張清，陳超核

鉆井輔助駁船艙室噪聲預(yù)報(bào)與控制

張清，陳超核

基于統(tǒng)計(jì)能量分析(SEA)方法，采用VA One軟件建立鉆井輔助駁船的聲學(xué)模型，對(duì)該駁船艙室進(jìn)行噪聲預(yù)報(bào),能量傳遞路徑分析表明，非激勵(lì)源艙室主要受結(jié)構(gòu)噪聲影響。選取機(jī)艙和某居住艙為對(duì)象，分別針對(duì)結(jié)構(gòu)和空氣噪聲采取相應(yīng)的降噪措施，對(duì)某居住艙阻尼減振措施進(jìn)行優(yōu)化分析，結(jié)果顯示，降噪效果并非隨阻尼層厚度的增加而線性增加，而是存在一最優(yōu)值。研究驗(yàn)證了統(tǒng)計(jì)能量分析方法在船舶設(shè)計(jì)階段對(duì)噪聲預(yù)報(bào)和控制的適用性。

鉆井輔助駁船；統(tǒng)計(jì)能量分析(SEA)；噪聲預(yù)報(bào)；阻尼減振

目前，噪聲預(yù)報(bào)的常用方法有經(jīng)驗(yàn)預(yù)測(cè)法、有限元法、邊界元法和統(tǒng)計(jì)能量分析法等[1]。在船海工程領(lǐng)域，主要采用統(tǒng)計(jì)能量分析方法預(yù)報(bào)和分析艙室噪聲。在海洋平臺(tái)[2-4]、艦船[5]及高速船[6]艙室噪聲預(yù)報(bào)及控制上統(tǒng)計(jì)能量分析方法均有大量應(yīng)用研究。但針對(duì)無(wú)自航能力，且電機(jī)功率又很大的鉆井輔助駁船，未見相關(guān)研究報(bào)道。為此，借助VA One軟件，采用統(tǒng)計(jì)能量分析方法，對(duì)某多功能鉆井輔助駁船進(jìn)行艙室噪聲預(yù)報(bào)，分析各艙室的噪聲水平，并判斷是否滿足規(guī)范標(biāo)準(zhǔn)。以部分噪聲超標(biāo)艙室為分析對(duì)象，從結(jié)構(gòu)和空氣噪聲兩方面著手進(jìn)行降噪，并對(duì)某居住艙室通過阻尼減振，并優(yōu)化阻尼層厚度。

1 駁船SEA模型及參數(shù)

1.1 模型的建立

某多功能浮式鉆井輔助駁船(以下簡(jiǎn)稱駁船)主船體結(jié)構(gòu)為鋼質(zhì)單殼雙底，總長(zhǎng)99.96 m，型寬29.90 m，型深13.10 m，設(shè)計(jì)吃水5.60 m，入ABS級(jí)。

根據(jù)駁船基本結(jié)構(gòu)圖和總布置圖，對(duì)船體進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化，在MSC.Patran中建立結(jié)構(gòu)有限元模型，然后導(dǎo)入到VA One中，進(jìn)行子系統(tǒng)的劃分，以加筋板子系統(tǒng)來模擬船體板，聲腔子系統(tǒng)來模擬艙室空間，半無(wú)限流體子系統(tǒng)來模擬舷外水吸收的聲輻射能量。最終的SEA模型如圖1所示。

駁船總共設(shè)有3層甲板，首層為露天甲板，主要用于堆放鉆井包和鉆井管；第2層為主甲板，主要作為儲(chǔ)存室；第3層為底層甲板，主要作為倉(cāng)庫(kù)。全船的節(jié)點(diǎn)數(shù)和子系統(tǒng)數(shù)見表1。

表1 子系統(tǒng)數(shù)目 個(gè)

1.2 參數(shù)的確定

1)由近似估算，板內(nèi)損耗因子取0.004，聲腔的內(nèi)損耗因子為

(1)

