王娜， 呂東方， 劉一鳴， 靳國永， 劉志剛

(哈爾濱工程大學 動力與能源工程學院，黑龍江 哈爾濱 150001)

作為一種重要的海上鉆井裝備，超深水半潛式鉆井平臺上部工作甲板位置安裝有很多大型設備，設備運行時機腳振動激勵及設備直接輻射產生的空氣噪聲，通過平臺結構和聲傳遞路徑傳到鉆井平臺各個艙室，對平臺艙室的聲學環(huán)境產生較大影響[1]。目前船舶制造行業(yè)在設計初期不重視聲學設計，僅在后期采取補救措施，這樣不僅不能整體全面的解決艙室的噪聲問題，而且還會增加鉆井平臺的建造成本。在鉆井平臺的設計階段預報和評估平臺艙室噪聲，根據預報評估結果制定相應的控制措施和方案，可以有效縮短和降低鉆井平臺的搭建周期和成本。近年來，海洋鉆井平臺艙室噪聲的預報和控制都有了較大進展。

目前常用的艙室噪聲預報理論主要是有限元、邊界元和統(tǒng)計能量等理論[1]?；輰幍萚2]基于統(tǒng)計能量法建立海洋平臺艙室噪聲預報模型，探索了海洋平臺艙室的噪聲特性規(guī)律，并對發(fā)電機艙室敷設高隔音復合巖棉板進行降噪處理。陳剛等[3-4]基于統(tǒng)計能量法分別預報了海洋平臺的艙室噪聲，并根據預報結果分析了吸聲材料對海洋平臺艙室噪聲的影響。邱斌等[5]應用統(tǒng)計能量商業(yè)軟件預報了高速船舶的艙室噪聲，并將艙室噪聲的預報結果與實船測試值進行對比分析，驗證了該方法的可行性。對于控制鉆井平臺上的噪聲，可從聲源及傳播路徑這2方面考慮。早期控制氣動噪聲主要是改進消聲器結構，馮冠東等[6]采用消聲器控制艙室噪聲。復合結構也是一種常用的隔聲手段，為研究復合結構的隔聲效果，London[7-8]采用混響聲源激勵，研究了采用復合結構的隔聲效果。Ford等[9]為驗證復合結構的可行性，通過改變復合結構中阻尼材料的厚度來測量復合結構的隔聲性能。結果表明復合結構的隔聲量隨著結構中阻尼層的厚度的增加而增大。隨著研究的深入，為了研究雙層板間材料對復合版隔聲量的影響，Dym等[10-12]使用阻抗分析法分析了板間阻尼材料分別為各向同性和各向異性時隔聲結構的隔聲性能。對于表面帶有約束板的阻尼結構，Shanbhag等[13]給出了該結構的隔聲量的計算方法，同時他們還研究了約束型阻尼復合板的隔聲性能，進一步發(fā)展了隔聲理論。

本文針對超深水鉆井平臺艙室噪聲的控制問題，首先建立了鉆井平臺艙室全頻段噪聲預報模型，對柴油發(fā)電機組艙室及其相鄰艙室的噪聲進行分頻段預報和分析，預報不同載荷作用下發(fā)電機組所在艙室以及發(fā)與電機組相鄰艙室的噪聲，分析目標艙室噪聲的影響因素，針對艙室噪聲過高的問題開展鉆井平臺艙室噪聲控制，并分析了柴油發(fā)電機組加裝隔聲罩結構對艙室噪聲的影響和降噪效果。

1 艙室噪聲預報模型

常用的統(tǒng)計能量模型建模方法大致分為2類[15]：1)通過選定模型上的關鍵節(jié)點，進而在統(tǒng)計能量仿真軟件VA One中依據關鍵節(jié)點建立結構子系統(tǒng)，最后通過結構子系統(tǒng)之間構成的封閉空間生成聲腔子系統(tǒng)；2)采用三維建模軟件首先建立幾何模型，進而通過有限元前處理軟件建立離散化網格模型，同時將對應的材料參數賦予到網格模型中，最后將帶有屬性卡的網格模型導入VA One中，直接建立結構子系統(tǒng)并進一步通過結構子系統(tǒng)構建聲腔子系統(tǒng)。由于本文模型尺寸較大且結構型式相對復雜，因而采用方法2建立鉆井平臺統(tǒng)計能量模型。超深水半潛式鉆井平臺的幾何模型和材料屬性卡如圖1所示。

