王娜， 呂東方， 劉一鳴， 靳國(guó)永， 劉志剛

(哈爾濱工程大學(xué) 動(dòng)力與能源工程學(xué)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(tái)上部工作甲板位置安裝有很多大型設(shè)備，設(shè)備運(yùn)行時(shí)機(jī)腳振動(dòng)激勵(lì)及設(shè)備直接輻射產(chǎn)生的空氣噪聲，通過平臺(tái)結(jié)構(gòu)和聲傳遞路徑傳到鉆井平臺(tái)各個(gè)艙室，對(duì)平臺(tái)艙室的聲學(xué)環(huán)境產(chǎn)生較大影響[1]。目前船舶制造行業(yè)在設(shè)計(jì)初期不重視聲學(xué)設(shè)計(jì)，僅在后期采取補(bǔ)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(huì)增加鉆井平臺(tái)的建造成本。在鉆井平臺(tái)的設(shè)計(jì)階段預(yù)報(bào)和評(píng)估平臺(tái)艙室噪聲，根據(jù)預(yù)報(bào)評(píng)估結(jié)果制定相應(yīng)的控制措施和方案，可以有效縮短和降低鉆井平臺(tái)的搭建周期和成本。近年來，海洋鉆井平臺(tái)艙室噪聲的預(yù)報(bào)和控制都有了較大進(jìn)展。

目前常用的艙室噪聲預(yù)報(bào)理論主要是有限元、邊界元和統(tǒng)計(jì)能量等理論[1]?；輰幍萚2]基于統(tǒng)計(jì)能量法建立海洋平臺(tái)艙室噪聲預(yù)報(bào)模型，探索了海洋平臺(tái)艙室的噪聲特性規(guī)律，并對(duì)發(fā)電機(jī)艙室敷設(shè)高隔音復(fù)合巖棉板進(jìn)行降噪處理。陳剛等[3-4]基于統(tǒng)計(jì)能量法分別預(yù)報(bào)了海洋平臺(tái)的艙室噪聲，并根據(jù)預(yù)報(bào)結(jié)果分析了吸聲材料對(duì)海洋平臺(tái)艙室噪聲的影響。邱斌等[5]應(yīng)用統(tǒng)計(jì)能量商業(yè)軟件預(yù)報(bào)了高速船舶的艙室噪聲，并將艙室噪聲的預(yù)報(bào)結(jié)果與實(shí)船測(cè)試值進(jìn)行對(duì)比分析，驗(yàn)證了該方法的可行性。對(duì)于控制鉆井平臺(tái)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(dòng)噪聲主要是改進(jìn)消聲器結(jié)構(gòu)，馮冠東等[6]采用消聲器控制艙室噪聲。復(fù)合結(jié)構(gòu)也是一種常用的隔聲手段，為研究復(fù)合結(jié)構(gòu)的隔聲效果，London[7-8]采用混響聲源激勵(lì)，研究了采用復(fù)合結(jié)構(gòu)的隔聲效果。Ford等[9]為驗(yàn)證復(fù)合結(jié)構(gòu)的可行性，通過改變復(fù)合結(jié)構(gòu)中阻尼材料的厚度來測(cè)量復(fù)合結(jié)構(gòu)的隔聲性能。結(jié)果表明復(fù)合結(jié)構(gòu)的隔聲量隨著結(jié)構(gòu)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(duì)復(fù)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(shí)隔聲結(jié)構(gòu)的隔聲性能。對(duì)于表面帶有約束板的阻尼結(jié)構(gòu)，Shanbhag等[13]給出了該結(jié)構(gòu)的隔聲量的計(jì)算方法，同時(shí)他們還研究了約束型阻尼復(fù)合板的隔聲性能，進(jìn)一步發(fā)展了隔聲理論。

