陳景昊，吳衛(wèi)國(guó)，林永水

1中國(guó)船級(jí)社溫州辦事處，浙江溫州3250002武漢理工大學(xué)交通學(xué)院，湖北武漢430063

基于有限元能量流的混合結(jié)構(gòu)間耦合損耗因子

陳景昊1，2，吳衛(wèi)國(guó)2，林永水2

1中國(guó)船級(jí)社溫州辦事處，浙江溫州325000
2武漢理工大學(xué)交通學(xué)院，湖北武漢430063

為了減輕船舶結(jié)構(gòu)重量，降低重心，高速船往往采用鋼、鋁混合結(jié)構(gòu)，兩者之間采用過(guò)渡接頭進(jìn)行連接會(huì)影響結(jié)構(gòu)聲波的傳遞。耦合損耗因子（CLF）作為統(tǒng)計(jì)能量分析法的一個(gè)關(guān)鍵參數(shù)，對(duì)船舶艙室噪聲預(yù)報(bào)有著重要影響?；谟邢拊芰苛鞣?gòu)建了相應(yīng)的數(shù)值計(jì)算模型，采用Matlab軟件編寫(xiě)計(jì)算程序，將其應(yīng)用于某典型鋼、鋁混合結(jié)構(gòu)的計(jì)算中并對(duì)其進(jìn)行了驗(yàn)證，同時(shí)還研究了連接接頭參數(shù)及加筋板對(duì)結(jié)構(gòu)耦合損耗因子的影響，結(jié)果表明：增加接頭的重量或橫截面積可以減小中高頻段的耦合損耗因子。所編程序可以為該類(lèi)型船舶的噪聲預(yù)報(bào)及減振降噪提供建議與指導(dǎo)。

耦合損耗因子；有限元能量流法；統(tǒng)計(jì)能量分析法；鋼、鋁混合接頭

0　引　言

高速船在設(shè)計(jì)建造時(shí)，為了達(dá)到減輕重量、降低重心、提高航速等目的，往往采用鋼、鋁混合結(jié)構(gòu)，即主船體采用鋼質(zhì)結(jié)構(gòu)，上層建筑采用鋁合金結(jié)構(gòu)，鋁合金上層建筑與鋼質(zhì)結(jié)構(gòu)之間用過(guò)渡接頭連接［1］（圖1）。過(guò)渡接頭的存在影響了結(jié)構(gòu)聲波的傳遞，進(jìn)而影響結(jié)構(gòu)間耦合損耗因子（CLF）。對(duì)于大多數(shù)高速船舶，其大部分客艙均位于主甲板以上，鋼質(zhì)主船體與鋁合金上層建筑之間的特殊連接結(jié)構(gòu)會(huì)影響結(jié)構(gòu)聲波的傳遞，進(jìn)而影響該處的耦合損耗因子，對(duì)上層建筑客艙艙室噪聲預(yù)報(bào)的精度有很大影響。在諸多復(fù)雜的實(shí)際工程中，受困于無(wú)法準(zhǔn)確求取統(tǒng)計(jì)能量參數(shù)，使統(tǒng)計(jì)能量分析法的發(fā)展受到了很大的限制。

圖1　常用鋼、鋁過(guò)渡接頭及其連接形式Fig.1　Common types of steel-aluminum transition junction and connection forms

