钻井辅助驳船舱室噪声预报与控制

张清，陈超核

钻井辅助驳船舱室噪声预报与控制

张清，陈超核

基于统计能量分析(SEA)方法，采用VA One软件建立钻井辅助驳船的声学模型，对该驳船舱室进行噪声预报,能量传递路径分析表明，非激励源舱室主要受结构噪声影响。选取机舱和某居住舱为对象，分别针对结构和空气噪声采取相应的降噪措施，对某居住舱阻尼减振措施进行优化分析，结果显示，降噪效果并非随阻尼层厚度的增加而线性增加，而是存在一最优值。研究验证了统计能量分析方法在船舶设计阶段对噪声预报和控制的适用性。

钻井辅助驳船；统计能量分析(SEA)；噪声预报；阻尼减振

目前，噪声预报的常用方法有经验预测法、有限元法、边界元法和统计能量分析法等[1]。在船海工程领域，主要采用统计能量分析方法预报和分析舱室噪声。在海洋平台[2-4]、舰船[5]及高速船[6]舱室噪声预报及控制上统计能量分析方法均有大量应用研究。但针对无自航能力，且电机功率又很大的钻井辅助驳船，未见相关研究报道。为此，借助VA One软件，采用统计能量分析方法，对某多功能钻井辅助驳船进行舱室噪声预报，分析各舱室的噪声水平，并判断是否满足规范标准。以部分噪声超标舱室为分析对象，从结构和空气噪声两方面着手进行降噪，并对某居住舱室通过阻尼减振，并优化阻尼层厚度。

1 驳船SEA模型及参数

1.1 模型的建立

某多功能浮式钻井辅助驳船(以下简称驳船)主船体结构为钢质单壳双底，总长99.96 m，型宽29.90 m，型深13.10 m，设计吃水5.60 m，入ABS级。

根据驳船基本结构图和总布置图，对船体进行适当简化，在MSC.Patran中建立结构有限元模型，然后导入到VA One中，进行子系统的划分，以加筋板子系统来模拟船体板，声腔子系统来模拟舱室空间，半无限流体子系统来模拟舷外水吸收的声辐射能量。最终的SEA模型如图1所示。

驳船总共设有3层甲板，首层为露天甲板，主要用于堆放钻井包和钻井管；第2层为主甲板，主要作为储存室；第3层为底层甲板，主要作为仓库。全船的节点数和子系统数见表1。

表1 子系统数目 个

1.2 参数的确定

1)由近似估算，板内损耗因子取0.004，声腔的内损耗因子为

(1)

式中：c为介质中的声速；α为壁面平均吸声系数；f为频率;S和V为声腔的表面积和体积。

2)耦合损耗因子由VA One软件内自带模块根据耦合子系统间的具体连接状况、相邻子系统属性自动计算。

3)模态密度和模态数。以模态数N作为作为区分高低频域的标准，当：模态数N>5时，属于高频区域；5>N>1时，属于中频区域；N>1时，属于低频区域。

把N≥5作为SEA方法使用的良好条件[7]。本驳船部分子系统的模态数见图2所示。

由图2可见大部分子系统的模态数在63 Hz以上大于5，符合SEA方法的使用条件，故以倍频程63～8 000 Hz作为分析频段。

4) 输入激励。本驳船采用6台CAT3516柴油发电机组，额定功率为1 600 kW，额定转速为1 500 r/min,重量16 125 kg。由于驳船本身没有自航能力，在生产平台上开展钻井、修井工作时，噪声主要来自发电机组、空调、泵和风机等机械设备产生的结构噪声和空气噪声。对于本模型，相对于其他同类型驳船3台主机的配置，本驳船6台电机激励占噪声激励主要成分，暂不考虑泵、空调和风机的影响，在主发电机房声腔内施加发电机空气激励(用声功率级LW表示)，在舱室内对应的船底板上施加结构激励(用加速度级La表示)，根据经验公式[8]进行估算。

(2)

式中：m为主机质量，kg；Pe为主机额定功率，kW；ne为主机额定转速，r/min；n为主机工作转速，r/min；f为倍频程中心频率，Hz。

空气激励(声功率级LW参考声功率W0=10-12W)按文献推荐公式估算。

LW=10lgPe+57+CW

(3)

