以提高耦合系統(tǒng)的綜合隔振效果為設(shè)計(jì)原則，研究浮筏板厚和隔振器的剛度對(duì)耦合系統(tǒng)全頻段隔振效果的影響。

1 耦合模型理論分析

圖1 所示為將浮筏-艇體耦合系統(tǒng)簡(jiǎn)化為兩自由度的受迫振動(dòng)結(jié)構(gòu)。圖中：F為激勵(lì)力；m1，m2分別為浮筏層及設(shè)備層的質(zhì)量；k1，c1分別為浮筏與艇體層之間的隔振器剛度與阻尼；k2，c2分別為設(shè)備層與浮筏層之間的隔振器剛度與阻尼。故有式（1）所示在簡(jiǎn)諧力作用下的復(fù)數(shù)運(yùn)動(dòng)學(xué)微分方程。

圖1 兩自由度受迫振動(dòng)示意圖Fig. 1 Schematic diagram of forced vibration with two degrees of freedom

穩(wěn)態(tài)振動(dòng)頻率。

令式（1）中的解為

式中，Z為復(fù)數(shù)形式的振幅矩陣。將式（2）代入式（1）中，可得

令

式中，R為阻抗矩陣，其元素為

式中：i，j分別為矩陣行數(shù)和列數(shù)；ki j為剛度矩陣中各元素；mi j為質(zhì)量矩陣中各元素；ci j為阻尼矩陣中各元素。

系統(tǒng)的復(fù)數(shù)形式的振幅矩陣為

阻抗矩陣的逆矩陣為

簡(jiǎn)諧力的復(fù)數(shù)形式表示為

將式（7）代入式（6）中，可得

各阻抗元素為

令

式中：C1，C2為 實(shí)部振幅；D1，D2為虛部振幅。

將式（11）代入式（2）中，可得

式 中：X1，X2為 余 弦 振 幅；Y1，Y2為 正 弦 振 幅；φ1，φ2均為相位角，具體表示如下：

根據(jù)式（12），可得到振幅與浮筏質(zhì)量、隔振器剛度及阻尼間的關(guān)系。

2 參數(shù)化模型

本文設(shè)計(jì)的新型網(wǎng)架箱體浮筏參數(shù)如下：主體部分尺度8 m×6.08 m×2.1 m（長(zhǎng)×寬×高），上、下面板厚0.012 m，浮筏總質(zhì)量23.84 t，材料采用Q345 鋼， 密 度 為7.85×103kg/m3， 彈 性 模 量為2.06×1011N/m2，泊松比為0.3。艇體結(jié)構(gòu)為兩端不封閉的加筋圓柱殼，其參數(shù)如下：長(zhǎng)8.5 m，直徑6.8 m，殼體厚0.028 m，加筋板厚0.016 m，間距0.5 m，總質(zhì)量64.87 t。

浮筏與艇體之間采用隔振器連接，浮筏的底部和側(cè)向均設(shè)置有隔振器，其布置方式如圖2 所示。其中：底部隔振器為主隔振器，隔振器動(dòng)剛度為3 000 N/mm；側(cè)向隔振器為輔助隔振器，其剛度較小，動(dòng)剛度為1 000 N/mm。

圖2 隔振器模型示意圖Fig. 2 Schematic diagram of vibration isolator model

隔振器模型的坐標(biāo)系方向描述如下：z軸正向指向艇體縱向艏部，y軸正向?yàn)殂U垂向上，x軸正向指向艇體左舷。坐標(biāo)原點(diǎn)設(shè)在筏架下面板幾何中心。因隔振器的質(zhì)量較小，故只關(guān)注其變形量。在建模時(shí)，以三相彈簧單元模擬隔振器，以質(zhì)量點(diǎn)模擬筏架上層設(shè)備。圖3 所示為建立的箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)有限元模型。

圖3 網(wǎng)架箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)有限元模型Fig. 3 FE model of truss box floating raft-hull coupling system