結(jié)構(gòu)間耦合損耗因子作為子系統(tǒng)間耦合作用大小的表征，一直是研究的難點(diǎn)和熱點(diǎn)［2-3］。Simmons［4］提出了采用有限元方法預(yù)測(cè)結(jié)構(gòu)耦合損耗因子；Mace等［5］對(duì)該方法進(jìn)行了更為深入的研究，其建立的計(jì)算模型適用于強(qiáng)耦合復(fù)雜結(jié)構(gòu)間耦合損耗因子的計(jì)算；盧兆剛［6］和張瑾［7］等利用該方法對(duì)某些典型結(jié)構(gòu)的中頻階段的能量流動(dòng)及耦合損耗因子進(jìn)行了相應(yīng)的分析。吳雄祥［8］和林永水［9］等分別采用阻抗法和輸入功率法對(duì)鋼、鋁混合結(jié)構(gòu)耦合損耗因子進(jìn)行了相應(yīng)的研究。本文將基于有限元能量流法建立相應(yīng)的數(shù)值計(jì)算模型并利用Matlab軟件編寫(xiě)計(jì)算程序，對(duì)鋼、鋁混合結(jié)構(gòu)的耦合損耗因子進(jìn)行計(jì)算，并驗(yàn)證其可靠性，同時(shí)還研究過(guò)渡接頭各參數(shù)對(duì)結(jié)構(gòu)耦合損耗因子的影響。

1　理論分析

1.1能量平衡方程

根據(jù)子系統(tǒng)間功率流模型，具有N個(gè)子系統(tǒng)的復(fù)雜結(jié)構(gòu)子系統(tǒng)間能量平衡方程表達(dá)式如下

式中：ηi為阻尼損耗因子；ηij為耦合損耗因子；Eˉi為系統(tǒng)i的平均能量；ω為中心角頻率；Pˉi為系統(tǒng)i的平均輸入功率。

為了便于理解，將本文要討論的T型結(jié)構(gòu)劃分為3個(gè)子系統(tǒng)，即模型中2塊鋼質(zhì)主甲板設(shè)為子系統(tǒng)1和子系統(tǒng)2，過(guò)渡接頭以及鋁質(zhì)上層建筑設(shè)為子系統(tǒng)3，如圖1（b）所示。由式（1）可知具有3個(gè)子系統(tǒng)的耦合結(jié)構(gòu)的能量平衡方程為：

對(duì)每個(gè)子系統(tǒng)的輸入功率以及振動(dòng)能量進(jìn)行空間平均和頻域內(nèi)平均后，方程可以寫(xiě)為：

式中：

通過(guò)對(duì)3個(gè)子系統(tǒng)逐次進(jìn)行激勵(lì)，結(jié)合式（4）列出9個(gè)方程即可得到損耗因子矩陣。

1.2輸入功率

在數(shù)值計(jì)算中，由于激勵(lì)點(diǎn)作用在節(jié)點(diǎn)上，作用面積可以忽略，因此可以將輸入功率的作用視為點(diǎn)源的輸入，即將激勵(lì)作用在某個(gè)節(jié)點(diǎn)上，假定激勵(lì)力f（t）為單頻激勵(lì)，值為

式中：F為激勵(lì)力的復(fù)數(shù)形式；F0為激勵(lì)力的最大幅值；ω為圓頻率；φ為相位角。

速度v（t）為

式中：V為速度的復(fù)數(shù)形式；||V0為激勵(lì)力的最大幅值。

在一個(gè)周期內(nèi)的時(shí)間平均輸入功率為

式中：＜·＞為時(shí)間上的平均值；F（ω）為激勵(lì)力；v*（ω）為響應(yīng)速度幅值V（通常為復(fù)數(shù)）的共軛復(fù)數(shù)；Re為取實(shí)部。

當(dāng)激勵(lì)作用于子系統(tǒng)時(shí)，其在頻域與空間上的平均輸入功率為

式中：M為作用在子系統(tǒng)上激勵(lì)點(diǎn)的個(gè)數(shù)；N為中心頻率帶寬內(nèi)的計(jì)算頻率點(diǎn)個(gè)數(shù)。

1.3子系統(tǒng)振動(dòng)能量

1.3.1子系統(tǒng)中的低頻振動(dòng)能量

一般系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)方程可寫(xiě)作

式中：向量x為系統(tǒng)的節(jié)點(diǎn)位移坐標(biāo)；向量x?為系統(tǒng)節(jié)點(diǎn)的速度；x?為系統(tǒng)節(jié)點(diǎn)的加速度；f為系統(tǒng)所受的外力向量；Ma為系統(tǒng)的質(zhì)量矩陣；C為系統(tǒng)的阻尼矩陣；K為系統(tǒng)的剛度矩陣。