式中：Pe为主机额定功率，kW；CW为电机空气噪声的倍频程修正值。

激励源的振动加速度级频谱及空气噪声声功率级频谱见表2。

表2 激励源频谱

2 舱室噪声预报分析

2.1 舱室噪声预报

利用VA One进行计算，驳船部分舱室噪声声压级见图3。

驳船舱室的总声压级见表3。

表3 驳船舱室总声压级 dBA

从噪声预报结果来看，在仅考虑主发电机激励且不计内舾装时，大部分舱室噪声级超过了ABS标准规定的舱室噪声标准。

2.2 噪声传播途径

为了探讨不同舱室受空气噪声和结构噪声的影响方式，给出主机空气噪声和结构噪声单独作用下各舱室的响应见图4。选取主甲板上激励源舱室(主发电机舱)和餐厅、底层甲板上的仓管员办公室以及尾部上建医务室和2人间(101)为参考对象，计算频率范围为63～8 000 Hz。其中空心点曲线为只有机舱噪声源的激励，实心点曲线为只有机舱结构噪声激励。

由图4可见，主机结构噪声激励单独作用时，主机舱(激励源室)噪声为110.73 dBA；主机空气噪声激励单独作用时，主机舱噪声为118.54 dBA。考虑到空气噪声激励为直达声，故激励源舱室受其作用明显，但随着传播距离变远，空气噪声会逐渐衰减，所以其他舱室受空气噪声影响不如机舱明显；而结构噪声可以通过船体板的振动进行传播并能传播得很远，对非激励源舱室的作用较为明显。

比较图3、4可知，随着频率的增加，各舱室内的声压级逐渐降低；除主机舱外，各舱室在主激励源空气噪声和结构噪声共同作用下和主激励源的结构噪声激励单独作用下，其总声压级基本接近，这说明在仅考虑发电机激励状态下，激励源以外的舱室噪声水平主要是由结构噪声激励所贡献的。

3 舱室噪声控制

3.1 结构噪声控制

依据噪声控制原理，采取在模型中对发电机组建立基座并设置线隔振来模拟实现隔振措施。在VA One隔振设置项中有点隔振、线隔振及面隔振等。根据设备情况，在6台发电机所在机舱甲板上分别建立基座模型，将结构激励施加在基座上，并在基座与机舱甲板间线连接内设置隔振弹簧，参数设置见表4。

表4 隔振弹簧参数

选取主甲板上激励源舱室(主发电机舱)和餐厅，底层甲板上的仓管员办公室以及尾部上建医务室和2人间(101)为分析对象，添加弹性基座前、后舱室的响应见图5。

舱室添加弹性基座前、后的修正值见表5。

表5 舱室添加弹性基座前、后预报值与ABS标准限值 dBA

由表5可见，在采取隔振基座措施后，非激励源舱室降噪效果明显，平均有10 dB的噪声衰减，而机舱降噪效果并不显著，考虑到机舱噪声幅值主要受空气噪声影响，故从降低结构噪声激励角度进行降噪，对机舱降噪效果不大，这与文献[5]的分析结果一致。

3.2 空气噪声控制分析

考虑到空气噪声激励为直达声，且其对机舱噪声起主导作用，在机舱范围内敷设阻尼材料以及吸声材料对激励源所在主机舱的影响不大，因为吸声材料和阻尼材料主要是用来降低混响声，其对直达声影响较小[10]。对于高速主推进柴油机、电站通常采用双层隔振方式。对振动噪声要求更高的情况，通常采用加隔声罩的箱装体隔振隔声装置方式。

故对本驳船采用添加隔声罩措施来进一步降低机舱噪声幅值。隔声罩采用方形结构，内板和外板均为2 mm铝板，中间为70 mm超细玻璃棉，底部通过设置线连接方式实现与基座弹性连接。添加隔声罩前、后机舱的响应如图6所示。

由于隔声罩的添加，机舱噪声幅值降到了95.41 dB，达到了规范要求。可以看出隔声罩对直达声影响显著，在250 Hz以后隔声值明显上升，隔声效果也越发明显，从降噪效果来看，隔声罩对中高频范围降噪效果明显优于低频范围。