圖1 鉆井平臺有限元模型Fig.1 Finite element model of drilling platform

鉆井平臺模型處于空氣中的艙室壁面采用加筋的平板子系統(tǒng)模擬，而水下浮筏結構主要采用曲率的平板子系統(tǒng)進行模擬，船體內部艙室采用聲腔和管道子系統(tǒng)進行模擬。在實際航行過程中水線以下浮筏外殼結構會向海中輻射噪聲，因此通過設置半無限流體子系統(tǒng)來模擬無反射邊界，同樣在上部艙室位置設置空氣中的半無限流體子系統(tǒng)。鉆井平臺統(tǒng)計能量分析模型如圖2所示。

圖2 鉆井平臺統(tǒng)計能量分析模型Fig.2 Statistical energy analysis model of drilling platform

2 艙室噪聲預報與控制

2.1 分析頻段的劃分

艙室噪聲的計算方法與模型子系統(tǒng)的模態(tài)息息相關，設鉆井平臺系統(tǒng)的模態(tài)數為N，當子系統(tǒng)的模態(tài)數N≥5時，可采用統(tǒng)計能量法預報艙室噪聲；當子系統(tǒng)的模態(tài)數1

根據模態(tài)計算結果，當計算的頻率位于200～8 000 Hz，即N≥5時，可采用統(tǒng)計能量法預報艙室噪聲；當頻率位于20～100 Hz，即N≤1時，可采用有限元法預報艙室噪聲。當頻率位于100～200 Hz，即1

2.2 鉆井平臺艙室噪聲預報

2.2.1 激勵載荷輸入

鉆井平臺上共有6組柴油發(fā)電機組，6組柴油發(fā)電機組兩兩一組分別放置在3個艙室中，柴油發(fā)電機中柴油機的型號為瓦錫蘭12V32，柴油機機組額定功率為5 530 kW。柴油發(fā)電機組工作過程中，目標艙室的噪聲主要由設備機腳振動加速度載荷及設備聲功率載荷作用產生。目標艙室的噪聲主要有2種來源：1)由機腳的振動加速度產生，通過平臺結構傳至目標艙室；2)由機組運行時在機組艙室產生的聲功率，通過艙室空氣及平臺結構傳至目標艙室。因此本文的激勵載荷包含機腳振動加速度以及輻射聲功率載荷，在仿真分析時分別加在機腳和機組艙室位置。

2.2.2 目標艙室高頻段噪聲預報

本文研究的目標艙室為柴油發(fā)電機組所處的3個艙室及與發(fā)電機組相鄰艙，各目標艙室的分布位置如圖3所示。

圖3 目標艙室的分布位置Fig.3 Distribution position of diesel generator cabins and its adjacent cabins

2種載荷激勵下，放置發(fā)電機組的艙室聲壓級隨頻率變化如圖4所示。由圖4可知，3個柴油發(fā)電機組艙室的聲壓級無明顯差異。隨著頻率的逐漸增高，發(fā)電機組所在艙室內的聲壓級(A計權)先增大后減小。同時各艙室的總聲級為126.7 dB左右。

圖4 柴油發(fā)電機組所在艙室的聲壓級(A計權)Fig.4 SPL(A)of each diesel generator cabin under full working condition

2種載荷激勵下，發(fā)電機組相鄰艙室的聲壓級(A計權)如圖5所示。

由圖5可知，與機組相鄰艙室內的聲壓級在各頻率處相差可忽略不計。各目標艙室內的總聲級(A計權)為104 dB左右。

圖5 柴油發(fā)電機組相鄰艙室的聲壓級(A計權)Fig.5 SPL(A)of adjacent cabins of diesel generator set under full working condition

全工況作用下，鉆井平臺聲壓級云圖如圖6所示。

圖6 鉆井平臺總聲級云圖Fig.6 Cloud map of total sound level of drilling platform

由鉆井平臺總聲級云圖可知，全工況作用下，柴油發(fā)電機組所在的艙室聲壓級最大，其余艙室的聲壓級隨著與機組艙室的距離的增大逐漸減小。

2.2.3 目標艙室中頻段噪聲預報

當計算頻率大于100 Hz且小于200 Hz時，需要采用FE-SEA混合分析方法研究各艙室的噪聲。把模態(tài)數大于1且小于5的結構子系統(tǒng)替換為有限元模型[17]。