式中：c為介質(zhì)中的聲速；α為壁面平均吸聲系數(shù)；f為頻率;S和V為聲腔的表面積和體積。

2)耦合損耗因子由VA One軟件內(nèi)自帶模塊根據(jù)耦合子系統(tǒng)間的具體連接狀況、相鄰子系統(tǒng)屬性自動(dòng)計(jì)算。

3)模態(tài)密度和模態(tài)數(shù)。以模態(tài)數(shù)N作為作為區(qū)分高低頻域的標(biāo)準(zhǔn)，當(dāng)：模態(tài)數(shù)N>5時(shí)，屬于高頻區(qū)域；5>N>1時(shí)，屬于中頻區(qū)域；N>1時(shí)，屬于低頻區(qū)域。

把N≥5作為SEA方法使用的良好條件[7]。本駁船部分子系統(tǒng)的模態(tài)數(shù)見圖2所示。

由圖2可見大部分子系統(tǒng)的模態(tài)數(shù)在63 Hz以上大于5，符合SEA方法的使用條件，故以倍頻程63～8 000 Hz作為分析頻段。

4) 輸入激勵(lì)。本駁船采用6臺(tái)CAT3516柴油發(fā)電機(jī)組，額定功率為1 600 kW，額定轉(zhuǎn)速為1 500 r/min,重量16 125 kg。由于駁船本身沒有自航能力，在生產(chǎn)平臺(tái)上開展鉆井、修井工作時(shí)，噪聲主要來自發(fā)電機(jī)組、空調(diào)、泵和風(fēng)機(jī)等機(jī)械設(shè)備產(chǎn)生的結(jié)構(gòu)噪聲和空氣噪聲。對(duì)于本模型，相對(duì)于其他同類型駁船3臺(tái)主機(jī)的配置，本駁船6臺(tái)電機(jī)激勵(lì)占噪聲激勵(lì)主要成分，暫不考慮泵、空調(diào)和風(fēng)機(jī)的影響，在主發(fā)電機(jī)房聲腔內(nèi)施加發(fā)電機(jī)空氣激勵(lì)(用聲功率級(jí)LW表示)，在艙室內(nèi)對(duì)應(yīng)的船底板上施加結(jié)構(gòu)激勵(lì)(用加速度級(jí)La表示)，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式[8]進(jìn)行估算。

(2)

式中：m為主機(jī)質(zhì)量，kg；Pe為主機(jī)額定功率，kW；ne為主機(jī)額定轉(zhuǎn)速，r/min；n為主機(jī)工作轉(zhuǎn)速，r/min；f為倍頻程中心頻率，Hz。

空氣激勵(lì)(聲功率級(jí)LW參考聲功率W0=10-12W)按文獻(xiàn)推薦公式估算。

LW=10lgPe+57+CW

(3)

式中：Pe為主機(jī)額定功率，kW；CW為電機(jī)空氣噪聲的倍頻程修正值。

激勵(lì)源的振動(dòng)加速度級(jí)頻譜及空氣噪聲聲功率級(jí)頻譜見表2。

表2 激勵(lì)源頻譜

2 艙室噪聲預(yù)報(bào)分析

2.1 艙室噪聲預(yù)報(bào)

利用VA One進(jìn)行計(jì)算，駁船部分艙室噪聲聲壓級(jí)見圖3。

駁船艙室的總聲壓級(jí)見表3。

表3 駁船艙室總聲壓級(jí) dBA

從噪聲預(yù)報(bào)結(jié)果來看，在僅考慮主發(fā)電機(jī)激勵(lì)且不計(jì)內(nèi)舾裝時(shí)，大部分艙室噪聲級(jí)超過了ABS標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的艙室噪聲標(biāo)準(zhǔn)。