由此可以求得系統(tǒng)的勢(shì)能V，動(dòng)能T分別為

1.3.2子系統(tǒng)中的高頻振動(dòng)能量

在高頻階段，對(duì)于平板結(jié)構(gòu)，當(dāng)其處于共振模態(tài)時(shí)，其動(dòng)能與勢(shì)能近似相等，即振動(dòng)能量等于動(dòng)能的2倍，因此在高頻階段為了節(jié)約計(jì)算成本，子系統(tǒng)的振動(dòng)能量E可由下式求得

式中：m為單位質(zhì)量；＜v2＞為單位質(zhì)量所對(duì)應(yīng)的速度平方。

對(duì)模型進(jìn)行有限元處理后，并對(duì)其振動(dòng)能量進(jìn)行空間平均和帶內(nèi)平均，子系統(tǒng)的振動(dòng)能量可由下式求得

式中：m為子系統(tǒng)的質(zhì)量；P為子系統(tǒng)總節(jié)點(diǎn)數(shù)。

2　數(shù)值仿真及驗(yàn)證

2.1模型參數(shù)

本文將結(jié)構(gòu)模型簡(jiǎn)化為1個(gè)T型結(jié)構(gòu)（圖2），為了后文對(duì)仿真方法進(jìn)行驗(yàn)證，本節(jié)將模型參數(shù)取為與文獻(xiàn)［9］相同，如表1所示。

表1　模型具體參數(shù)Tab.1　The parameters of model

2.2數(shù)值仿真方法計(jì)算流程圖

圖3為本文模擬采用的數(shù)值仿真方法計(jì)算流程圖。

圖2　簡(jiǎn)化模型結(jié)構(gòu)及有限元結(jié)構(gòu)圖Fig.2　Simplified structure model and FEM model

圖3　耦合損耗因子數(shù)值計(jì)算流程圖Fig.3　The calculation procedure of CLF

2.3計(jì)算參數(shù)的影響

2.3.1網(wǎng)格尺寸

網(wǎng)格尺寸直接影響計(jì)算的效率和精度，在聲學(xué)有限元分析中，一般應(yīng)保證1個(gè)波長(zhǎng)內(nèi)至少有6個(gè)單元［10］，平板彎曲波波長(zhǎng)可以寫(xiě)為

式中：E0為彈性模量；μ為泊松比；h為板厚；ρ為材料密度；f為頻率。

根據(jù)本文所采用的模型以及要求的計(jì)算頻率（400～8 000 Hz），利用式（14）對(duì)計(jì)算網(wǎng)格進(jìn)行大致的估算，系統(tǒng)1和系統(tǒng)2所要求的網(wǎng)格尺寸不大于13.5 mm，系統(tǒng)3所要求的網(wǎng)格尺寸不大于12.3 mm?；谟邢拊芰苛鞣ê突诠β瘦斎敕ǎ竟?jié)對(duì)不同網(wǎng)格尺寸模型進(jìn)行了計(jì)算和對(duì)比分析（圖4）。圖中CLF13代表子系統(tǒng)1到子系統(tǒng)3的耦合損耗因子。對(duì)于網(wǎng)格尺寸為50 mm的模型，當(dāng)中心頻率超過(guò)3 150 Hz后有一些負(fù)值出現(xiàn)，與耦合損耗因子的特性不符，故在圖中沒(méi)有列出；對(duì)于網(wǎng)格尺寸為25 mm的模型，可以明顯看出各耦合損耗因子曲線與其他幾條曲線無(wú)論是在趨勢(shì)上還是在數(shù)值上均有較大的差距；對(duì)于網(wǎng)格尺寸為15，12，10和8 mm（除個(gè)別頻率外）的模型，趨勢(shì)大致相同，數(shù)值也吻合得較好。因此可以認(rèn)為對(duì)于該模型，當(dāng)網(wǎng)格尺寸小于12 mm時(shí)計(jì)算精度可以保證。

