鄒念洋，武國勛，楊清軒

(1. 中國船舶集團公司第七一四研究所，北京 100101；2. 哈爾濱工程大學，黑龍江 哈爾濱 150001)

0 引 言

船舶艙室噪聲不僅影響船上設(shè)備與儀器的正常使用，同時還影響船舶的安全性、隱蔽性與舒適性[1]。長時間處在較高噪聲的環(huán)境下，船上人員的正常工作與生活受到干擾，使船員的精神狀態(tài)與身心健康受到影響，產(chǎn)生諸多隱患。目前世界主要國家以及一些國際權(quán)威組織已經(jīng)制定了一系列船舶艙室噪聲控制標準與預(yù)報規(guī)范，對船舶艙室噪聲進行控制。系統(tǒng)建立船舶結(jié)構(gòu)振動與噪聲之間的聯(lián)系，是對船舶艙室噪聲進行預(yù)報研究的基礎(chǔ)。在船舶艙室噪聲的研究過程中，統(tǒng)計能量法從能量觀點研究和分析振動與噪聲，從統(tǒng)計角度對實驗對象不同位置的能量關(guān)系進行分析。目前，統(tǒng)計能量法已被成功應(yīng)用于船舶艙室內(nèi)部的高頻噪聲預(yù)報中[2]，基于該方法對不同船型艙室噪聲進行的預(yù)報分析和優(yōu)化設(shè)計等研究工作也在不斷深入。

1 統(tǒng)計能量法基本理論

統(tǒng)計能量法在進行艙室噪聲預(yù)報時具有巨大優(yōu)勢，其所用參數(shù)較少、方程簡單易解。該方法圍繞能量進行研究，主要與振型數(shù)和模態(tài)密度相似的模態(tài)群相關(guān)，而對頻率、阻尼等與邊界條件相關(guān)的模態(tài)參數(shù)關(guān)聯(lián)較小。統(tǒng)計能量法中各子系統(tǒng)能量由共振的振型能量表示。在確定子系統(tǒng)對外界激勵源響應(yīng)的度量方面，振型數(shù)與模態(tài)密度作為統(tǒng)計能量法的重要參數(shù)有著重要的作用[3]。

當復(fù)雜結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的每個子系統(tǒng)得到確定后，其各子系統(tǒng)與相鄰子系統(tǒng)間均有功率流方程：

由上述一系列的子系統(tǒng)功率流方程式聯(lián)立，得到下面的方程組：

每一個結(jié)構(gòu)或聲學子系統(tǒng)都具有一個與時間和空間平均聲壓或振速成比率的穩(wěn)態(tài)能量水平。

至此能量與響應(yīng)間的關(guān)系得到了確立，能量與響應(yīng)量之間可由相互轉(zhuǎn)換得到[4]。

統(tǒng)計能量法進行系統(tǒng)建模的依據(jù)是能量平衡原則，即在外載荷作用下結(jié)構(gòu)系統(tǒng)在能量輸入、傳輸和損耗等方面達到能量平衡。首先理解子系統(tǒng)的概念及其劃分原則，才能從子系統(tǒng)的劃分開始對復(fù)雜系統(tǒng)進行高頻響應(yīng)預(yù)報。子系統(tǒng)作為儲存能量的載體，是一組有著相似動力特性的模態(tài)群。復(fù)雜系統(tǒng)由各種子系統(tǒng)組成，并在激勵源的作用下耦合。統(tǒng)計能量法針對的是高模態(tài)密度，因而選取得子系統(tǒng)一定滿足在響應(yīng)頻段內(nèi)模態(tài)數(shù)不小于5[5]。

2 模型建立

本文選取激勵載荷施加形式、船體板結(jié)構(gòu)形式以及聲腔子系統(tǒng)形式3種變量作為文中的基本研究參數(shù)。依據(jù)是本文圍繞統(tǒng)計能量模型的研究分為輸入、系統(tǒng)與輸出3部分。在模型輸入環(huán)節(jié)，激勵載荷施加形式是主要影響參數(shù)；在模型的系統(tǒng)環(huán)節(jié)，船體板結(jié)構(gòu)形式、聲腔子系統(tǒng)形式與舾裝敷設(shè)是主要影響參數(shù)；而在模型的輸出環(huán)節(jié)，數(shù)據(jù)處理的方式方法則是考慮的重點。