2.2 噪聲傳播途徑

為了探討不同艙室受空氣噪聲和結(jié)構(gòu)噪聲的影響方式，給出主機(jī)空氣噪聲和結(jié)構(gòu)噪聲單獨(dú)作用下各艙室的響應(yīng)見圖4。選取主甲板上激勵(lì)源艙室(主發(fā)電機(jī)艙)和餐廳、底層甲板上的倉(cāng)管員辦公室以及尾部上建醫(yī)務(wù)室和2人間(101)為參考對(duì)象，計(jì)算頻率范圍為63～8 000 Hz。其中空心點(diǎn)曲線為只有機(jī)艙噪聲源的激勵(lì)，實(shí)心點(diǎn)曲線為只有機(jī)艙結(jié)構(gòu)噪聲激勵(lì)。

由圖4可見，主機(jī)結(jié)構(gòu)噪聲激勵(lì)單獨(dú)作用時(shí)，主機(jī)艙(激勵(lì)源室)噪聲為110.73 dBA；主機(jī)空氣噪聲激勵(lì)單獨(dú)作用時(shí)，主機(jī)艙噪聲為118.54 dBA?？紤]到空氣噪聲激勵(lì)為直達(dá)聲，故激勵(lì)源艙室受其作用明顯，但隨著傳播距離變遠(yuǎn)，空氣噪聲會(huì)逐漸衰減，所以其他艙室受空氣噪聲影響不如機(jī)艙明顯；而結(jié)構(gòu)噪聲可以通過船體板的振動(dòng)進(jìn)行傳播并能傳播得很遠(yuǎn)，對(duì)非激勵(lì)源艙室的作用較為明顯。

比較圖3、4可知，隨著頻率的增加，各艙室內(nèi)的聲壓級(jí)逐漸降低；除主機(jī)艙外，各艙室在主激勵(lì)源空氣噪聲和結(jié)構(gòu)噪聲共同作用下和主激勵(lì)源的結(jié)構(gòu)噪聲激勵(lì)單獨(dú)作用下，其總聲壓級(jí)基本接近，這說明在僅考慮發(fā)電機(jī)激勵(lì)狀態(tài)下，激勵(lì)源以外的艙室噪聲水平主要是由結(jié)構(gòu)噪聲激勵(lì)所貢獻(xiàn)的。

3 艙室噪聲控制

3.1 結(jié)構(gòu)噪聲控制

依據(jù)噪聲控制原理，采取在模型中對(duì)發(fā)電機(jī)組建立基座并設(shè)置線隔振來模擬實(shí)現(xiàn)隔振措施。在VA One隔振設(shè)置項(xiàng)中有點(diǎn)隔振、線隔振及面隔振等。根據(jù)設(shè)備情況，在6臺(tái)發(fā)電機(jī)所在機(jī)艙甲板上分別建立基座模型，將結(jié)構(gòu)激勵(lì)施加在基座上，并在基座與機(jī)艙甲板間線連接內(nèi)設(shè)置隔振彈簧，參數(shù)設(shè)置見表4。

表4 隔振彈簧參數(shù)

選取主甲板上激勵(lì)源艙室(主發(fā)電機(jī)艙)和餐廳，底層甲板上的倉(cāng)管員辦公室以及尾部上建醫(yī)務(wù)室和2人間(101)為分析對(duì)象，添加彈性基座前、后艙室的響應(yīng)見圖5。

艙室添加彈性基座前、后的修正值見表5。

表5 艙室添加彈性基座前、后預(yù)報(bào)值與ABS標(biāo)準(zhǔn)限值 dBA

由表5可見，在采取隔振基座措施后，非激勵(lì)源艙室降噪效果明顯，平均有10 dB的噪聲衰減，而機(jī)艙降噪效果并不顯著，考慮到機(jī)艙噪聲幅值主要受空氣噪聲影響，故從降低結(jié)構(gòu)噪聲激勵(lì)角度進(jìn)行降噪，對(duì)機(jī)艙降噪效果不大，這與文獻(xiàn)[5]的分析結(jié)果一致。