圖4　網(wǎng)格尺寸的影響Fig.4　The influence of element size

2.3.2隨機(jī)激勵(lì)點(diǎn)的選取

為了使整體計(jì)算滿足隨機(jī)性的要求，激勵(lì)點(diǎn)的選取必須隨機(jī)確定，同時(shí)為了避免模型邊界的影響，激勵(lì)點(diǎn)的位置距邊界的距離必須大于相應(yīng)頻率1/4彎曲波的波長(zhǎng)［11］。由于點(diǎn)源激勵(lì)輸入會(huì)使得各個(gè)子系統(tǒng)間結(jié)構(gòu)模態(tài)響應(yīng)存在相關(guān)性，因此為了保證子系統(tǒng)各階模態(tài)互不相關(guān)，需要采用多個(gè)不同激勵(lì)點(diǎn)進(jìn)行激勵(lì)。但過(guò)多的激勵(lì)點(diǎn)又會(huì)影響計(jì)算效率，本文對(duì)采用3個(gè)（P3模型）、6個(gè)（P6模型）和9個(gè)隨機(jī)激勵(lì)點(diǎn)（P9模型）的模型各取3組，將其計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比（圖5）。經(jīng)計(jì)算分析，對(duì)于采用3個(gè)獨(dú)立激勵(lì)點(diǎn)的3組P3模型，計(jì)算所得的耦合損耗因子曲線與采用6個(gè)獨(dú)立激勵(lì)點(diǎn)的P6模型以及9個(gè)獨(dú)立激勵(lì)點(diǎn)的P9模型所得的結(jié)果，在不少頻率處有一定的差異，同時(shí)計(jì)算結(jié)果穩(wěn)定性不佳；而對(duì)于P6模型和P9模型所得的6組結(jié)果在趨勢(shì)上大致相同，在數(shù)值上誤差基本在10%以?xún)?nèi)，因此可以認(rèn)為采用6個(gè)獨(dú)立激勵(lì)點(diǎn)進(jìn)行平均時(shí)，本文計(jì)算程序的精度可以保證。

圖5　激勵(lì)點(diǎn)的影響Fig.5　The influence of excitation points

2.3.3模態(tài)頻率響應(yīng)分析中的模態(tài)截?cái)?/p>

在模態(tài)頻率響應(yīng)分析中，并不需要涵蓋全部模態(tài)，偏離分析頻率較遠(yuǎn)的模態(tài)對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響較小，將其考慮進(jìn)來(lái)只會(huì)大量增加計(jì)算量，降低求解效率。對(duì)計(jì)算影響最大的是分析頻率帶寬內(nèi)的共振模態(tài)，但是分析帶寬的2～3倍范圍內(nèi)的模態(tài)對(duì)計(jì)算結(jié)果仍有一定的影響［12］，因此，為了保證精度，本文在計(jì)算時(shí)模態(tài)截?cái)嗳樽罡叻治鲱l率的3倍。

圖6　鋼、鋁混合模型數(shù)值計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比Fig.6　Comparison of CLF for the mixed model obtained by simulation and experiment

1）未考慮模態(tài)阻尼隨頻率的變化，只給出了模態(tài)阻尼在中心頻率下的平均值。

2）有限板邊界上的節(jié)點(diǎn)能量響應(yīng)值受邊界效應(yīng)的影響，對(duì)仿真結(jié)果有一定的影響。

3）對(duì)過(guò)渡接頭的材料特性進(jìn)行了簡(jiǎn)化，視為簡(jiǎn)單的鋼和鋁的組合，同時(shí)在子系統(tǒng)3能量求取時(shí)未計(jì)及接頭的質(zhì)量。

