徐羽潔，陳超核

（華南理工大學 土木與交通學院，廣州 510641）

0 引言

國際海事組織（International Maritime Organization，IMO）在第 91屆海安會通過的《船上噪聲等級規(guī)則》中對船舶艙室噪聲提出了更加嚴格的要求。與船舶建造完成后相比，在設計階段對船舶艙室進行降噪處理的效果更為顯著，且成本明顯較低。因此在設計階段對船舶艙室進行噪聲預報十分重要。噪聲預報的方法主要有經驗預測法、有限元法、邊界法和統(tǒng)計能量分析法等。對于中高頻段的船舶艙室噪聲預報，主要采用統(tǒng)計能量法[1-2]。

在SEA模型中，統(tǒng)計能量法預報結果的準確度受模態(tài)密度、內損耗因子、耦合損耗因子和輸入功率等參數的影響較大[3]。其中，內損耗因子表征了子系統(tǒng)的阻尼損耗特性，可通過試驗測試、理論分析和經驗公式等方法獲取[4-7]。高晟耀等[8]研究了船舶典型結構的損耗因子以及船舶水下噪聲受損耗因子的影響。尤小健等[9]分析了4種內損耗因子對目標艙室預報結果的影響。

在SEA模型的建立中，內損耗因子包含鋼結構內損耗因子和聲腔內損耗因子。聲腔內損耗因子的取值受到壁面吸聲系數的影響。前述的研究未根據具體某種內損耗因子的取值對艙室預報結果的影響進行分析。本文分別針對鋼結構內損耗因子和壁面吸聲的取值對噪聲預報結果的影響進行了分析，并對發(fā)電機組的噪聲激勵進行分析，為后續(xù)SEA模型的參數選取提供參考依據。

1 統(tǒng)計能量法

1.1 統(tǒng)計能量法基本原理

統(tǒng)計能量法適用于包含高頻、高模態(tài)密度的復雜系統(tǒng)。它將復雜系統(tǒng)劃分為不同的模態(tài)群，并把一群相似的模態(tài)視為統(tǒng)計能量分析中的一個子系統(tǒng)。

對于簡單振子系統(tǒng)，其損耗功率Pd為

式中：ωn為簡單振子系統(tǒng)的固有頻率；η為簡單振子系統(tǒng)的內損耗因子；E為簡單振子系統(tǒng)的能量。

對于N個子系統(tǒng)所構成的復雜系統(tǒng)中的任意子系統(tǒng)i，功率流平衡方程為

式中：Pi,in為外界輸入功率，W；為子系統(tǒng)i的能量變化率；Pij為子系統(tǒng)i流向子系統(tǒng)j的純功率流；ηij為能量由子系統(tǒng)i傳遞到子系統(tǒng)j時的耦合損耗因子。

所有子系統(tǒng)的功率流平衡方程可用式(3)表達。

式中：ni為子系統(tǒng)i的模態(tài)密度；Pi為外界對子系統(tǒng)i的輸入功率，W。

1.2 SEA參數

1）模態(tài)密度

模態(tài)密度是描述振動系統(tǒng)貯存能量能力強弱的一個物理量，系統(tǒng)在某個單位頻率內的模態(tài)數即為該系統(tǒng)的模態(tài)密度。根據模態(tài)數可將頻域分為不同的區(qū)域，當模態(tài)數大于5時，為高頻區(qū)域，統(tǒng)計能量分析方法在高頻區(qū)域能獲得較好的結果。

2）內損耗因子

內損耗因子是指在單位時間內，子系統(tǒng)每振動一次損耗的能量與平均儲存能量的比值。SEA參數設置中包含結構的內損耗因子和聲腔的內損耗因子，由于船舶結構較為復雜，試驗測量有一定的難度，一般采用經驗值進行設置。可根據經驗公式η=0.41f-0.7設置鋼結構內損耗因子，根據經驗公式設置聲腔的內損耗因子，式中：f為頻率，Hz；c為聲腔介質中的聲速，m/s；α為壁面的平均吸聲系數；V為聲腔的體積，m3；S為聲腔的表面積，m2。此外內損耗因子的參數值還可以根據船級社相關規(guī)范的建議值進行選取。