3.2 空氣噪聲控制分析

考慮到空氣噪聲激勵(lì)為直達(dá)聲，且其對(duì)機(jī)艙噪聲起主導(dǎo)作用，在機(jī)艙范圍內(nèi)敷設(shè)阻尼材料以及吸聲材料對(duì)激勵(lì)源所在主機(jī)艙的影響不大，因?yàn)槲暡牧虾妥枘岵牧现饕怯脕斫档突祉懧?，其?duì)直達(dá)聲影響較小[10]。對(duì)于高速主推進(jìn)柴油機(jī)、電站通常采用雙層隔振方式。對(duì)振動(dòng)噪聲要求更高的情況，通常采用加隔聲罩的箱裝體隔振隔聲裝置方式。

故對(duì)本駁船采用添加隔聲罩措施來進(jìn)一步降低機(jī)艙噪聲幅值。隔聲罩采用方形結(jié)構(gòu)，內(nèi)板和外板均為2 mm鋁板，中間為70 mm超細(xì)玻璃棉，底部通過設(shè)置線連接方式實(shí)現(xiàn)與基座彈性連接。添加隔聲罩前、后機(jī)艙的響應(yīng)如圖6所示。

由于隔聲罩的添加，機(jī)艙噪聲幅值降到了95.41 dB，達(dá)到了規(guī)范要求。可以看出隔聲罩對(duì)直達(dá)聲影響顯著，在250 Hz以后隔聲值明顯上升，隔聲效果也越發(fā)明顯，從降噪效果來看，隔聲罩對(duì)中高頻范圍降噪效果明顯優(yōu)于低頻范圍。

3.3 人員艙室阻尼減振及優(yōu)化

2人間(以下簡(jiǎn)稱101室)的輸入能量見圖7，可以看出船長(zhǎng)室及其甲板、101室甲板(即醫(yī)務(wù)室天花板)及四壁板子系統(tǒng)對(duì)艙室聲腔能量貢獻(xiàn)較大。

由前面分析可知101室噪聲主要由機(jī)艙結(jié)構(gòu)噪聲激勵(lì)造成，故通過常規(guī)的敷設(shè)吸聲材料來降低噪聲方法意義不大。自由阻尼對(duì)降低結(jié)構(gòu)噪聲激勵(lì)的傳播較為有效，主要是通過增大結(jié)構(gòu)損耗因子進(jìn)而提高抗振性，降低結(jié)構(gòu)輻射噪聲[13]。結(jié)合圖7，對(duì)101室天花板、四壁及甲板敷設(shè)與甲板厚度(8 mm)相同的SA-3型橡膠阻尼材料，阻尼損耗因子取0.81。降噪前后的聲壓級(jí)對(duì)比見圖8。

由圖8可知，101室在采取減振措施之后其總聲壓級(jí)下降了6 dB，但還需進(jìn)一步優(yōu)化。

選用16、24、32 mm 3種不同厚度的阻尼層分別對(duì)101室進(jìn)行降噪，并與8 mm厚度比較分析，其結(jié)果如圖9。

由圖9可知，101室的總聲壓級(jí)并不是隨著阻尼層厚度的增加而線性遞減的，從8～16 mm，16～24 mm，24 ～32 mm之間總聲壓級(jí)分別下降了4.0 dB、2.0 dB和1.1 dB?？梢钥闯觯つ吭黾幼枘釋雍穸炔⒉荒苋〉煤軡M意的結(jié)果，阻尼層厚度存在一個(gè)最優(yōu)值。敷設(shè)自由阻尼層主要是通過增大系統(tǒng)結(jié)構(gòu)阻尼來減小振動(dòng)噪聲，且自由阻尼層的組合結(jié)構(gòu)損耗因子是隨阻尼層和基本彈性層的厚度比先增大后趨于不變[12]?？紤]經(jīng)濟(jì)性、施工、船體重量等綜合因素，建議阻尼層敷設(shè)厚度為艙室甲板厚度的2倍。