4）采用平均頻率步長(zhǎng)，可能無(wú)法準(zhǔn)確提取分析頻段內(nèi)的某些響應(yīng)峰值。

2.4.2鋁質(zhì)L型板模型的驗(yàn)證

由于文獻(xiàn)［9］的實(shí)驗(yàn)結(jié)果頻率上限為4 000 Hz，無(wú)法對(duì)高頻階段的仿真方法進(jìn)行驗(yàn)證，本節(jié)采用對(duì)鋁質(zhì)L型板模型進(jìn)行計(jì)算，通過(guò)與VA One軟件計(jì)算的CLF曲線進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證其可靠性。模型為2塊800 mm×800 mm×4 mm的鋁板進(jìn)行L型連接，有限元模型和VA One模型如圖7所示。

2.4數(shù)值仿真方法的驗(yàn)證

2.4.1鋼、鋁混合結(jié)構(gòu)模型的驗(yàn)證

利用本文的程序?qū)ξ墨I(xiàn)［9］的實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行計(jì)算，其耦合損耗因子（400～8 000 Hz）結(jié)果如圖6所示。數(shù)值仿真計(jì)算時(shí)采取如下參數(shù)：子系統(tǒng)網(wǎng)格尺寸為10 mm，各子系統(tǒng)獨(dú)立激勵(lì)點(diǎn)為6個(gè)，模態(tài)截?cái)嗳∮?jì)算頻率的上限3倍。

由于文獻(xiàn)［9］中僅給出了400～4 000 Hz的實(shí)驗(yàn)結(jié)果，圖6給出了該頻段鋼、鋁混合模型耦合損耗實(shí)驗(yàn)值與數(shù)值仿真值的對(duì)比曲線。從圖6可以看出，利用功率輸入法和采用數(shù)值仿真方法計(jì)算所得的耦合損耗因子曲線，在趨勢(shì)上保持了較好的一致性，除個(gè)別頻率外，精度都在工程許可的范圍內(nèi)。根據(jù)對(duì)比結(jié)果，認(rèn)為引起誤差的主要原因有以下幾點(diǎn)：

圖7　鋁質(zhì)L型板有限元模型和VA One模型Fig.7　The FEM and VA One model of L-shaped plate

經(jīng)計(jì)算，鋁質(zhì)L型板模型在100～8 000 Hz模態(tài)數(shù)均大于1，當(dāng)中心頻率大于500 Hz時(shí)，模型滿足模態(tài)數(shù)大于5的要求；對(duì)于網(wǎng)格尺寸，模型在8 000 Hz時(shí)，對(duì)網(wǎng)格尺寸的要求為不大于11 mm。因此對(duì)該模型，計(jì)算時(shí)取子系統(tǒng)網(wǎng)格尺寸為10 mm，各子系統(tǒng)獨(dú)立激勵(lì)點(diǎn)為9個(gè)，模態(tài)截?cái)嗳∮?jì)算頻率上限的3倍。

從圖8可以看出，對(duì)于鋁質(zhì)L型板模型，利用本文計(jì)算方法和VA One（波分析法）軟件計(jì)算得到的耦合損耗因子曲線，無(wú)論在趨勢(shì)上還是在數(shù)值上均吻合得非常好，由此可見(jiàn)，本文的計(jì)算方法對(duì)中頻和高頻階段一般模型的耦合損耗因子計(jì)算是可靠的。

圖8　鋁質(zhì)L型模型CLF波分析法與本文方法對(duì)比Fig.8　Comparison of L model's CLFs obtained by wave approach and simulation

3　接頭參數(shù)及位置的影響

鋼、鋁混合結(jié)構(gòu)連接接頭的重量、截面形狀、連接位置等均對(duì)該結(jié)構(gòu)的能量傳遞有一定的影響。本節(jié)將運(yùn)用本文的數(shù)值仿真方法，對(duì)接頭的各參數(shù)及位置進(jìn)行研究分析，為鋼、鋁混合結(jié)構(gòu)船舶的振動(dòng)噪聲預(yù)報(bào)和控制提供指導(dǎo)。

