劉 越，王加夏，劉 昆，房鈺斌

(江蘇科技大學(xué) 船舶與海洋工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212100)

0 引言

郵輪被譽(yù)為造船業(yè)“皇冠上的明珠”，其設(shè)計(jì)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(guān)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(jié)構(gòu)來減弱在船體結(jié)構(gòu)中傳播的聲波。對此，國內(nèi)外學(xué)者進(jìn)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(jié)果表明在低頻范圍內(nèi)，夾層板能夠有效抑制結(jié)構(gòu)寬頻響應(yīng)。Xia 等[4]以某三體船為對象，預(yù)報(bào)了各艙室噪聲水平，并應(yīng)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(nèi)六角蜂窩型和星型超材料結(jié)構(gòu)隔振基座力學(xué)性能，并在整船中對比分析了隔振基座的隔振性能。結(jié)果表明，新結(jié)構(gòu)的減振性能較原結(jié)構(gòu)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(nèi)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(qū)別。結(jié)果表明，內(nèi)部加筋結(jié)構(gòu)隔聲曲線相對于內(nèi)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(jié)構(gòu)層芯的等效剪切參數(shù)，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(jì)算分析了圓形孔蜂窩結(jié)構(gòu)中的層芯胞元半徑、層芯壁厚和結(jié)構(gòu)材料對隔聲量的影響。結(jié)果表明，層芯半徑小、壁厚薄的鋼材圓形蜂窩結(jié)構(gòu)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(xué)材料、阻尼材料及空調(diào)噪聲對艙室噪聲的影響。結(jié)果表明，應(yīng)用聲學(xué)材料的艙室噪聲下降顯著。祝馳譽(yù)[9]將丁基橡膠材料制成復(fù)合夾層板應(yīng)用到基座結(jié)構(gòu)，并開展了6 種工況下夾層板對基座減振效果研究的實(shí)驗(yàn)，結(jié)果發(fā)現(xiàn)經(jīng)約束阻尼處理后的結(jié)構(gòu)減振效果較好。吳曉佳等[10]對浮動地板開展隔聲實(shí)驗(yàn)研究，并設(shè)計(jì)了不同的浮動地板系統(tǒng)，通過數(shù)值仿真技術(shù)分別對其在甲板室模型以及空調(diào)機(jī)室模型應(yīng)用后的降噪能力進(jìn)行了研究。綜上，國內(nèi)外學(xué)者對聲學(xué)性能的研究大多集中于加筋板、折疊式夾層板及新型復(fù)合結(jié)構(gòu)等，而對于夾層板結(jié)構(gòu)在郵輪等船舶上應(yīng)用的降噪性能研究相對較少。

本文基于等質(zhì)量方法設(shè)計(jì)了C 型折疊式夾層板及SPS 夾層板，利用聲學(xué)軟件Vaone 對加筋板、C 型折疊式夾層板及SPS 夾層板分別運(yùn)用于郵輪主機(jī)所在艙段的居住艙室的聲壓級進(jìn)行了分析，并討論激勵載荷和鋼結(jié)構(gòu)內(nèi)損耗因子對艙室噪聲的影響。

1 船用隔聲結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

目前，夾層板結(jié)構(gòu)主要應(yīng)用于船舶的上層建筑等區(qū)域，其中應(yīng)用較多的結(jié)構(gòu)形式主要為非金屬材料芯層的復(fù)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(jié)構(gòu)（SPS），以及C 型加筋的折疊式夾層板作為復(fù)合夾層板與金屬夾層板中具有代表性的典型結(jié)構(gòu)，其結(jié)構(gòu)形式簡單；易加工成型，具有較好的優(yōu)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(xué)性能以及在郵輪艙室應(yīng)用后的降噪能力。

1.1 夾層板結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

研究的對象艙室為13.5 萬總噸的大型郵輪機(jī)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(zhì)量近似相等的原對C 型折疊式夾層板與SPS 夾層板進(jìn)行替代設(shè)計(jì)。表1則為原有加筋板以及等質(zhì)量替代設(shè)計(jì)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(shè)計(jì)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(jié)構(gòu)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(shè)計(jì)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(jié)構(gòu)靜力對比分析

為確保前述由質(zhì)量近似相等原則設(shè)計(jì)而成的SPS 夾層板與C 型折疊式夾層板的強(qiáng)度及剛度不弱于原有加筋板結(jié)構(gòu)，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(jié)構(gòu)為研究對象，分析其在靜力作用下的力學(xué)性能并與原有加筋板結(jié)構(gòu)進(jìn)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(shí)考慮結(jié)構(gòu)在郵輪上的實(shí)際應(yīng)用，邊界條件選取為四周固支。在此基礎(chǔ)上，基于Ansys Workbench 對其開展靜力分析，由此所得3 種不同結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力以及最大位移如表2所示。