本文針對(duì)超深水鉆井平臺(tái)艙室噪聲的控制問題，首先建立了鉆井平臺(tái)艙室全頻段噪聲預(yù)報(bào)模型，對(duì)柴油發(fā)電機(jī)組艙室及其相鄰艙室的噪聲進(jìn)行分頻段預(yù)報(bào)和分析，預(yù)報(bào)不同載荷作用下發(fā)電機(jī)組所在艙室以及發(fā)與電機(jī)組相鄰艙室的噪聲，分析目標(biāo)艙室噪聲的影響因素，針對(duì)艙室噪聲過高的問題開展鉆井平臺(tái)艙室噪聲控制，并分析了柴油發(fā)電機(jī)組加裝隔聲罩結(jié)構(gòu)對(duì)艙室噪聲的影響和降噪效果。

1 艙室噪聲預(yù)報(bào)模型

常用的統(tǒng)計(jì)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(guān)鍵節(jié)點(diǎn)，進(jìn)而在統(tǒng)計(jì)能量仿真軟件VA One中依據(jù)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)建立結(jié)構(gòu)子系統(tǒng)，最后通過結(jié)構(gòu)子系統(tǒng)之間構(gòu)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(jìn)而通過有限元前處理軟件建立離散化網(wǎng)格模型，同時(shí)將對(duì)應(yīng)的材料參數(shù)賦予到網(wǎng)格模型中，最后將帶有屬性卡的網(wǎng)格模型導(dǎo)入VA One中，直接建立結(jié)構(gòu)子系統(tǒng)并進(jìn)一步通過結(jié)構(gòu)子系統(tǒng)構(gòu)建聲腔子系統(tǒng)。由于本文模型尺寸較大且結(jié)構(gòu)型式相對(duì)復(fù)雜，因而采用方法2建立鉆井平臺(tái)統(tǒng)計(jì)能量模型。超深水半潛式鉆井平臺(tái)的幾何模型和材料屬性卡如圖1所示。

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

鉆井平臺(tái)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(jié)構(gòu)主要采用曲率的平板子系統(tǒng)進(jìn)行模擬，船體內(nèi)部艙室采用聲腔和管道子系統(tǒng)進(jìn)行模擬。在實(shí)際航行過程中水線以下浮筏外殼結(jié)構(gòu)會(huì)向海中輻射噪聲，因此通過設(shè)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(shè)置空氣中的半無限流體子系統(tǒng)。鉆井平臺(tái)統(tǒng)計(jì)能量分析模型如圖2所示。

圖2 鉆井平臺(tái)統(tǒng)計(jì)能量分析模型Fig.2 Statistical energy analysis model of drilling platform

2 艙室噪聲預(yù)報(bào)與控制

2.1 分析頻段的劃分

艙室噪聲的計(jì)算方法與模型子系統(tǒng)的模態(tài)息息相關(guān)，設(shè)鉆井平臺(tái)系統(tǒng)的模態(tài)數(shù)為N，當(dāng)子系統(tǒng)的模態(tài)數(shù)N≥5時(shí)，可采用統(tǒng)計(jì)能量法預(yù)報(bào)艙室噪聲；當(dāng)子系統(tǒng)的模態(tài)數(shù)1

根據(jù)模態(tài)計(jì)算結(jié)果，當(dāng)計(jì)算的頻率位于200～8 000 Hz，即N≥5時(shí)，可采用統(tǒng)計(jì)能量法預(yù)報(bào)艙室噪聲；當(dāng)頻率位于20～100 Hz，即N≤1時(shí)，可采用有限元法預(yù)報(bào)艙室噪聲。當(dāng)頻率位于100～200 Hz，即1

2.2 鉆井平臺(tái)艙室噪聲預(yù)報(bào)