圖9（a）～圖9（c）給出了是否含過(guò)渡接頭以及不同接頭位置（A模型為在連接處設(shè)接頭，B模型為升高100 mm設(shè)接頭，如圖1（b）所示）情況下結(jié)構(gòu)的CLF?？傮w來(lái)說(shuō)，無(wú)接頭模型和B模型的仿真值趨勢(shì)較為相似，而A模型的接頭在兩板連接處，對(duì)能量的傳遞影響較大，后文將對(duì)接頭質(zhì)量和接頭截面的影響做進(jìn)一步探討。

通過(guò)改變接頭厚度來(lái)控制A模型接頭的質(zhì)量，對(duì)不同接頭厚度以及無(wú)接頭模型的耦合損耗因子進(jìn)行了對(duì)比。從圖9（d）～圖9（f）中可以看出，無(wú)接頭模型的CLF12是最大的，隨著接頭厚度的增加CLF12逐漸降低，主要原因是過(guò)渡接頭起著阻抑作用，隨著厚度的增加而增強(qiáng)。但對(duì)CLF13 和CLF31，無(wú)接頭模型的值不是最大，主要原因是在中、低頻段，過(guò)渡接頭可能會(huì)增大結(jié)構(gòu)的能量傳遞，且在一定厚度范圍內(nèi)，隨接頭增大作用增強(qiáng)，隨著厚度的繼續(xù)增加，過(guò)渡接頭的阻抑作用才會(huì)表現(xiàn)出來(lái)。

在保證A模型接頭質(zhì)量不變的情況下，改變接頭的截面參數(shù)，探究接頭質(zhì)量沿垂向布置和沿水平布置對(duì)耦合損耗因子的影響。從圖9（g）～圖9（i）中可以看出，隨著接頭高度的增加，采用各個(gè)接頭高度情況下的耦合損耗因子曲線隨頻率的變化趨勢(shì)較為一致，隨著接頭高度的增加，在低頻階段變化不是很明顯，但在中、高頻階段，節(jié)點(diǎn)處的各個(gè)耦合損耗因子則逐漸降低，原因是在保持接頭質(zhì)量不變的情況下，增加接頭截面的高度，以及降低接頭截面的厚度能夠增大過(guò)渡接頭的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量，在中、高頻段有較好的阻抑效果，因此，在一定程度上可以降低耦合損耗因子。

圖9　接頭參數(shù)及位置對(duì)CLF的影響Fig.9　The influence of junction parameter and position

船體結(jié)構(gòu)多數(shù)是由加筋板結(jié)構(gòu)組成，目前諸多學(xué)者采用統(tǒng)計(jì)能量分析法預(yù)報(bào)船舶噪聲時(shí)，對(duì)加筋板結(jié)構(gòu)采用了簡(jiǎn)化處理，而加筋板結(jié)構(gòu)的模態(tài)特性與平板結(jié)構(gòu)的模態(tài)特性有很大的差別，因此采用簡(jiǎn)化處理雖然提升了整體的計(jì)算效率，但是也影響了預(yù)報(bào)的精度，同時(shí)無(wú)法對(duì)某些特殊頻率的振動(dòng)特性做出準(zhǔn)確的預(yù)測(cè)。通過(guò)在原模型的3個(gè)子系統(tǒng)中點(diǎn)處加設(shè)20 mm×4 mm的加強(qiáng)筋，建立相應(yīng)的有限元模型并進(jìn)行計(jì)算，其與原模型的耦合損耗因子對(duì)比曲線如圖10所示，由于板子系統(tǒng)加筋后固有頻率上升使得加筋板模型的耦合損耗因子曲線變化更為平緩，同時(shí)曲線整體略有向高頻移動(dòng)的趨勢(shì)。