全工況下，柴油發(fā)電機組艙室及其相鄰艙室的聲壓級(A計權)如圖7所示。

圖7 目標艙室的聲壓級(A計權)對比Fig.7 Comparison of SPL(A)between the cabin of diesel generator cabins and its adjacent cabins

由圖7可知，艙室聲壓隨頻率的增加逐漸變大，各頻率處柴油發(fā)電機組艙室的聲壓級遠遠高于相鄰艙室的聲壓級。

全工況下，頻率位于200～8 000 Hz時，柴油發(fā)電機組艙室及其相鄰艙室的總聲級(A計權)見表1。

表1 中高頻段柴油發(fā)電機組艙室及其相鄰艙室的A計權總聲壓級

在表1中，中高頻段總聲級L3的計算公式為：

(1)

由表1數據可知，中頻段內的總聲級遠小于高頻段的總聲級。在預報目標艙室噪聲時，中頻段噪聲可以忽略不計。

2.2.4 目標艙室低頻段噪聲預報

當計算頻率大于20 Hz且小于100 Hz時，預報鉆井平臺的艙室噪聲可以采用有限元理論[18]，運用有限元法的步驟如下：

1)首先根據平臺的幾何模型建立平臺的離散化網格模型模型，將子系統(tǒng)的材料屬性等參數賦予各結構；

2)建立目標艙室內部空氣網格及平臺附近流場網格；

3)在Virtual. Lab中施加載荷及相應的邊界條件，然后進行聲場計算。

在計算鉆井平臺的低頻段艙室噪聲時，激勵的選取與統(tǒng)計能量法相同。

在低頻計算模型中，集中質量與基座的連接是通過剛性單元與對應節(jié)點的剛性連接實現的。其中，機械載荷的加載采用集中質量法，使用mass21單元來定義質量節(jié)點，在模型的質量節(jié)點上加載集中力。最終的低頻計算模型如圖8。

圖8 集中力作用下的有限元模型Fig.8 The local finite element model of loading concentrated force

首先設定計算參數，頻段為20～100 Hz、計算步長為10 Hz。在設備機腳振動加速度載荷及設備聲功率載荷的共同的作用下，目標艙室的聲壓級曲線(A計權)如圖9所示。由圖9可知，計算頻段范圍內，各柴油發(fā)電機組所在艙室的聲壓級均比與其相鄰的艙室的聲壓級大。同時，隨著計算頻率的增加，各艙室的聲壓級的變化趨于一致。

圖9 各艙室中心點處的A計權聲壓級對比Fig.9 Comparison of SPL(A)at the center of each cabin

全載荷激勵下，鉆井平臺各艙室總聲級(A計權)見表2。

表2 全工況下柴油發(fā)電機組艙室及其相鄰艙室的A計權總聲壓級

由表1可知，目標艙室的低頻段噪聲總聲級遠小于高頻段噪聲總聲級。因此，艙室噪聲的主要控制方向應集中于高頻段噪聲。

2.3 艙室高頻噪聲影響因素分析

柴油發(fā)電機組2運行時(以下稱該工況為工況一)各機組艙室的聲壓級(A計權)如圖10所示。

圖10 工況1下各柴油發(fā)電機組艙室的A計權聲壓級對比Fig.10 Comparison of SPL(A)of each diesel generator cabin under working conditions one

由圖10可知，工況1下，各頻率處柴油發(fā)電機組艙室2的聲壓級相較于其余各艙室要大得多。工況1作用下，其余艙室聲壓級基本相同。

改變工況分析柴油發(fā)電機組艙室2的聲壓級，全工況與工況1這2種條件下，該艙室聲壓級(A計權)曲線如圖11所示。

圖11 柴油發(fā)電機組艙室2在全工況與工況1下的A計權聲壓級對比Fig.11 Comparison of SPL(A)of cabin 2 of diesel generator under full and operating conditions one