3 網(wǎng)架箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)的模態(tài)分析

對(duì)新型網(wǎng)架箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)進(jìn)行模態(tài)分析，將分析結(jié)果與原有的筏架與艇體結(jié)構(gòu)的模態(tài)數(shù)據(jù)及振型分別進(jìn)行對(duì)比，以判斷筏架與艇體結(jié)構(gòu)間的耦合關(guān)系的強(qiáng)弱。同時(shí)，還對(duì)新型浮筏-艇體耦合系統(tǒng)與不含艇體的筏架結(jié)構(gòu)進(jìn)行模態(tài)分析，提取筏架結(jié)構(gòu)前六階整體模態(tài)，對(duì)比分析其振型及固有頻率，以評(píng)價(jià)在與艇體耦合后對(duì)筏架結(jié)構(gòu)模態(tài)的影響。

在0～200 Hz 頻率范圍內(nèi)進(jìn)行模態(tài)計(jì)算。其中，對(duì)于新型浮筏-艇體耦合系統(tǒng)有限元模型，邊界條件設(shè)置為限制艇體邊界x，y，z方向的平動(dòng)自由度；對(duì)于箱體浮筏的有限元模型，邊界條件設(shè)置為限制中層和下層隔振器下端點(diǎn)處所有方向的自由度。

表1 給出了新型浮筏-艇體耦合系統(tǒng)中的筏架及不含艇體結(jié)構(gòu)的筏架前六階整體模態(tài)的固有頻率，圖4～圖5 展示了前兩階振型。由表1 可見，新型浮筏-艇體耦合系統(tǒng)中的筏架各階固有頻率相較于不含艇體結(jié)構(gòu)的各階固有頻率略有增加，但兩者前六階整體模態(tài)的振型基本一致。其原因在于，耦合系統(tǒng)中的筏架并非直接與艇體結(jié)構(gòu)連接，而是通過(guò)隔振器的形式建立的耦合關(guān)系，但隔振器剛度遠(yuǎn)小于隔振器兩端連接的浮筏和艇體結(jié)構(gòu)的剛度。隔振器顯著改變了振動(dòng)能量的傳遞，導(dǎo)致了浮筏與艇體的耦合關(guān)系較弱。

圖4 網(wǎng)架箱體浮筏一階振型Fig. 4 The first-order vibration modes of truss box floating raft

圖5 網(wǎng)架箱體浮筏二階振型Fig. 5 The second-order vibration modes of truss box floating raft

表1 網(wǎng)架箱體浮筏前六階整體模態(tài)對(duì)應(yīng)的固有頻率Table 1 The natural frequency corresponding to the first six global modal shapes of the truss box floating raft

以上結(jié)果表明，網(wǎng)架箱體浮筏與艇體耦合后的筏架結(jié)構(gòu)，雖然整體結(jié)構(gòu)形式發(fā)生了改變，但仍保持了原有結(jié)構(gòu)的固有特性，結(jié)構(gòu)模態(tài)的變化基本一致，但固有頻率僅略有增加，艇體與筏架之間是弱耦合關(guān)系。