2.2.1 激勵(lì)載荷輸入

鉆井平臺(tái)上共有6組柴油發(fā)電機(jī)組，6組柴油發(fā)電機(jī)組兩兩一組分別放置在3個(gè)艙室中，柴油發(fā)電機(jī)中柴油機(jī)的型號(hào)為瓦錫蘭12V32，柴油機(jī)機(jī)組額定功率為5 530 kW。柴油發(fā)電機(jī)組工作過程中，目標(biāo)艙室的噪聲主要由設(shè)備機(jī)腳振動(dòng)加速度載荷及設(shè)備聲功率載荷作用產(chǎn)生。目標(biāo)艙室的噪聲主要有2種來源：1)由機(jī)腳的振動(dòng)加速度產(chǎn)生，通過平臺(tái)結(jié)構(gòu)傳至目標(biāo)艙室；2)由機(jī)組運(yùn)行時(shí)在機(jī)組艙室產(chǎn)生的聲功率，通過艙室空氣及平臺(tái)結(jié)構(gòu)傳至目標(biāo)艙室。因此本文的激勵(lì)載荷包含機(jī)腳振動(dòng)加速度以及輻射聲功率載荷，在仿真分析時(shí)分別加在機(jī)腳和機(jī)組艙室位置。

2.2.2 目標(biāo)艙室高頻段噪聲預(yù)報(bào)

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

圖3 目標(biāo)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(lì)下，放置發(fā)電機(jī)組的艙室聲壓級(jí)隨頻率變化如圖4所示。由圖4可知，3個(gè)柴油發(fā)電機(jī)組艙室的聲壓級(jí)無明顯差異。隨著頻率的逐漸增高，發(fā)電機(jī)組所在艙室內(nèi)的聲壓級(jí)(A計(jì)權(quán))先增大后減小。同時(shí)各艙室的總聲級(jí)為126.7 dB左右。

圖4 柴油發(fā)電機(jī)組所在艙室的聲壓級(jí)(A計(jì)權(quán))Fig.4 SPL(A)of each diesel generator cabin under full working condition

2種載荷激勵(lì)下，發(fā)電機(jī)組相鄰艙室的聲壓級(jí)(A計(jì)權(quán))如圖5所示。

由圖5可知，與機(jī)組相鄰艙室內(nèi)的聲壓級(jí)在各頻率處相差可忽略不計(jì)。各目標(biāo)艙室內(nèi)的總聲級(jí)(A計(jì)權(quán))為104 dB左右。

圖5 柴油發(fā)電機(jī)組相鄰艙室的聲壓級(jí)(A計(jì)權(quán))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(tái)聲壓級(jí)云圖如圖6所示。

圖6 鉆井平臺(tái)總聲級(jí)云圖Fig.6 Cloud map of total sound level of drilling platform

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

2.2.3 目標(biāo)艙室中頻段噪聲預(yù)報(bào)

當(dāng)計(jì)算頻率大于100 Hz且小于200 Hz時(shí)，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(shù)大于1且小于5的結(jié)構(gòu)子系統(tǒng)替換為有限元模型[17]。

全工況下，柴油發(fā)電機(jī)組艙室及其相鄰艙室的聲壓級(jí)(A計(jì)權(quán))如圖7所示。

圖7 目標(biāo)艙室的聲壓級(jí)(A計(jì)權(quán))對(duì)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(jī)組艙室的聲壓級(jí)遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于相鄰艙室的聲壓級(jí)。

全工況下，頻率位于200～8 000 Hz時(shí)，柴油發(fā)電機(jī)組艙室及其相鄰艙室的總聲級(jí)(A計(jì)權(quán))見表1。

表1 中高頻段柴油發(fā)電機(jī)組艙室及其相鄰艙室的A計(jì)權(quán)總聲壓級(jí)

在表1中，中高頻段總聲級(jí)L3的計(jì)算公式為：

(1)

由表1數(shù)據(jù)可知，中頻段內(nèi)的總聲級(jí)遠(yuǎn)小于高頻段的總聲級(jí)。在預(yù)報(bào)目標(biāo)艙室噪聲時(shí)，中頻段噪聲可以忽略不計(jì)。

2.2.4 目標(biāo)艙室低頻段噪聲預(yù)報(bào)

當(dāng)計(jì)算頻率大于20 Hz且小于100 Hz時(shí)，預(yù)報(bào)鉆井平臺(tái)的艙室噪聲可以采用有限元理論[18]，運(yùn)用有限元法的步驟如下：

1)首先根據(jù)平臺(tái)的幾何模型建立平臺(tái)的離散化網(wǎng)格模型模型，將子系統(tǒng)的材料屬性等參數(shù)賦予各結(jié)構(gòu)；