由圖11數據可知，在2種工況下，目標艙室的聲壓級(A計權)基本保持一致，艙室聲壓級隨著頻率的逐漸增加會先增大而后減小，這是由于目標艙室的聲壓級主要受到該艙室內部的柴油發(fā)電機組載荷的影響。圖中數據可知，全工況下各機組所在艙室之間的影響很小。在設計目標艙室噪聲控制方案時，應主要控制由目標艙室內部的噪聲，對于內部無激勵源的艙室，應該在噪聲的傳遞路徑上采取適當措施，以達到控制目標艙室噪聲的目的。

3個柴油發(fā)電機組艙室的結構完全相同，且大體上呈對稱形式分布，因此，有必要研究不同工況下，柴油發(fā)電機組艙室1與柴油發(fā)電機組艙室2的噪聲。在設備機腳振動加速度載荷及設備聲功率載荷的分別激勵下，目標艙室的聲壓級曲線(A計權)如圖12所示。

圖12 設備機腳振動加速度載荷及設備聲功率載荷分別作用下各機組艙室的A計權聲壓級對比Fig.12 Comparison of SPL(A)of each unit cabin under vibration acceleration load of equipment foot and sound power load of equipment respectively

由圖12可知，在設備機腳振動加速度載荷及設備聲功率載荷的激勵作用下，目標艙室的A計權聲壓級先增后減。且柴油發(fā)電機組艙室噪聲的主要貢獻為設備聲功率載荷產生的噪聲。

在設備機腳振動加速度載荷及設備聲功率載荷的分別作用下，艙室1、2、4的A計權聲壓級曲線如圖13所示。

圖13 設備機腳振動加速度載荷及設備聲功率載荷分別作用下各相鄰艙室的A計權聲壓級Fig.13 Comparison of SPL(A)of each adjacent cabin under vibration acceleration load of equipment foot and sound power load of equipment respectively

由圖13可知，設備聲功率載荷作用下艙室1、2、4的聲壓級比設備機腳振動加速度載荷的噪聲作用下大得多。

2.4 艙室噪聲控制

由圖12可知，加速度載荷及聲功率載荷分別作用下，柴油發(fā)電機組艙室1的總聲壓級為94.8 dBA和128.7 dBA，2者差值為33.9 dBA。2個聲級進行疊加時，如果待疊加的2聲級相差15 dB以上時，可將較大的聲級直接視為總聲級[15]。綜上，本文將采取以下幾個措施來控制目標艙室的噪聲水平：

1)可采用在激勵源所在的艙室壁面敷設吸聲材料的措施來達到降低目標艙室聲壓級的目的;2)將激勵源所在的艙室壁面改為復合壁面，可有效地降低目標艙室的聲壓級;3)在產生激勵的設備外側安裝隔聲結構，可在以上的降噪效果上進一步降低目標艙室的聲壓級。

分析在激勵源所在的艙室敷設的吸聲層厚度對目標艙室聲壓級的影響，本文選用的吸聲材料各參數分別為：孔隙率0.95、流阻3.2、密度50 kg/m3。在激勵源所在的艙室壁面敷設50 mm的吸聲層時(方案1)，各艙室的聲壓級水平見表3。

表3 采用噪聲控制方案1前后各艙室總聲壓級

由表3數據可知，敷設吸聲材料后，目標艙室內的聲壓級達到了《海上固定平臺安全規(guī)則》中要求的標準。在此基礎上，本文將采取其余的降噪方案，使得目標艙室的聲壓級水平進一步降低。

分別在激勵源所在艙室壁面添加25、50、100 mm厚的吸聲層，各標艙室的聲壓級如14所示。

由表3及圖14數據可知，隨著艙壁表面別敷設的吸聲材料厚度的逐漸增大，目標艙室的總聲壓級將逐漸變小。同時，吸聲材料的吸聲效果也會逐漸減小。當吸聲材料的厚度大于0.05 m后，目標艙室的總聲級變化趨于平緩。

圖14 艙壁敷設不同厚度吸聲材料時柴油發(fā)電機組艙室_1的總聲級Fig.14 Total sound level of diesel generator cabin_1 when laying acoustic material of different thickness

由以上分析可知，吸聲材料的厚度增大到一定數值時，目標艙室的聲壓級隨著吸聲材料厚度的增加不會有效降低。為得到控制艙室噪聲的合理方案，本文將采用復合型艙壁，艙壁結構如圖15所示。