表2 給出的是新型浮筏-艇體耦合系統(tǒng)中艇體結(jié)構(gòu)與不含筏架的艇體結(jié)構(gòu)前六階整體模態(tài)的固有頻率及振型，圖6～圖7 所示為上述情況下艇體的前兩階振型。艇體結(jié)構(gòu)的振動(dòng)振型以殼體徑向振動(dòng)和局部振動(dòng)為主，整體彎曲振動(dòng)振型不明顯，原因是圓柱殼結(jié)構(gòu)的艇體長(zhǎng)度與直徑尺寸接近，殼體結(jié)構(gòu)整體抗彎剛度大。艇體結(jié)構(gòu)的振型按（m，n）的形式定義，其中m表示殼體徑向的節(jié)點(diǎn)數(shù)，n表示殼體周向節(jié)點(diǎn)數(shù)。艇體結(jié)構(gòu)的振動(dòng)振型以殼體徑向振動(dòng)和局部振動(dòng)為主，整體彎曲振動(dòng)振型不明顯，原因是圓柱殼結(jié)構(gòu)的艇體長(zhǎng)度與直徑尺寸接近，殼體結(jié)構(gòu)整體抗彎剛度大。含筏架的各階固有頻率相較于不含筏架的艇體結(jié)構(gòu)各階固有頻率都有略微增加，但兩者前六階整體模態(tài)的振型基本一致。這說(shuō)明與筏架耦合后的艇體結(jié)構(gòu)，雖整體結(jié)構(gòu)形式改變，但因浮筏質(zhì)量遠(yuǎn)小于艇體質(zhì)量，使得原有結(jié)構(gòu)的固有特性得到了保持，結(jié)構(gòu)模態(tài)變化基本一致，固有頻率略有提高，即筏架與艇體間是弱耦合關(guān)系。

圖6 艇體結(jié)構(gòu)一階振型Fig. 6 The first-order vibration mode of hull structure

圖7 艇體結(jié)構(gòu)二階振型Fig. 7 The second-order vibration mode of hull structure

表2 艇體結(jié)構(gòu)前六階整體模態(tài)對(duì)應(yīng)的固有頻率和振型Table 2 The natural frequency and vibration modes corresponding to the first six global modal shape of the hull structure

4 網(wǎng)架箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)全頻段隔振效果

目前，國(guó)內(nèi)外的研究中并沒有單一的方法可以實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)全頻段的振動(dòng)分析，而通常是將全頻段分為低、中、高3 個(gè)頻段，針對(duì)不同的頻段采用不同的分析方法[17]。在低頻段，最常采用的是FEM[18-19]和邊界元法（BEM）；在高頻段， SEA[20]法可以預(yù)測(cè)各子系統(tǒng)間的能量流傳遞和能量響應(yīng)，且對(duì)模型的精確度要求比有限元模型低，可以彌補(bǔ)FEM 在高頻段的計(jì)算缺陷。在中頻段，通常將FEA 模型與SEA 模型結(jié)合進(jìn)行混合分析，以解決振動(dòng)問(wèn)題，即“混合模型法”[21]（hybrid FEM-SEA）。在一個(gè)系統(tǒng)中，不同結(jié)構(gòu)構(gòu)件在不同頻率下所表現(xiàn)出的力學(xué)特性有很大差異，故需要根據(jù)結(jié)構(gòu)構(gòu)件的特性劃分其所處的頻段。在SEA 模型中，通常將單個(gè)結(jié)構(gòu)構(gòu)件稱為SEA 子系統(tǒng)。姚德源和王其政[22]提出可以采用SEA 子系統(tǒng)的模態(tài)密度的振型數(shù)作為依據(jù)來(lái)劃分低中高頻，具體判斷方法如下：

式中：Nv為振型數(shù)；n(f)為 模態(tài)密度； Δf為帶寬；其中，Nv≤1 時(shí)子系統(tǒng)處于低頻區(qū)，Nv≥5 時(shí)子系統(tǒng)處于高頻區(qū)，1＜Nv＜5 時(shí)子系統(tǒng)處于中頻區(qū)。

為確定網(wǎng)架箱體浮筏結(jié)構(gòu)的計(jì)算頻段，從模型中選取了不同面積的子系統(tǒng)來(lái)求解其在5～10 000 Hz 頻段內(nèi)的模態(tài)數(shù)，其中面板 E 為模型中面積最小的子系統(tǒng)，選定的SEA 子系統(tǒng)的模態(tài)數(shù)如圖8 所示。根據(jù)子系統(tǒng)在帶寬內(nèi)的模態(tài)數(shù)大小，將5～200 Hz 定義為低頻區(qū)，采用FEM 求解；將200～1 000 Hz 定義為中頻區(qū)，采用混合的FEMSEA 方 法 求 解；將1 000～10 000 Hz 定 義 為 高 頻區(qū)，采用SEA 法求解。建立的有限元模型、混合模型（Hybrid 模型）、SEA 模型分別如圖9～圖11所示。對(duì)各模型子系統(tǒng)賦予鋼材內(nèi)損耗因子[22]（η=0.41f-0.7），并在激勵(lì)設(shè)備位置的子系統(tǒng)上施加一個(gè)加速度激勵(lì)，方向垂直向下，頻率范圍為5～10 000 Hz，計(jì)算頻率設(shè)置為1/3 倍頻程的中心頻率。選用加速度振級(jí)落差法評(píng)價(jià)各級(jí)隔振的隔振效果。浮筏系統(tǒng)平均加速度振級(jí)落差[23]為