2)建立目標(biāo)艙室內(nèi)部空氣網(wǎng)格及平臺(tái)附近流場(chǎng)網(wǎng)格；

3)在Virtual. Lab中施加載荷及相應(yīng)的邊界條件，然后進(jìn)行聲場(chǎng)計(jì)算。

在計(jì)算鉆井平臺(tái)的低頻段艙室噪聲時(shí)，激勵(lì)的選取與統(tǒng)計(jì)能量法相同。

在低頻計(jì)算模型中，集中質(zhì)量與基座的連接是通過剛性單元與對(duì)應(yīng)節(jié)點(diǎn)的剛性連接實(shí)現(xiàn)的。其中，機(jī)械載荷的加載采用集中質(zhì)量法，使用mass21單元來定義質(zhì)量節(jié)點(diǎn)，在模型的質(zhì)量節(jié)點(diǎn)上加載集中力。最終的低頻計(jì)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(shè)定計(jì)算參數(shù)，頻段為20～100 Hz、計(jì)算步長(zhǎng)為10 Hz。在設(shè)備機(jī)腳振動(dòng)加速度載荷及設(shè)備聲功率載荷的共同的作用下，目標(biāo)艙室的聲壓級(jí)曲線(A計(jì)權(quán))如圖9所示。由圖9可知，計(jì)算頻段范圍內(nèi)，各柴油發(fā)電機(jī)組所在艙室的聲壓級(jí)均比與其相鄰的艙室的聲壓級(jí)大。同時(shí)，隨著計(jì)算頻率的增加，各艙室的聲壓級(jí)的變化趨于一致。

圖9 各艙室中心點(diǎn)處的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)對(duì)比Fig.9 Comparison of SPL(A)at the center of each cabin

全載荷激勵(lì)下，鉆井平臺(tái)各艙室總聲級(jí)(A計(jì)權(quán))見表2。

表2 全工況下柴油發(fā)電機(jī)組艙室及其相鄰艙室的A計(jì)權(quán)總聲壓級(jí)

由表1可知，目標(biāo)艙室的低頻段噪聲總聲級(jí)遠(yuǎn)小于高頻段噪聲總聲級(jí)。因此，艙室噪聲的主要控制方向應(yīng)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(jī)組2運(yùn)行時(shí)(以下稱該工況為工況一)各機(jī)組艙室的聲壓級(jí)(A計(jì)權(quán))如圖10所示。

圖10 工況1下各柴油發(fā)電機(jī)組艙室的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)對(duì)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(jī)組艙室2的聲壓級(jí)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(jí)基本相同。

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

圖11 柴油發(fā)電機(jī)組艙室2在全工況與工況1下的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)對(duì)比Fig.11 Comparison of SPL(A)of cabin 2 of diesel generator under full and operating conditions one

由圖11數(shù)據(jù)可知，在2種工況下，目標(biāo)艙室的聲壓級(jí)(A計(jì)權(quán))基本保持一致，艙室聲壓級(jí)隨著頻率的逐漸增加會(huì)先增大而后減小，這是由于目標(biāo)艙室的聲壓級(jí)主要受到該艙室內(nèi)部的柴油發(fā)電機(jī)組載荷的影響。圖中數(shù)據(jù)可知，全工況下各機(jī)組所在艙室之間的影響很小。在設(shè)計(jì)目標(biāo)艙室噪聲控制方案時(shí)，應(yīng)主要控制由目標(biāo)艙室內(nèi)部的噪聲，對(duì)于內(nèi)部無激勵(lì)源的艙室，應(yīng)該在噪聲的傳遞路徑上采取適當(dāng)措施，以達(dá)到控制目標(biāo)艙室噪聲的目的。

3個(gè)柴油發(fā)電機(jī)組艙室的結(jié)構(gòu)完全相同，且大體上呈對(duì)稱形式分布，因此，有必要研究不同工況下，柴油發(fā)電機(jī)組艙室1與柴油發(fā)電機(jī)組艙室2的噪聲。在設(shè)備機(jī)腳振動(dòng)加速度載荷及設(shè)備聲功率載荷的分別激勵(lì)下，目標(biāo)艙室的聲壓級(jí)曲線(A計(jì)權(quán))如圖12所示。