表2 等質(zhì)量下結(jié)構(gòu)靜力對比Tab.2 Structural static comparison at equal mass

從表2 可看出，在近似質(zhì)量相等原則設(shè)計(jì)的情況下，SPS 夾層板結(jié)構(gòu)相較于原有加筋板最大應(yīng)力降低5.14 MPa，降比達(dá)到18.53%，位移降低0.102 mm，降比達(dá)到16.01%，而C 型折疊式夾層板的最大應(yīng)力相較于原有加筋板最大應(yīng)力降低10.31 MPa，降比達(dá)到37.17%，位移降低0.426 mm，降比達(dá)到66.87%。由此可得出，經(jīng)由等質(zhì)量替代設(shè)計(jì)形成的SPS 夾層板與C 型折疊式夾層板滿足強(qiáng)度與剛度不弱于原有加筋板結(jié)構(gòu)的要求，而C 型折疊式夾層板的在等質(zhì)量情況下，強(qiáng)度與剛度相較于其他2 種結(jié)構(gòu)最高。

2 替換艙段模型建立及噪聲預(yù)報(bào)

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(jìn)行建模工作，將導(dǎo)出的bdf 文件導(dǎo)入船舶艙室噪聲分析的主流聲學(xué)軟件Vaone 軟件中，進(jìn)行FE 以及SEA 子系統(tǒng)生成。

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

2.1 內(nèi)損耗因子

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

式中：ηs為結(jié)構(gòu)材料內(nèi)摩擦形成的結(jié)構(gòu)損耗因子，ηr為子系統(tǒng)聲輻射形成的損耗因子，ηb為子系統(tǒng)間邊界連接阻尼形成的損耗因子。

普通鋼結(jié)構(gòu)的內(nèi)損耗因子一般可使用實(shí)驗(yàn)技術(shù)得到[13]，但郵輪的結(jié)構(gòu)相對復(fù)雜，實(shí)驗(yàn)測量通常較為困難，難以在實(shí)船開展。而在缺乏實(shí)驗(yàn)條件的情況下，普通鋼結(jié)構(gòu)的內(nèi)損耗因子可通過經(jīng)驗(yàn)公式（2）[14]或使用船級社給出的建議值進(jìn)行設(shè)置，圖3 則為鋼結(jié)構(gòu)內(nèi)損耗因子的不同取值，而本文則選取經(jīng)驗(yàn)公式方法所得的鋼結(jié)構(gòu)內(nèi)損耗因子作為結(jié)構(gòu)輸入值。

圖3 鋼結(jié)構(gòu)內(nèi)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(tǒng)之間耦合程度的大小，其表征了能量在子系統(tǒng)之間傳遞過程中的損耗特性[15]。當(dāng)研究的結(jié)構(gòu)形式較為復(fù)雜時(shí)，通常可將子系統(tǒng)間的耦合連接形式簡化為點(diǎn)連接、線連接以及面連接。本文計(jì)算選取的耦合損耗因子為Vaone 軟件通過其自身的相關(guān)計(jì)算得到。

2.2 模態(tài)數(shù)

在統(tǒng)計(jì)能量分析中，模態(tài)數(shù)可作為子系統(tǒng)劃分的主要依據(jù)，表征系統(tǒng)的蓄能能力[16]和子系統(tǒng)的模態(tài)數(shù)越高說明其在該頻段內(nèi)的模態(tài)越多，系統(tǒng)的模態(tài)密度越大[17]。對于結(jié)構(gòu)形式較為簡單的子系統(tǒng)可通過理論公式計(jì)算其模態(tài)密度[18]。由于郵輪船體結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，同時(shí)構(gòu)成其整體結(jié)構(gòu)的面板數(shù)目較多，因此本文將研究的艙段模型分為幾個主要的結(jié)構(gòu)模塊，即船底板、內(nèi)底板、舷側(cè)板、甲板、上層建筑以及替換設(shè)計(jì)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(jié)構(gòu)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(tài)數(shù)，郵輪結(jié)構(gòu)帶寬內(nèi)模態(tài)數(shù)為圖4 所示。

圖4 郵輪結(jié)構(gòu)帶寬內(nèi)模態(tài)數(shù)Fig.4 Number of modes in bandwidth of cruise ship structure