4　結(jié)　論

本文對(duì)混合結(jié)構(gòu)間耦合損耗因子進(jìn)行了研究，提出的計(jì)算方法和研究結(jié)論對(duì)提高混合結(jié)構(gòu)船舶的噪聲預(yù)報(bào)精度及減振降噪具有重要意義，主要研究結(jié)論如下：

圖10　平板模型與加筋板模型耦合損耗因子對(duì)比Fig.10　Comparison of plate model and stiffened plate model

1）基于有限元能量流法建立相應(yīng)的數(shù)值計(jì)算模型并編寫(xiě)了相關(guān)的計(jì)算程序，通過(guò)與文獻(xiàn)［9］的模型實(shí)驗(yàn)以及L型鋁質(zhì)板的波分析法計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了該方法對(duì)中、高頻鋼、鋁混合結(jié)構(gòu)耦合損耗因子計(jì)算的可靠性。

2）對(duì)計(jì)算程序的主要參數(shù)進(jìn)行了研究，為數(shù)值仿真計(jì)算中主要參數(shù)的選取提供了建議。

3）結(jié)合本文提出的計(jì)算方法對(duì)連接接頭的布置和參數(shù)的影響進(jìn)行研究，結(jié)果表明：增加接頭的重量或橫截面積可以減小中、高頻段的耦合損耗因子。

［1］王承權(quán)，張京立.艦船鋼—鋁結(jié)構(gòu)過(guò)渡接頭的應(yīng)用及節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)［J］.船舶工程，2004，26（6）：34-38.

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The coupling loss factor of mixed structures based on the finite element energy flow model

CHEN Jinghao1，2，WU Weiguo2，LIN Yongshui2

1 Wenzhou Office，China Classification Society，Wenzhou 325000，China
2 School of Transportation，Wuhan University of Technology，Wuhan 430063，China

The aluminum-steel structure is often applied to high speed vessels for the purpose of weight reduction，declining center of gravity，and high speed.The transition joint between the steel-made main hull and aluminum alloy superstructure could affect the propagation of structure acoustic waves，thus affecting the Coupling Loss Factor（CLF）between these structures，a key parameter of Statistical Energy Analysis （SEA）and significantly impacts the prediction of noise.Based on the finite element energy flow method，a numerical computation model and corresponding calculation program in Matlab are developed，which are then verified with experiment and L model's wave approach results.The influence of calculation parameters on accuracy is studied and relevant suggestions are given.Particularly，the effect of joint parameters on CLF is studied，suggesting that the thickness ratio of plate and joint has a large impact to the CLF；the energy flow features of the stiffened plate model is studied，indicating that compared with the flat model，the CLF curve of the stiffened plate model is more mild.Overall，the proposed program and the findings in this paper provide guidance for noise prediction and reduction in marine engineering.

Coupling Loss Factor（CLF）；finite element energy flow method；Statistical Energy Analysis （SEA）；steel-aluminum transition junction

U661.44

A

10.3969/j.issn.1673-3185.2016.04.012

2015-09-24網(wǎng)絡(luò)出版時(shí)間：2016-7-29 9:45

工業(yè)和信息化部高技術(shù)船舶專(zhuān)項(xiàng)資助項(xiàng)目（工信部聯(lián)裝［2010］337號(hào)）；中央高校基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)專(zhuān)項(xiàng)資金資助項(xiàng)目（2014-zyo-22）

陳景昊，男，1990年生，碩士。研究方向：結(jié)構(gòu)振動(dòng)與噪聲控制。

E-mail：chenjinghao@ccs.org.cn

吳衛(wèi)國(guó)（通信作者），男，1960年生，碩士，教授。研究方向：船舶振動(dòng)與噪聲控制，結(jié)構(gòu)安全性與可靠性，結(jié)構(gòu)動(dòng)力與穩(wěn)定性研究。E-mail：mailjt@163.com