圖12 設(shè)備機(jī)腳振動(dòng)加速度載荷及設(shè)備聲功率載荷分別作用下各機(jī)組艙室的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)對(duì)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(shè)備機(jī)腳振動(dòng)加速度載荷及設(shè)備聲功率載荷的激勵(lì)作用下，目標(biāo)艙室的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)先增后減。且柴油發(fā)電機(jī)組艙室噪聲的主要貢獻(xiàn)為設(shè)備聲功率載荷產(chǎn)生的噪聲。

在設(shè)備機(jī)腳振動(dòng)加速度載荷及設(shè)備聲功率載荷的分別作用下，艙室1、2、4的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)曲線如圖13所示。

圖13 設(shè)備機(jī)腳振動(dòng)加速度載荷及設(shè)備聲功率載荷分別作用下各相鄰艙室的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)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(shè)備聲功率載荷作用下艙室1、2、4的聲壓級(jí)比設(shè)備機(jī)腳振動(dòng)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(jī)組艙室1的總聲壓級(jí)為94.8 dBA和128.7 dBA，2者差值為33.9 dBA。2個(gè)聲級(jí)進(jìn)行疊加時(shí)，如果待疊加的2聲級(jí)相差15 dB以上時(shí)，可將較大的聲級(jí)直接視為總聲級(jí)[15]。綜上，本文將采取以下幾個(gè)措施來控制目標(biāo)艙室的噪聲水平：

1)可采用在激勵(lì)源所在的艙室壁面敷設(shè)吸聲材料的措施來達(dá)到降低目標(biāo)艙室聲壓級(jí)的目的;2)將激勵(lì)源所在的艙室壁面改為復(fù)合壁面，可有效地降低目標(biāo)艙室的聲壓級(jí);3)在產(chǎn)生激勵(lì)的設(shè)備外側(cè)安裝隔聲結(jié)構(gòu)，可在以上的降噪效果上進(jìn)一步降低目標(biāo)艙室的聲壓級(jí)。

分析在激勵(lì)源所在的艙室敷設(shè)的吸聲層厚度對(duì)目標(biāo)艙室聲壓級(jí)的影響，本文選用的吸聲材料各參數(shù)分別為：孔隙率0.95、流阻3.2、密度50 kg/m3。在激勵(lì)源所在的艙室壁面敷設(shè)50 mm的吸聲層時(shí)(方案1)，各艙室的聲壓級(jí)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(jí)

由表3數(shù)據(jù)可知，敷設(shè)吸聲材料后，目標(biāo)艙室內(nèi)的聲壓級(jí)達(dá)到了《海上固定平臺(tái)安全規(guī)則》中要求的標(biāo)準(zhǔn)。在此基礎(chǔ)上，本文將采取其余的降噪方案，使得目標(biāo)艙室的聲壓級(jí)水平進(jìn)一步降低。

分別在激勵(lì)源所在艙室壁面添加25、50、100 mm厚的吸聲層，各標(biāo)艙室的聲壓級(jí)如14所示。

由表3及圖14數(shù)據(jù)可知，隨著艙壁表面別敷設(shè)的吸聲材料厚度的逐漸增大，目標(biāo)艙室的總聲壓級(jí)將逐漸變小。同時(shí)，吸聲材料的吸聲效果也會(huì)逐漸減小。當(dāng)吸聲材料的厚度大于0.05 m后，目標(biāo)艙室的總聲級(jí)變化趨于平緩。

圖14 艙壁敷設(shè)不同厚度吸聲材料時(shí)柴油發(fā)電機(jī)組艙室_1的總聲級(jí)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(shù)值時(shí)，目標(biāo)艙室的聲壓級(jí)隨著吸聲材料厚度的增加不會(huì)有效降低。為得到控制艙室噪聲的合理方案，本文將采用復(fù)合型艙壁，艙壁結(jié)構(gòu)如圖15所示。