圖8 網(wǎng)架箱體浮筏-艇體結(jié)構(gòu)的部分SEA 子系統(tǒng)的模態(tài)數(shù)Fig. 8 Mode numbers of part of SEA subsystem for truss box floating raft-hull structure

圖9 網(wǎng)架箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)的有限元模型Fig. 9 FE model of truss box floating raft-hull coupling system

圖10 網(wǎng)架箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)的混合模型Fig. 10 Hybrid model of truss box floating raft-hull coupling system

圖11 網(wǎng)架箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)SEA 模型Fig. 11 SEA model of truss box floating raft-hull coupling system

式中：N為測(cè)點(diǎn)數(shù)目；a,a分別為隔振器上、下端加速度的響應(yīng)值。

圖12 所示為新型浮筏-艇體耦合系統(tǒng)中的浮筏隔振系統(tǒng)部分與獨(dú)立浮筏隔振系統(tǒng)的隔振效果對(duì)比。由圖可見，在全頻段范圍（5～10 000 Hz）內(nèi)，新型浮筏-艇體耦合系統(tǒng)的整體振級(jí)落差逐漸增大，全頻段內(nèi)的平均振級(jí)落差約為46.59 dB，與獨(dú)立的浮筏隔振系統(tǒng)的隔振效果46 dB 相差無(wú)幾。這表明艇體對(duì)網(wǎng)架浮筏隔振系統(tǒng)的隔振效果影響較小，即艇體與筏架間是弱耦合關(guān)系。

圖12 網(wǎng)架箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)中浮筏隔振系統(tǒng)部分與獨(dú)立浮筏隔振系統(tǒng)的隔振效果對(duì)比Fig. 12 Comparison of the vibration isolation effect between the floating raft system part of truss box floating raft-hull coupling structure and the independent floating raft system

4.1 面板厚度對(duì)網(wǎng)架箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)隔振效果的影響

因新型網(wǎng)架箱體浮筏與艇體耦合系統(tǒng)為弱耦合，所以將以提高其綜合能力為設(shè)計(jì)原則進(jìn)行設(shè)計(jì)。對(duì)于新型浮筏-艇體耦合系統(tǒng)而言，結(jié)構(gòu)參數(shù)的不同，系統(tǒng)的隔振效果也會(huì)有所差異，艇體結(jié)構(gòu)的聲輻射特性也會(huì)受到影響。浮筏作為一個(gè)復(fù)雜結(jié)構(gòu)，各項(xiàng)參數(shù)除影響結(jié)構(gòu)的隔振性能，還涉及了浮筏的其他性能，例如整體承載性能和抗沖擊性能。一旦浮筏設(shè)計(jì)完成，某些確定的結(jié)構(gòu)參數(shù)難以改變。在浮筏結(jié)構(gòu)中，對(duì)隔振效果影響較大的參數(shù)有面板厚度和隔振器剛度，其中面板厚度的增大能夠約束浮筏上設(shè)備的振動(dòng)烈度。因此，本文首先對(duì)不同面板厚度的新型浮筏-艇體耦合結(jié)構(gòu)的隔振效果進(jìn)行研究。表3 示出了不同面板厚度下浮筏-艇體耦合系統(tǒng)的質(zhì)量信息，圖13示出了浮筏-艇體耦合系統(tǒng)的5 種工況的振級(jí)及振級(jí)落差曲線，圖14 給出了總振級(jí)落差曲線。