由圖4 可知，折疊式夾層板結(jié)構(gòu)的面板與加筋結(jié)構(gòu)模態(tài)數(shù)較少，而其他結(jié)構(gòu)面積大剛度低從而模態(tài)數(shù)較多。31.5～500 Hz 帶寬范圍內(nèi)，夾層板面板的模態(tài)數(shù)小于5；在31.5～2000 Hz 帶寬范圍內(nèi)，夾層板加筋的模態(tài)數(shù)小于5；盡管500 Hz 以上夾層板面板的模態(tài)數(shù)大于5，處于高頻段分析范圍，但使用FE 建模結(jié)果依然可靠，其他結(jié)構(gòu)在此帶寬范圍內(nèi)的模態(tài)數(shù)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(tài)密度重疊的頻段。對郵輪艙段模型進(jìn)行子系統(tǒng)劃分，SEA 子系統(tǒng)用于帶寬內(nèi)模態(tài)數(shù)大于5 的結(jié)構(gòu)建模，而FE 子系統(tǒng)則用于帶寬內(nèi)模態(tài)數(shù)小于5 的結(jié)構(gòu)即夾層板結(jié)構(gòu)建模，從而可形成F E 子系統(tǒng)與SEA 子系統(tǒng)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(tǒng)劃分Fig.5 Subsystem division of cabin

2.3 激勵載荷

郵輪作為一種大型復(fù)雜海上航行結(jié)構(gòu)，其振動噪聲來源主要包括船舶上的主機(jī)、螺旋槳、室外空調(diào)、空壓機(jī)以及通風(fēng)機(jī)等[19]，可依據(jù)傳播途徑分為結(jié)構(gòu)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(jī)所在的艙段，故主機(jī)為主要噪聲源之一[21]，因此選取船舶主機(jī)產(chǎn)生的空氣噪聲、結(jié)構(gòu)噪聲以及排氣管噪聲作為主要振動噪聲源。此郵輪的主機(jī)通過基座安裝在內(nèi)底板與甲板A 形成的艙室內(nèi)，主機(jī)采用MAN B &W 6G700ME-C9.5-HP。圖7 為該主機(jī)的空氣噪聲、結(jié)構(gòu)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(jī)噪聲頻譜圖Fig.7 Spectrum of host noise

圖8 主機(jī)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(yù)報(bào)

當(dāng)完成郵輪艙段SEA 模型以及FE 子系統(tǒng)的建模，同時(shí)添加板材結(jié)構(gòu)屬性以及施加主機(jī)激勵后，即可開展艙段模型的聲學(xué)模擬。數(shù)值計(jì)算由于網(wǎng)格數(shù)量以及計(jì)算效率的限制選擇計(jì)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(yīng)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(jī)艙處的聲壓級最大，且艙室隨著距離機(jī)艙位置的增大，各艙室的聲壓級在逐漸降低。同時(shí)隨著頻率的增大，各艙室的聲壓級變化規(guī)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(nèi)，休息室的聲壓級在經(jīng)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(jīng)過替代設(shè)計(jì)后均能起到降噪效果。在31.5～500 Hz 頻段范圍內(nèi)，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(jié)構(gòu)相比，最大降噪量出現(xiàn)在63 Hz 處可達(dá)6.62 dB，而在此頻段范圍內(nèi)SPS 夾層板結(jié)構(gòu)最大降噪量出現(xiàn)在125 Hz 處，達(dá)到1.56 dB。在500～1 000 Hz 頻段范圍內(nèi)，艙室的聲壓級在3 種不同結(jié)構(gòu)下的差距相對于低頻段較小，但仍可看出在2 種替代結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)可發(fā)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(shù)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(shí)，噪聲激勵載荷涉及到2 種噪聲類型即主機(jī)的空氣噪聲激勵與結(jié)構(gòu)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(dú)以空氣噪聲、結(jié)構(gòu)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(jī)艙在不同激勵載荷作用下的艙室噪聲預(yù)報(bào)值。從圖11 可看出，休息室在主機(jī)結(jié)構(gòu)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(dá)到96.48 dB，在31.5～125 Hz頻段范圍內(nèi)，主機(jī)空氣噪聲在休息室的噪聲中占據(jù)主導(dǎo)地位。而在125～1 000 Hz 頻段范圍內(nèi)，主機(jī)結(jié)構(gòu)噪聲對休息室噪聲的貢獻(xiàn)量超過主機(jī)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(dá)到41.63 dB，而結(jié)構(gòu)噪聲引起的休息室噪聲衰減值為28.03 dB。由此可見，主機(jī)空氣噪聲激勵引起的噪聲衰減速度要快于主機(jī)結(jié)構(gòu)噪聲激勵引起的噪聲衰減速度。這是因?yàn)橹鳈C(jī)結(jié)構(gòu)噪聲主要依賴船體結(jié)構(gòu)的振動進(jìn)行傳播，而主機(jī)空氣噪聲激勵為直達(dá)聲相比于主機(jī)結(jié)構(gòu)噪聲可傳播更遠(yuǎn)。

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(jī)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(jī)艙在主機(jī)結(jié)構(gòu)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(dá)到123.72 dB，而機(jī)艙在僅有空氣噪聲激勵下的噪聲與在主機(jī)2 種噪聲激勵下的噪聲差別較小，說明主機(jī)空氣噪聲載荷對機(jī)艙噪聲的貢獻(xiàn)率遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于主機(jī)結(jié)構(gòu)噪聲載荷。