3）耦合損耗因子

耦合損耗因子用于表征功率從一個子系統(tǒng)傳遞到另一個子系統(tǒng)的大小，是度量子系統(tǒng)間耦合作用大小的一個值。由于結構形式復雜，在實際工程中常將耦合形式簡化為點、線、面的連接。VA ONE中的自帶模塊可計算耦合損耗因子。

4）輸入功率

統(tǒng)計能量法描述的是系統(tǒng)內能量的流動，是將各種形式的激勵轉化為功率級的形式進行加載。一般輸入功率很難被精確測量與計算，通常對激勵源進行簡化處理，將激勵源化為點源、線源和面源的形式。

2 駁船SEA模型

2.1 SEA模型的建立

本文以某鉆井輔助駁船為例進行分析，在MSC.Patran中建立駁船的有限元模型，再導入VA ONE中生成SEA模型。全船包含4 401個板子系統(tǒng)和220個聲腔子系統(tǒng)，其SEA模型如圖1所示。

圖1 駁船SEA模型

本文選取了63 Hz～8 000 Hz的倍頻程進行分析，在該頻程內大部分子系統(tǒng)的模態(tài)數都大于 5，符合統(tǒng)計能量分析方法的適用條件。由于駁船沒有自航力，駁船中的主要噪聲來源為發(fā)電機組、泵機、風機和空調等設備。對本模型而言，發(fā)電機組的激勵為主要噪聲源，因此本文中只考慮發(fā)電機組的激勵，暫不考慮其他噪聲源的影響。

2.2 鋼結構的內損耗因子對噪聲預報結果的影響

在SEA建模中，需設置鋼結構的內損耗因子。由于船舶結構復雜，很多情況下不能進行實驗測量，只能通過經驗選取。常見的鋼結構內損耗因子設置是根據經驗公式或是船級社相關規(guī)范的建議值。本文以經驗公式、美國船級社(American Bureau of Shipping，ABS)和中國船級社(China Classification Society，CCS)鋼結構的內損耗因子建議取值為例，比較不同鋼結構內損耗因子的取值對噪聲預報結果的影響，取值見表1。

本文重點關注艙室為機艙、辦公處所與居住處所。因此選取機艙、辦公艙室和居住艙室作為代表艙室進行分析，比較不同鋼結構內損耗因子對噪聲預報結果的影響。

表1 內損耗因子取值

從圖2中可以看出，機艙噪聲級基本不受鋼結構內損耗因子取值的影響，這是由于噪聲源加載在機艙中，機艙中的主要噪聲為直達聲，受鋼結構內損耗因子的影響可以忽略。從圖3和圖4中可看出，辦公艙室預報結果的噪聲級差值在9 dB～20 dB范圍內，居住艙室預報結果的噪聲級差值在 11 dB～24 dB范圍內，其中選取ABS建議值和CCS建議值的噪聲預報曲線變化趨勢基本一致，差值范圍分別為 7 dB ～9 dB 和 9 dB ～11 dB。

采用經驗公式計算得出的鋼結構內損耗因子在低于500 Hz的頻域范圍內預報的噪聲級最低，在大于2 000 Hz時預報的噪聲級最高。采用CCS建議的鋼結構內損耗因子比采用 ABS建議的鋼結構內損耗因子預報結果高0 dB ～15 dB。

圖2 鋼結構內損耗因子對機艙噪聲級的影響

圖3 鋼結構內損耗因子對辦公艙室噪聲級的影響

圖4 鋼結構內損耗因子對居住艙室噪聲級的影響

而后分析艙室噪聲對于噪聲的敏感度。由表1可知，鋼結構內損耗因子的取值一般在0.002～0.020之間，故選取以下鋼結構內損耗因子進行計算對比：0.002、0.004、0.006、0.008、0.01、0.02。圖5為艙室噪聲級隨鋼結構內損耗因子增大的變化曲線。

由圖5可知，鋼結構內損耗因子由0.002增大至 0.004時，艙室噪聲級在頻率為 63 Hz時降了4.9%，而在頻率為8 000 Hz時下降了8.2%。說明當鋼結構內損耗因子變化量相同時，隨著頻率的增大，艙室噪聲級下降的幅度將越來越大。