圖13 不同工況下網(wǎng)架箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)各部分振級(jí)以及振級(jí)落差曲線Fig. 13 Vibration levels and vibration level drop curves of each part of truss box floating raft-hull coupling system under different working conditions

圖14 網(wǎng)架箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)總振級(jí)落差曲線Fig. 14 The total vibration level drop curve of truss box floating raft-hull coupling system

表3 網(wǎng)架箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)質(zhì)量信息Table 3 Mass information of truss box floating raft-hull coupling system

由上所述可見，在全頻段范圍（5～10 000 Hz）內(nèi)，新型網(wǎng)架箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)的整體振級(jí)落差逐漸增大，表明頻率越高，網(wǎng)架箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)的隔振效果越好。5 種工況下的平均振級(jí)落差分別為56.49，56.72，56.88，57.10 和57.49 dB，頻率值與隔振效果間呈正相關(guān)性，頻率越高，隔振效果越明顯。SEA 法是對(duì)一個(gè)頻段內(nèi)的平均振動(dòng)加速度進(jìn)行疊加平均，使得結(jié)果在同級(jí)頻帶上趨向于線性變化。而在低頻段，隔振效果呈現(xiàn)明顯波動(dòng)情況，原因是在低頻段結(jié)構(gòu)的低階模態(tài)較多，對(duì)隔振效果不利，而在高頻段由于采用SEA 法，結(jié)果未受到模態(tài)的影響。

振級(jí)落差隨網(wǎng)架箱體浮筏面板厚度的增大呈增加趨勢(shì)，但變化不明顯。其原因在于，高頻段振動(dòng)會(huì)在網(wǎng)架結(jié)構(gòu)中通過(guò)自身?xiàng)U系結(jié)構(gòu)振動(dòng)來(lái)進(jìn)行能量的輻射耗散，頻率越高，耗散越多，減振效果則越好。但是，只改變浮筏面板的厚度，雖然提高了浮筏面板結(jié)構(gòu)的剛度，但對(duì)網(wǎng)架桿系結(jié)構(gòu)影響不大，并未明顯改善網(wǎng)架箱體浮筏內(nèi)部的能量耗散，隔振效果并未得到顯著提高。因隔振器在隔振設(shè)備中起主要的隔振作用，所以網(wǎng)架箱體浮筏面板剛度的增大，只是略微提高了網(wǎng)架箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)的隔振能力。

4.2 下層隔振器剛度對(duì)網(wǎng)架箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)隔振效果的影響

隔振器作為連接艇體與網(wǎng)架箱體浮筏的主要部件，在耦合系統(tǒng)中也承擔(dān)著主要的減振作用。隔振器的剛度會(huì)極大地影響網(wǎng)架箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)的隔振效果。對(duì)于常用的隔振器，其剛度一定時(shí)，阻尼也是一個(gè)確定的值，很難脫離隔振器剛度的影響單獨(dú)談?wù)撟枘?。因此，本文在網(wǎng)架箱體浮筏隔振器布置形式不變的前提下，只改變下層隔振器的剛度，探討網(wǎng)架箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)在不同下層隔振器剛度下的隔振效果。下層隔振器動(dòng)剛度信息如表4 所示。振級(jí)以及振級(jí)落差曲線如圖15～圖16 所示。

圖15 網(wǎng)架箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)各部分振級(jí)以及振級(jí)落差曲線Fig. 15 Vibration level and vibration level drop curve of each part of truss box floating raft-hull coupling system

圖16 網(wǎng)架箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)不同剛度下的總振級(jí)落差曲線Fig. 16 The total vibration level drop curves of truss box floating raft-hull coupling system under different stiffenesses

表4 設(shè)計(jì)的隔振器動(dòng)剛度參數(shù)Table 4 Designed dynamic stiffness parameters of vibration isolator