在圖15所示的結構中，復合結構由約束層(0.001 m鋼板)、阻尼材料(0.004 m)、加筋板、吸聲材料(0.02 m)、表面吸聲材料(0.05 m)組成。采用復合型艙壁(以下稱為噪聲控制方案2)前后，目標艙室的聲壓級水平見表4。

圖15 復合型艙壁Fig.15 Composite bulkhead structure model

表4 采用噪聲控制方案2前后各艙室總聲壓級

由表4可知，采用控制方案2后，與發(fā)電機組所在艙室相鄰的各艙室總聲級減小了3～4 dB。

為了進一步降低柴油機艙室噪聲，可采用在柴油發(fā)電機組外側添加隔聲罩的方法[20]，隔聲罩結構如圖16所示。

圖16 隔聲罩結構Fig.16 Structure of sound insulation encasing

隔聲罩的傳統(tǒng)封蓋示意圖如圖17所示。傳統(tǒng)的封蓋結構會對隔聲罩隔聲性能產生不利影響[21]，本文設計了新型封蓋結構如圖18所示。新型封蓋的尺寸為：0.6 m×0.4 m×0.05 m，其內層封蓋高0.025 m。

圖17 單層封蓋模型Fig.17 Schematic diagram of traditional single-layer capping model

圖18 雙層封蓋模型Fig.18 Schematic diagram of double-layer capping model

激勵設備附近位置安裝隔聲結構(方案3)后，鉆井平臺的噪聲預報模型如圖19所示。目標艙室的總聲如下表所示。

圖19 柴油發(fā)電機組安裝隔聲罩后的噪聲預報模型Fig.19 Statistical energy model of diesel generator set after installing sound insulation encasing

由表5可知，發(fā)電機組安裝隔聲罩后，各發(fā)電機組所在艙室的總聲級降低了大約30 dB，與發(fā)電機組相鄰的艙室總聲級降低了大約5 dB。在噪聲控制方案3的作用下，柴油機艙室1、2與柴油發(fā)電機組艙室相鄰的艙室1、2、3、4內的A計權聲壓級曲線如圖20所示。

表5 設置隔聲罩前后各艙室的總聲級(A計權)

圖20 噪聲控制方案3下各艙室內A計權聲壓級對比Fig.20 Comparison of SPL(A)in each cabin under noise control scheme 3

由圖20可知，加裝隔聲罩后，各發(fā)電機組所在艙室之間的聲壓級差別很小，而與發(fā)電機組所在艙室相鄰的各艙室的聲壓級則有一定的差異。目標艙室聲壓級主要發(fā)電機組聲功率載荷產生，安裝隔聲罩對控制設備所在艙室的噪聲有著良好的效果。而聲功率載荷產生的噪聲傳至設備相鄰艙室時，由于聲功率載荷產生的噪聲數值隨著傳播距離衰減，距離聲源位置越遠，設備聲功率載荷產生的噪聲對總聲級的貢獻也就越低，因此加裝隔聲罩結構后與設備相鄰艙室的聲壓級減少量低于設備所在艙室的聲壓級。綜上，距離聲源距離越近，加裝隔聲罩結構對于噪聲控制就會有更好的效果。

3 結論

1)分別采用統(tǒng)計能量法、有限元-統(tǒng)計能量混合法及有限元法分頻段預報鉆井平臺艙室的聲壓級，結果表明艙室噪聲的主要貢獻為柴油發(fā)電機組直接輻射產生的空氣噪聲。

2)采用復合結構艙壁及帶新型封蓋的隔聲罩，仿真計算后，目標艙室降噪效果隨著吸聲材料的厚度而增加，在吸聲材料達到一定厚度以后艙室總聲級趨于平緩，最大降低14 dB。柴油發(fā)電機組艙室壁板采用復合結構后，相對于敷設單層吸聲材料，柴油發(fā)電機組艙室相鄰艙室的聲壓級降低了3 dB～4 dB。

3)通過對添加隔聲罩前后的仿真計算結果分析可知，發(fā)電機組艙室的高頻總聲級降低31 dB左右，與機組相鄰的艙室總聲壓級降低了3 dB～6 dB。