2.1 研究對象模型簡介

本文的研究對象為1艘大型水面船舶，首先建立該船的有限元模型[6]如圖1所示。該船體模型的主尺度及主要性能參數(shù)如表1所示。

圖1 全船有限元模型示意圖Fig. 1 FEM model of ship

表1 船體模型的主尺度及主要性能參數(shù)Tab. 1 Principal dimension and main performance parameters of the ship model

將該船的有限元模型導(dǎo)入振動聲學分析軟件Vaone，由點連成面的方式生成板，選擇板的類型，損耗因子默認；定義板的厚度；選擇船體板結(jié)構(gòu)的材料，確定其慣性矩、截面積與周長；選擇船體板結(jié)構(gòu)形式的材料，確定橫縱2個方向的加筋的間距與類型。最后形成一個完整的船體板結(jié)構(gòu)子系統(tǒng)，如圖2所示。

建立聲腔子系統(tǒng)，選擇流體屬性為空氣，損耗因子默認，其他參數(shù)不變。各獨立聲腔建立完成后，通過連接形成一個完整統(tǒng)一的聲腔子系統(tǒng)，如圖3所示。

圖2 船體板結(jié)構(gòu)子系統(tǒng)模型Fig. 2 Subsystem model of plate structure

圖3 聲腔子系統(tǒng)模型Fig. 3 Subsystem model of acoustic cavity

2.2 三段式艙室噪聲預(yù)報方法

本文采用整體拆分的角度，將全船模型分為3部分進行研究討論，針對性地解決不同參數(shù)分別對船舶艙室噪聲預(yù)報產(chǎn)生怎樣的影響，以及多參數(shù)對船舶艙室噪聲產(chǎn)生怎樣的影響這2個主要問題。將全船分為3段分別進行不同參數(shù)的計算與分析，不同位置艙室的噪聲預(yù)報將更有針對性，使預(yù)報結(jié)果更為直觀與準確，本文中將三段式艙室噪聲預(yù)報與統(tǒng)計能量法相結(jié)合的方案在應(yīng)用上十分新穎、行之有效且有利于解決實際問題。三段式分配原則如下：

1）全船不同位置存在結(jié)構(gòu)上的不同；

2）全船船首、船中與船尾的設(shè)備載荷也不同；

3）全船整體分析體量過大，分為3部分進行研究效率更高。

依照三段式方法分配后的樣本艙室位置分布示意圖如圖4所示。其中船首選取5個艙室，船中與船尾各選取7個艙室，一共選取19個樣本艙室進行研究。

圖4 三段式分配下的樣本艙室位置分布示意圖Fig. 4 Diagram of cabins' position

3 全船艙室多參數(shù)下預(yù)報方案的確定

3.1 確定激勵載荷

首先給模型施加激勵載荷，激勵載荷主要來自螺旋槳、主機、柴油機、舵機、空調(diào)器以及各種泵，載荷類型分為船舶空氣噪聲激勵載荷及設(shè)備振動載荷2種，可由不同頻率下對應(yīng)的聲功率級與振動加速度級大小來反映載荷大小。

1）螺旋槳產(chǎn)生的設(shè)備載荷

科技部產(chǎn)業(yè)技術(shù)創(chuàng)新試點聯(lián)盟聯(lián)絡(luò)組發(fā)布《產(chǎn)業(yè)技術(shù)創(chuàng)新戰(zhàn)略聯(lián)盟活躍度評價報告》，基于活躍度評價的原則，評價指標主要側(cè)重考量：聯(lián)盟組織機構(gòu)建設(shè)與運行、聯(lián)盟協(xié)同創(chuàng)新活動、聯(lián)盟帶動產(chǎn)業(yè)發(fā)展成效三方面情況。中國BIM發(fā)展聯(lián)盟于2016、2017兩個年度連續(xù)獲得94分高分（滿分為100分），獲評科技部“A級（活躍度高聯(lián)盟）”，在第三批試點聯(lián)盟中排名第2位。

螺旋槳振動加速度級如表2所示。

表2 螺旋槳振動加速度級Tab. 2 Vibration acceleration level of propeller

2）主機、柴油機產(chǎn)生的設(shè)備載荷

主機振動加速度級如表3所示，聲功率級如表4所示。

表3 主機振動加速度級Tab. 3 Vibration acceleration level of main engine

表4 主機聲功率級Tab. 4 Acoustic power level of main engine

3）空調(diào)器載荷

柴油機振動加速度級如表5所示，聲功率級如表6所示。

空調(diào)設(shè)備振動加速度級如表7所示。

4）舵機產(chǎn)生的設(shè)備載荷

表5 柴油機振動加速度級Tab. 5 Vibration acceleration level of diesel engine

5）泵載荷

泵振動加速度級如表10所示，聲功率級如表11所示。

以上給出了各主要設(shè)備的激勵載荷，根據(jù)各設(shè)備載荷的具體位置，將載荷施加在船體結(jié)構(gòu)中。圖5與圖6給出了船舶空氣噪聲激勵載荷及設(shè)備振動載荷的施加情況。