3.3 人员舱室阻尼减振及优化

2人间(以下简称101室)的输入能量见图7，可以看出船长室及其甲板、101室甲板(即医务室天花板)及四壁板子系统对舱室声腔能量贡献较大。

由前面分析可知101室噪声主要由机舱结构噪声激励造成，故通过常规的敷设吸声材料来降低噪声方法意义不大。自由阻尼对降低结构噪声激励的传播较为有效，主要是通过增大结构损耗因子进而提高抗振性，降低结构辐射噪声[13]。结合图7，对101室天花板、四壁及甲板敷设与甲板厚度(8 mm)相同的SA-3型橡胶阻尼材料，阻尼损耗因子取0.81。降噪前后的声压级对比见图8。

由图8可知，101室在采取减振措施之后其总声压级下降了6 dB，但还需进一步优化。

选用16、24、32 mm 3种不同厚度的阻尼层分别对101室进行降噪，并与8 mm厚度比较分析，其结果如图9。

由图9可知，101室的总声压级并不是随着阻尼层厚度的增加而线性递减的，从8～16 mm，16～24 mm，24 ～32 mm之间总声压级分别下降了4.0 dB、2.0 dB和1.1 dB。可以看出，盲目增加阻尼层厚度并不能取得很满意的结果，阻尼层厚度存在一个最优值。敷设自由阻尼层主要是通过增大系统结构阻尼来减小振动噪声，且自由阻尼层的组合结构损耗因子是随阻尼层和基本弹性层的厚度比先增大后趋于不变[12]。考虑经济性、施工、船体重量等综合因素，建议阻尼层敷设厚度为舱室甲板厚度的2倍。

从图7可以看出，与101室相邻的船长室与医务室对噪声也有一定贡献，对他们进行降噪处理的同时势必会对101室有所影响。在101室各板内侧阻尼层厚度为8和16 mm 2种情况下，对101室天花板外侧(船长室甲板)及甲板外侧(医务室天花板)分别敷设8、16、24 mm厚度的阻尼层，比较分析，见表6。

表6 板内外侧不同阻尼层厚度下的101室总声压级

由表6可知，101室板内侧阻尼层敷设厚度为8和16 mm 2种情况下，天花板和甲板外侧阻尼层敷设厚度从8～16 m和16～24 mm之间，总声压级分别下降了2.2 dB、1.3 dB、0.8dB、0.6 dB，而且当天花板和甲板内侧阻尼层厚度为8 mm，外侧阻尼层为16 mm的声压级与板内侧阻尼层厚度为16 mm，板外侧阻尼层为8 mm的声压级近似相同，明显前者更具经济性。但如果从施工角度考虑，建议101室甲板敷设16 mm阻尼层，四壁和天花板敷设8 mm阻尼层，甲板外侧(医务室天花板)敷设8 mm阻尼层，天花板外侧(船长室甲板)敷设16 mm阻尼层。

4 结论

1)激励源舱室噪声水平主要由主机空气噪声激励贡献，非激励源舱室噪声水平主要是受到主机结构噪声的影响，对激励源舱室采取隔振措施对自身降噪效果不明显，但对非激励源舱室降噪效果显著。

2)对诸如2人间等其他非激励源舱室而言，阻尼涂层能有效降低结构噪声，但其降噪效果并非与阻尼层厚度呈线性关系，通过优化阻尼层厚度，提供了一种经济、合理的降噪措施。

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[3] 惠宁,陈欣,高鹏,等.海洋平台生活楼的噪声分析[J].中国造船,2013,53(A02):514-519.

[4] 张艳春,惠宁,沈志恒.海洋平台上噪声分析方法[J].噪声与振动控制,2012,32(2):171-174.

[5] 张成,郑超凡,张大海,等.舰船舱室噪声综合预报及声学优化设计[J].船海工程,2014(6):17-20.

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[10] 李卓亮,季振林.车客渡船舱室噪声预报与控制[J].中国舰船研究,2014,9(5):93-98,120.

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[12] 盛美萍,王敏庆,孙进才.噪声与振动控制基础[M].2版,北京:科学出版社,2007.

(华南理工大学 土木与交通学院，广州 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

国家自然科学基金(51039006)

张清(1990—)，男，硕士生研究方向:船舶振动与噪声控制

U661.44

A

1671-7953(2017)01-0101-05

修回日期：2016-12-20