3.2 鋼結(jié)構(gòu)內(nèi)損耗因子對艙室噪聲的影響分析

在統(tǒng)計(jì)能量法建模時(shí)需要設(shè)置鋼結(jié)構(gòu)的內(nèi)損耗因子，可按照美國船級社（ABS），中國船級社（CCS）以及經(jīng)驗(yàn)公式取值。因此為分析鋼結(jié)構(gòu)的不同內(nèi)損耗因子對所關(guān)注艙室噪聲預(yù)測值的影響，分別將不同鋼結(jié)構(gòu)內(nèi)損耗因子作為結(jié)構(gòu)輸入，對休息室和機(jī)艙的艙室噪聲進(jìn)行預(yù)報(bào)。

圖13 和圖14 分別為休息室與機(jī)艙在不同內(nèi)損耗因子下的艙室噪聲預(yù)報(bào)值。從圖13 可看出，休息室的艙室噪聲在不同鋼結(jié)構(gòu)內(nèi)損耗因子取值下具有一定的差別。在整個分析頻段范圍內(nèi)，休息室的艙室噪聲在采用CCS 規(guī)范建議值的結(jié)果下，高于ABS 以及經(jīng)驗(yàn)公式內(nèi)損耗因子建議值下的結(jié)果，其差距范圍分別為4～6 dB 與2～13 dB，結(jié)果與ABS 規(guī)范建議值的差距相對較小。在500 Hz 以內(nèi)的頻段分析范圍內(nèi)，以經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算所得的內(nèi)損耗因子作為輸入值下的艙室噪聲計(jì)算結(jié)果最小，而在500～1 000 Hz 范圍內(nèi)，略高于采用ABS 建議值的結(jié)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(jī)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(guī)范鋼結(jié)構(gòu)內(nèi)損耗因子的取值下，機(jī)艙艙室噪聲的結(jié)果差異不大，說明鋼結(jié)構(gòu)內(nèi)損耗因子對機(jī)艙艙室噪聲產(chǎn)生的作用較小。這是因?yàn)橹鳈C(jī)噪聲激勵直接加載在機(jī)艙內(nèi)部形成的聲腔子系統(tǒng)上，郵輪機(jī)艙內(nèi)的噪聲以直達(dá)聲為主，內(nèi)損耗因子對機(jī)艙噪聲的影響較小。因此，鋼結(jié)構(gòu)內(nèi)損耗因子對郵輪機(jī)艙的艙室噪聲的作用可以忽略。

4 結(jié)語

以13.5 萬總噸的大型郵輪機(jī)艙所在艙段為研究對象，對處于機(jī)艙上方人員居住艙室的休息室進(jìn)行甲板替換，替換結(jié)構(gòu)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(jìn)行噪聲預(yù)報(bào)分析。依據(jù)子系統(tǒng)的模態(tài)數(shù)對艙段結(jié)構(gòu)進(jìn)行了FE 子系統(tǒng)以及SEA 子系統(tǒng)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(jī)產(chǎn)生的結(jié)構(gòu)噪聲、空氣噪聲以及排氣管噪聲作為激勵，得到休息室在經(jīng)過SPS 夾層板以及折疊式夾層板等質(zhì)量設(shè)計(jì)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(jié)構(gòu)內(nèi)損耗因子的取值對休息室與機(jī)艙艙室噪聲的影響，可得到以下結(jié)論：

1）經(jīng)由等質(zhì)量原則設(shè)計(jì)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(nèi)均能起到降噪作用，且C 型折疊式夾層板結(jié)構(gòu)相比于SPS 夾層板結(jié)構(gòu)的降噪性能較好。在低頻段范圍內(nèi)，C 型夾層板的降噪效果較為明顯，最大降噪值可達(dá)6.62 dB，說明在相等質(zhì)量的情況下，C 型夾層板在郵輪上降噪方面的性能優(yōu)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(jī)空氣噪聲激勵引起的休息室噪聲衰減速度要快于主機(jī)結(jié)構(gòu)噪聲激勵引起的噪聲衰減速度。對于主機(jī)機(jī)艙而言，主機(jī)空氣噪聲激勵對主機(jī)機(jī)艙噪聲的貢獻(xiàn)率遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于主機(jī)結(jié)構(gòu)噪聲激勵引起的機(jī)艙噪聲。

3）不同鋼結(jié)構(gòu)內(nèi)損耗因子對休息室艙室噪聲級的影響約為4～12 dB，但對機(jī)艙噪聲影響較小。在采用CCS 規(guī)范的鋼結(jié)構(gòu)內(nèi)損耗因子下，休息室的艙室噪聲結(jié)果最大比其余2 種取值高2～13 dB。