當頻率為63 Hz時，鋼結構內損耗因子由0.002增大至0.004，艙室噪聲級下降4.9%，而當鋼結構內損耗因子由0.008增大為0.01時，艙室噪聲僅下降2.4%。這說明，在相同頻率下，鋼結構內損耗因子越大，艙室噪聲級受鋼結構內損耗因子變化的影響越不明顯。因此，以增大鋼結構內損耗因子為重要降噪途徑時，鋼結構內損耗因子越大，降噪效果越不明顯。

圖5 艙室噪聲級隨鋼結構內損耗因子增大的變化曲線

再分析距噪聲源不同位置的艙室對鋼結構內損耗因子的敏感度。選取距噪聲源由近及遠的四個艙室，比較當鋼結構內損耗因子變化量相同時，不同方位艙室的噪聲預報結果。選取以下艙室進行監(jiān)測：機艙、儲藏間、發(fā)電間和居住艙室。圖6為鋼結構內損耗因子由0.002變?yōu)?.004時，距噪聲源不同位置處的艙室噪聲下降情況。

由圖6可看出，噪聲級下降率由高到低分別為居住艙室、儲藏間、發(fā)電艙室和機艙。

圖6 鋼結構內損耗因子對不同艙室噪聲級的影響

此外，當頻率為63 Hz時，居住艙室的噪聲級下降率比發(fā)電間的噪聲下降率高1.5%，而當頻率為8 000 Hz時，居住艙室的噪聲級下降率比發(fā)電間高8%。由此可見，隨著頻率的增大，離噪聲源越遠的艙室噪聲級變化率改變得越快，因此離噪聲源越遠的艙室對于鋼結構內損耗因子的敏感度越高。同時，隨著頻率的增大，離噪聲源越遠的艙室，其噪聲級的下降率變化得越快。

2.3 壁面吸聲系數對噪聲預報結果的影響

在 SEA建模中還涉及聲腔內損耗因子的參數設置。壁面吸聲系數α與聲腔內損耗因子的關系式為，式中：f為頻率；c為聲腔介質中的聲速；V和S分別為聲腔的體積和表面積。壁面吸聲系數α的取值范圍通常為0.01～0.03，為了分析壁面吸聲系數的取值對噪聲預報結果的影響，分別對比了壁面吸聲系數α為0.01、0.02和0.03時艙室噪聲的預報值。

本文重點關注的艙室為機艙、辦公處所與居住處所。因此選取距噪聲源由近及遠的機艙、辦公艙室和居住艙室作為代表艙室進行分析，并比較不同壁面吸聲系數對噪聲預報結果的影響。

由圖7可知，當選取不同壁面吸聲系數時，機艙預報結果的噪聲級差值在0 dB～1.2 dB范圍內。由圖8可知，辦公艙室預報結果的噪聲級差值在0.5 dB～2.5 dB范圍內。由圖9可知，居住艙室預報結果的噪聲級差值在0.5 dB～1.6 dB范圍內。這說明艙室噪聲預報結果對吸聲系數的敏感度較低。

圖7 壁面吸聲系數對機艙噪聲級的影響

圖9 壁面吸聲系數對居住艙室噪聲級的影響

從圖7～圖9中還可看出，對于同一艙室而言，在頻率為500 Hz時，艙室的噪聲級預報差值達到最大。在1 000 Hz時，噪聲級預報差值最小。即當噪聲級小于500 Hz時，壁面吸聲系數對噪聲級的影響逐漸增大；在噪聲級為1 000 Hz時，壁面吸聲系數對噪聲預報結果的影響最?。划斣肼暭壌笥? 000 Hz時，壁面吸聲系數對噪聲預報結果的影響又逐漸增大。

2.4 發(fā)電機組噪聲激勵對艙室噪聲的影響

艙室噪聲分析中涉及了多種類型的噪聲激勵，為了采取更有針對性的降噪措施，本文探討了不同噪聲激勵對艙室噪聲的影響。首先對空氣噪聲和結構噪聲對艙室噪聲的影響以及傳播距離進行分析，給出了在空氣噪聲和結構噪聲的單獨作用下以及兩者的共同作用下各艙室的噪聲預報值，見圖10～圖12。根據艙室距離噪聲源由近及遠的原則選取若干艙室進行分析，選取艙室如下：機艙、辦公艙室、居住艙室。