在圖15所示的結(jié)構(gòu)中，復(fù)合結(jié)構(gòu)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(fù)合型艙壁(以下稱為噪聲控制方案2)前后，目標(biāo)艙室的聲壓級(jí)水平見表4。

圖15 復(fù)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(jí)

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

為了進(jìn)一步降低柴油機(jī)艙室噪聲，可采用在柴油發(fā)電機(jī)組外側(cè)添加隔聲罩的方法[20]，隔聲罩結(jié)構(gòu)如圖16所示。

圖16 隔聲罩結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)會(huì)對(duì)隔聲罩隔聲性能產(chǎn)生不利影響[21]，本文設(shè)計(jì)了新型封蓋結(jié)構(gòu)如圖18所示。新型封蓋的尺寸為：0.6 m×0.4 m×0.05 m，其內(nèi)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(lì)設(shè)備附近位置安裝隔聲結(jié)構(gòu)(方案3)后，鉆井平臺(tái)的噪聲預(yù)報(bào)模型如圖19所示。目標(biāo)艙室的總聲如下表所示。

圖19 柴油發(fā)電機(jī)組安裝隔聲罩后的噪聲預(yù)報(bào)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(jī)組安裝隔聲罩后，各發(fā)電機(jī)組所在艙室的總聲級(jí)降低了大約30 dB，與發(fā)電機(jī)組相鄰的艙室總聲級(jí)降低了大約5 dB。在噪聲控制方案3的作用下，柴油機(jī)艙室1、2與柴油發(fā)電機(jī)組艙室相鄰的艙室1、2、3、4內(nèi)的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)曲線如圖20所示。

表5 設(shè)置隔聲罩前后各艙室的總聲級(jí)(A計(jì)權(quán))

圖20 噪聲控制方案3下各艙室內(nèi)A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)對(duì)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(jī)組所在艙室之間的聲壓級(jí)差別很小，而與發(fā)電機(jī)組所在艙室相鄰的各艙室的聲壓級(jí)則有一定的差異。目標(biāo)艙室聲壓級(jí)主要發(fā)電機(jī)組聲功率載荷產(chǎn)生，安裝隔聲罩對(duì)控制設(shè)備所在艙室的噪聲有著良好的效果。而聲功率載荷產(chǎn)生的噪聲傳至設(shè)備相鄰艙室時(shí)，由于聲功率載荷產(chǎn)生的噪聲數(shù)值隨著傳播距離衰減，距離聲源位置越遠(yuǎn)，設(shè)備聲功率載荷產(chǎn)生的噪聲對(duì)總聲級(jí)的貢獻(xiàn)也就越低，因此加裝隔聲罩結(jié)構(gòu)后與設(shè)備相鄰艙室的聲壓級(jí)減少量低于設(shè)備所在艙室的聲壓級(jí)。綜上，距離聲源距離越近，加裝隔聲罩結(jié)構(gòu)對(duì)于噪聲控制就會(huì)有更好的效果。

3 結(jié)論

1)分別采用統(tǒng)計(jì)能量法、有限元-統(tǒng)計(jì)能量混合法及有限元法分頻段預(yù)報(bào)鉆井平臺(tái)艙室的聲壓級(jí)，結(jié)果表明艙室噪聲的主要貢獻(xiàn)為柴油發(fā)電機(jī)組直接輻射產(chǎn)生的空氣噪聲。

2)采用復(fù)合結(jié)構(gòu)艙壁及帶新型封蓋的隔聲罩，仿真計(jì)算后，目標(biāo)艙室降噪效果隨著吸聲材料的厚度而增加，在吸聲材料達(dá)到一定厚度以后艙室總聲級(jí)趨于平緩，最大降低14 dB。柴油發(fā)電機(jī)組艙室壁板采用復(fù)合結(jié)構(gòu)后，相對(duì)于敷設(shè)單層吸聲材料，柴油發(fā)電機(jī)組艙室相鄰艙室的聲壓級(jí)降低了3 dB～4 dB。

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