從圖7可以看出，與101室相鄰的船長(zhǎng)室與醫(yī)務(wù)室對(duì)噪聲也有一定貢獻(xiàn)，對(duì)他們進(jìn)行降噪處理的同時(shí)勢(shì)必會(huì)對(duì)101室有所影響。在101室各板內(nèi)側(cè)阻尼層厚度為8和16 mm 2種情況下，對(duì)101室天花板外側(cè)(船長(zhǎng)室甲板)及甲板外側(cè)(醫(yī)務(wù)室天花板)分別敷設(shè)8、16、24 mm厚度的阻尼層，比較分析，見表6。

表6 板內(nèi)外側(cè)不同阻尼層厚度下的101室總聲壓級(jí)

由表6可知，101室板內(nèi)側(cè)阻尼層敷設(shè)厚度為8和16 mm 2種情況下，天花板和甲板外側(cè)阻尼層敷設(shè)厚度從8～16 m和16～24 mm之間，總聲壓級(jí)分別下降了2.2 dB、1.3 dB、0.8dB、0.6 dB，而且當(dāng)天花板和甲板內(nèi)側(cè)阻尼層厚度為8 mm，外側(cè)阻尼層為16 mm的聲壓級(jí)與板內(nèi)側(cè)阻尼層厚度為16 mm，板外側(cè)阻尼層為8 mm的聲壓級(jí)近似相同，明顯前者更具經(jīng)濟(jì)性。但如果從施工角度考慮，建議101室甲板敷設(shè)16 mm阻尼層，四壁和天花板敷設(shè)8 mm阻尼層，甲板外側(cè)(醫(yī)務(wù)室天花板)敷設(shè)8 mm阻尼層，天花板外側(cè)(船長(zhǎng)室甲板)敷設(shè)16 mm阻尼層。

4 結(jié)論

1)激勵(lì)源艙室噪聲水平主要由主機(jī)空氣噪聲激勵(lì)貢獻(xiàn)，非激勵(lì)源艙室噪聲水平主要是受到主機(jī)結(jié)構(gòu)噪聲的影響，對(duì)激勵(lì)源艙室采取隔振措施對(duì)自身降噪效果不明顯，但對(duì)非激勵(lì)源艙室降噪效果顯著。

2)對(duì)諸如2人間等其他非激勵(lì)源艙室而言，阻尼涂層能有效降低結(jié)構(gòu)噪聲，但其降噪效果并非與阻尼層厚度呈線性關(guān)系，通過優(yōu)化阻尼層厚度，提供了一種經(jīng)濟(jì)、合理的降噪措施。

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(華南理工大學(xué) 土木與交通學(xué)院，廣州 510641)

Cabin Noise Prediction and Control of the Drilling Tender Barge

ZHANG Qing, CHEN Chao-he

(School of Civil Engineering and Transportation, South China University of Technology, Guangzhou 510641, China)

Based on statistical energy analysis (SEA) method, the VA One software was applied to establish the acoustic model of the drilling tender barge to forecast the level of cabin noise. By analyzing energy transmission path, it was found that the noise of non-excitation rooms is caused by structure-borne noise mostly. Taking generator room and a living room as the object, noise reduction measures for structure-borne and air-borne noise was applied respectively, and the vibration damping measures of a living room was optimized, showing that with the increment of the thickness of damping material, the noise reduction effect is not increased linearly, there exists an optimum thickness. The results proved that SEA method is suitable for the cabin noise prediction and control in the stage of ship design.

drilling tender barge; statistic energy analysis (SEA); noise prediction; vibration damping

10.3963/j.issn.1671-7953.2017.01.025

2016-12-01

國(guó)家自然科學(xué)基金(51039006)

張清(1990—)，男，碩士生研究方向:船舶振動(dòng)與噪聲控制

U661.44

A

1671-7953(2017)01-0101-05

修回日期：2016-12-20