由上所述可見，在全頻段范圍（5～10 000 Hz）內(nèi)，網(wǎng)架箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)的整體振級(jí)落差逐漸增大，表明頻率越高，網(wǎng)架箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)的隔振效果越好。不同剛度下的平均振級(jí)落差分別為58.71，56.35，55.10 和53.61 dB，頻率值與隔振效果間呈正相關(guān)性，頻率越高，隔振效果越明顯。與4.1 節(jié)的結(jié)論一致，在低頻段，因網(wǎng)架箱體浮筏結(jié)構(gòu)的低階模態(tài)，使得隔振效果不斷波動(dòng)，在高頻段，計(jì)算時(shí)忽略了模態(tài)影響，隔振效果越來(lái)越好。振級(jí)落差隨下層隔振器剛度的增大呈減小的趨勢(shì)。下層隔振器剛度的減弱，使得網(wǎng)架箱體浮筏在隔振器垂直方向上的位移增大，隔振器在產(chǎn)生形變的過(guò)程中會(huì)吸收更多的振動(dòng)能量，因此剛度較小的隔振器會(huì)產(chǎn)生更好的隔振效果。

總體而言，浮筏面板厚度的變化對(duì)網(wǎng)架箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)的隔振效果影響較小，隨著浮筏面板厚度的增加，網(wǎng)架箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)的全頻段隔振效果略有增強(qiáng)；浮筏下層隔振器剛度變化也對(duì)網(wǎng)架箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)的隔振效果影響較小，隨著下層隔振器剛度的減弱，網(wǎng)架箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)的全頻段隔振效果也有所增強(qiáng)，但兩者改變隔振效果的方式并不一致，增大面板厚度是通過(guò)提升浮筏剛度，減弱振動(dòng)響應(yīng)幅值來(lái)提升隔振效果，而減小隔振器剛度則是通過(guò)減弱振動(dòng)沿固體介質(zhì)的傳播，增大了能量耗散。

5 結(jié) 論

本文探究了新型網(wǎng)架箱體浮筏與艇體結(jié)構(gòu)間的耦合特性，并對(duì)該耦合系統(tǒng)的隔振效果進(jìn)行了研究，得出如下結(jié)論：

1） 無(wú)論是網(wǎng)架箱體浮筏還是艇體，其各自在耦合系統(tǒng)中的固有頻率與兩者獨(dú)立時(shí)的相比差別不大，且振型基本一致，說(shuō)明網(wǎng)架箱體浮筏與艇體的耦合關(guān)系較弱，在隔振器的作用下，兩者的固有結(jié)構(gòu)特性并未發(fā)生改變。

2） 隨著網(wǎng)架箱體浮筏面板厚度的增加，面板剛度也隨之增大，導(dǎo)致振動(dòng)響應(yīng)幅值有所減弱，全頻段隔振效果略有增強(qiáng)，但總體增幅不大，面板厚度因素對(duì)網(wǎng)架箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)的隔振效果影響并不明顯。

3） 網(wǎng)架箱體浮筏的下層隔振器剛度與網(wǎng)架箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)隔振效果相關(guān)度較高，通過(guò)減弱隔振器的剛度，相關(guān)能量耗散增加，耦合系統(tǒng)的全頻段隔振效果均有所增強(qiáng)，且在低頻段效果更顯著。

綜上所述，網(wǎng)架箱體浮筏-艇體耦合系統(tǒng)中浮筏與艇體間呈現(xiàn)的是弱耦合關(guān)系。浮筏面板厚度的增大對(duì)提高整個(gè)耦合系統(tǒng)的隔振效果有一定影響，但并不明顯。比較而言，減弱網(wǎng)架箱體浮筏下層隔振器的剛度更有助于增強(qiáng)耦合系統(tǒng)的隔振效果。本文的研究成果可助益改進(jìn)網(wǎng)架箱體浮筏耦合系統(tǒng)的聲學(xué)設(shè)計(jì)。