表6 柴油機聲功率級Tab. 6 Acoustic power level of diesel engine

表7 空調(diào)設(shè)備振動加速度級Tab. 7 Vibration acceleration level of air conditioning equipments

表8 舵機振動加速度級Tab. 8 Vibration acceleration level of steering engine

表9 舵機聲功率級Tab. 9 Acoustic power level of steering engine

表10 泵振動加速度級Tab. 10 Vibration acceleration level of pumps

表11 泵聲功率級Tab. 11 Acoustic power level of pumps

圖5 船舶艙室噪聲設(shè)備空氣噪聲載荷施加示意圖（從左至右依次為首、中、尾）Fig. 5 Diagram of airborne noise's loading position（From left to right：bow，midship，stern）

圖6 船舶艙室噪聲設(shè)備振動激勵載荷施加示意圖Fig. 6 Diagram of vibration noise's loading position

3.2 確定船體板各種屬性

在確定了激勵載荷后，確定船體板的屬性與船體板結(jié)構(gòu)形式屬性。根據(jù)實船CAD圖紙要求確定所有涉及到板的基本屬性，船體板的基本數(shù)據(jù)如表12所示。其中船體板材料的選取如表13所示。

在確定全船各位置船體板的基本屬性后，根據(jù)實船CAD圖紙要求確定所有船體板結(jié)構(gòu)形式的屬性，其中部分船體板結(jié)構(gòu)形式屬性示意如表14所示。

3.3 聲腔劃分與舾裝敷設(shè)

確定船體板屬性與船體板結(jié)構(gòu)形式屬性后，再確定船體各部分艙室的劃分形式與舾裝的敷設(shè)方式（舾裝按照對象船原始輸入狀態(tài)要求進行敷設(shè)），如表15所示。

4 多參數(shù)下全船艙室噪聲預(yù)報

在多參數(shù)的影響下，部分船舶艙室模態(tài)數(shù)如圖7所示。

由于模態(tài)數(shù)在計算頻率（100～8 000 Hz）下都大于5，因此滿足統(tǒng)計能量法的基本要求[5]。將所選研究對象艙室沿船首至船尾依次排開，對已確定的多參數(shù)方案影響下的船舶艙室噪聲數(shù)據(jù)進行整理，得到表16。

根據(jù)表16數(shù)據(jù)繪制多參數(shù)方案影響下的船舶艙室噪聲預(yù)報結(jié)果，如圖8所示，從左到右表示從船首至船尾依次分布的艙室。

圖8中2條線分別為巡航狀態(tài)下實船艙室噪聲測量值（實線）和多參數(shù)方案下的艙室噪聲計算值（虛線）。從圖中2種線的對比看出，船首艙室（5個）巡航狀態(tài)下實船艙室噪聲測量值的范圍為40.4～48.0 dB，船首艙室的平均噪聲測量值為44.0 dB；船首艙室多參數(shù)方案下的艙室噪聲計算值的范圍為41.0～48.5 dB，船首艙室的平均噪聲計算值為44.3 dB；船首艙室的平均測量值與平均計算值之間相差約0.3 dB。船中艙室（7個）巡航狀態(tài)下實船艙室噪聲測量值的范圍為48.4～70.6 dB，平均噪聲測量值為59.8 dB；船中艙室多參數(shù)方案下的艙室噪聲計算值的范圍為48.8～70.3 dB，平均噪聲計算值為60.2 dB；船中艙室的平均測量值與平均計算值之間相差約0.4 dB。船尾艙室（7個）巡航狀態(tài)下實船艙室噪聲測量值的范圍為50.6～59.2 dB，船尾艙室的平均噪聲計算值為54.5 dB；船尾艙室多參數(shù)方案下的艙室噪聲計算值的范圍為50.9～59.6 dB，平均噪聲計算值為54.8 dB；船尾艙室的平均測量值與平均計算值之間相差約0.3 dB。