圖10 機艙噪聲級曲線

圖12 居住艙室噪聲級曲線

由圖10可看出，機艙在兩種噪聲激勵共同作用時機艙噪聲為148.82 dB，在僅有空氣噪聲激勵作用時機艙噪聲為148.81 dB，因為在只有結構噪聲激勵作用時產生的艙室噪聲比空氣噪聲激勵產生的噪聲大（超過40 dB），可以忽略結構噪聲激勵對機艙噪聲的影響。此外，比較圖10～圖12可看出，在噪聲傳遞過程中，上述艙室結構噪聲遞減的數值為11.8 dB和16.4 dB，而空氣噪聲遞減的數值為41.4 dB和20.5 dB，說明由空氣噪聲激勵所產生的噪聲衰減速度比結構噪聲激勵快。這是因為空氣噪聲為直達聲，而結構噪聲是通過結構的振動進行傳播的，相比之下空氣噪聲能傳播更遠。

而后分析發(fā)電機組中多個同種噪聲激勵對艙室噪聲的影響，選取模型中施加的空氣噪聲激勵進行分析，空氣噪聲激勵頻譜如圖13所示。

圖13 空氣噪聲激勵頻譜

對表2中所列4種工況進行比較，分析在空氣噪聲激勵中不同激勵對于噪聲預報結果的影響。

表2 計算工況

空氣噪聲對機艙影響最大，因此選取機艙進行分析。圖14為機艙在4組不同工況下的噪聲級曲線。

從圖14中可以看出，工況1、工況3、工況4的噪聲級曲線基本重合，即只加載柴油機排氣噪聲的噪聲預報結果與加載三種空氣噪聲的預報結果基本一致。由此表明，在此發(fā)電機組的空氣噪聲中，對噪聲預報結果影響最大的為柴油機排氣噪聲。此外當空氣噪聲激勵源的聲功率級差值達到 15 dB時，可以忽略聲功率較小的噪聲激勵源的影響。

圖14 不同工況下機艙的噪聲級

對于發(fā)電機組的結構噪聲激勵而言，由于柴油機與電機結構激勵的加速度級差值超過20 dB，電機的結構噪聲激勵對艙室噪聲預報結果的影響可以忽略不計。因此，在加載發(fā)電機組的結構噪聲激勵時可以忽略電機的結構噪聲激勵。

3 結論

本文基于統(tǒng)計能量法，以某駁船為算例，比較不同鋼結構內損耗因子和壁面吸聲系數對艙室噪聲預報結果的影響，并對駁船中發(fā)電機組對于噪聲預報結果的影響進行分析，得到以下結論：

1）根據經驗公式、CCS建議值和ABS建議值選取的不同的鋼結構內損耗因子，對目標艙室噪聲級的影響范圍約為0 dB ～24 dB。采用CCS建議值所預報出的目標艙室噪聲級比采用 ABS建議值的預報結果高0 dB ～15 dB。

2）在63 Hz～8 000 Hz頻域范圍內，隨著頻率的增大，鋼結構內損耗因子對艙室噪聲級影響將越來越大。通過增大鋼結構內損耗因子的方式對艙室進行降噪時，鋼結構內損耗因子的初始值越大，降噪效果越弱。離噪聲源越遠的艙室，其噪聲級受鋼結構內損耗因子的影響越大。

3）壁面吸聲系數對于艙室噪聲級的影響較小。在 0.01～0.03范圍內，壁面吸聲系數的取值對于目標艙室噪聲級的影響范圍約為0 dB ～2.5 dB。

4）空氣噪聲激勵所產生的噪聲衰減速度比結構噪聲激勵所產生的噪聲衰減速度快。在發(fā)電機組的噪聲激勵中，主要的結構噪聲激勵為柴油機加速度級，主要的空氣噪聲激勵為柴油機的排氣噪聲。