因此，在考慮了激勵載荷、船體板結(jié)構(gòu)形式與聲腔子系統(tǒng)形式3種參數(shù)以及敷設(shè)舾裝后形成的船舶艙室噪聲預(yù)報方案，模型噪聲計算值與實船噪聲測量值之間的差異較小。分析圖8中2條線中的數(shù)據(jù)，計算多參數(shù)方案下艙室的平均噪聲值與巡航狀態(tài)下實船平均艙室噪聲測量值，得到表17。

表12 船體板基本屬性Tab. 12 Basic properties of plates

表13 船體板材料屬性Tab. 13 Material properties of plates

表14 部分船體板結(jié)構(gòu)形式屬性Tab. 14 Structural properties of plates

表15 各部分艙室的聲腔子系統(tǒng)形式與舾裝敷設(shè)Tab. 15 The forms of acoustic cavity's subsystem and laying outfitting

圖7 模態(tài)數(shù)Fig. 7 Modal number

從表17可看出，多參數(shù)方案下全船各部分艙室的平均艙室噪聲值與巡航狀態(tài)下實船艙室噪聲測量值的平均值十分接近。多參數(shù)方案與巡航狀態(tài)下實船相比，船首艙室、船中艙室、船尾艙室的平均噪聲計算值比平均噪聲測量值分別大0.3 dB，0.4 dB和0.3 dB。

表16 多參數(shù)方案下的全船艙室噪聲數(shù)據(jù)Tab. 16 Data of ship cabin noise under the multiparameter control

圖8 多參數(shù)方案影響下的艙室噪聲預(yù)報結(jié)果Fig. 8 Prediction result of ship cabin noise under the multiparameter control

表17 與實船巡航狀態(tài)下的結(jié)果進行對比Tab. 17 Conduct a comparison with the cabin noise results of actual cruising condition

因此全船巡航狀態(tài)下實船艙室平均測量值為53.7 dB，多參數(shù)方案船尾艙室的平均艙室噪聲值為54.0 dB，比實船平均艙室測量值僅大0.3 dB，符合利用統(tǒng)計能量法進行艙室噪聲預(yù)報時，計算值與實測值兩者之間最大相對誤差不超過3 dB的可接受范圍[5]，驗證了本文艙室噪聲預(yù)報方案的可行性，該結(jié)果符合實驗要求。由此可見本文多參數(shù)各項數(shù)據(jù)的選取總體上是準確的，形成的全流程預(yù)報方案合理且可行。

5 結(jié) 語

本文研究激勵載荷施加、船體板結(jié)構(gòu)形式、聲腔子系統(tǒng)形式以及敷設(shè)舾裝4種參數(shù)下船體各部分艙室噪聲的影響，并與巡航狀態(tài)下船首部分、船中部分以及船尾部分的艙室噪聲進行對比，驗證了所選多參數(shù)方案的合理性與可行性。多參數(shù)方案具體選取與結(jié)論如下：

1）本文采用的激勵載荷分為船舶空氣噪聲激勵載荷及設(shè)備振動載荷2種，船體板結(jié)構(gòu)形式在定義時注意加筋間距與加筋方向。

2）根據(jù)艙室所在位置進行聲腔子系統(tǒng)形式與舾裝敷設(shè)。船首艙室采用縱向排列2倍聲腔（長10 m，寬5 m，高5 m）的聲腔子系統(tǒng)形式，并以采用D方案（艙壁首先敷設(shè)20+20 mm厚多晶絲防火板其次外貼DFR-2阻燃棉白布）進行舾裝敷設(shè)為主；船中艙室采用4倍聲腔大?。ㄩL10 m，寬10 m，高5 m）的聲腔子系統(tǒng)形式，并以采用B方案（艙壁首先敷設(shè)100 mm厚浦森2號其次外貼DFR-2阻燃棉白布）進行舾裝敷設(shè)為主；船尾艙室采用橫向排列2倍聲腔大?。ㄩL5 m，寬10 m，高5 m）的聲腔子系統(tǒng)形式，并以采用B方案（艙壁首先敷設(shè)100 mm厚浦森2號其次外貼DFR-2阻燃棉白布）進行舾裝敷設(shè)為主。

3）多參數(shù)方案下全船各部分艙室的平均艙室噪聲值與巡航狀態(tài)下實船艙室噪聲測量值的平均值十分接近，全船巡航狀態(tài)下實船艙室平均測量值為53.7 dB，多參數(shù)方案船尾艙室的平均艙室噪聲值為54.0 dB，比實船平均艙室測量值大0.3 dB；兩者之間最大相對誤差不超過3 dB，在可接受范圍之內(nèi)[5]，驗證了基于統(tǒng)計能量法的本文噪聲預(yù)報方案的可行性。