超深水半潛式鉆井平臺機艙艙室噪聲預(yù)報與控制

王娜， 呂東方， 劉一鳴， 靳國永， 劉志剛

(哈爾濱工程大學(xué) 動力與能源工程學(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上部工作甲板位置安裝有很多大型設(shè)備，設(shè)備運行時機腳振動激勵及設(shè)備直接輻射產(chǎn)生的空氣噪聲，通過平臺結(jié)構(gòu)和聲傳遞路徑傳到鉆井平臺各個艙室，對平臺艙室的聲學(xué)環(huán)境產(chǎn)生較大影響[1]。目前船舶制造行業(yè)在設(shè)計初期不重視聲學(xué)設(shè)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(shè)計階段預(yù)報和評估平臺艙室噪聲，根據(jù)預(yù)報評估結(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的搭建周期和成本。近年來，海洋鉆井平臺艙室噪聲的預(yù)報和控制都有了較大進(jìn)展。

目前常用的艙室噪聲預(yù)報理論主要是有限元、邊界元和統(tǒng)計能量等理論[1]。惠寧等[2]基于統(tǒng)計能量法建立海洋平臺艙室噪聲預(yù)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(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)計能量法分別預(yù)報了海洋平臺的艙室噪聲，并根據(jù)預(yù)報結(jié)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(yīng)用統(tǒng)計能量商業(yè)軟件預(yù)報了高速船舶的艙室噪聲，并將艙室噪聲的預(yù)報結(jié)果與實船測試值進(jìn)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(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，研究了采用復(fù)合結(jié)構(gòu)的隔聲效果。Ford等[9]為驗證復(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隔聲結(jié)構(gòu)的隔聲性能。對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)的隔聲量的計算方法，同時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(yù)報模型，對柴油發(fā)電機組艙室及其相鄰艙室的噪聲進(jìn)行分頻段預(yù)報和分析，預(yù)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(biāo)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(jié)構(gòu)對艙室噪聲的影響和降噪效果。

1 艙室噪聲預(yù)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(guān)鍵節(jié)點，進(jìn)而在統(tǒng)計能量仿真軟件VA One中依據(jù)關(guān)鍵節(jié)點建立結(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，同時將對應(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)型式相對復(fù)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(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。在實際航行過程中水線以下浮筏外殼結(jié)構(gòu)會向海中輻射噪聲，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(yù)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(guān)，設(shè)鉆井平臺系統(tǒng)的模態(tài)數(shù)為N，當(dāng)子系統(tǒng)的模態(tài)數(shù)N≥5時，可采用統(tǒng)計能量法預(yù)報艙室噪聲；當(dāng)子系統(tǒng)的模態(tài)數(shù)1

根據(jù)模態(tài)計算結(jié)果，當(dāng)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(yù)報艙室噪聲；當(dāng)頻率位于20～100 Hz，即N≤1時，可采用有限元法預(yù)報艙室噪聲。當(dāng)頻率位于100～200 Hz，即1

2.2 鉆井平臺艙室噪聲預(yù)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(biāo)艙室的噪聲主要由設(shè)備機腳振動加速度載荷及設(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)由機腳的振動加速度產(chǎn)生，通過平臺結(jié)構(gòu)傳至目標(biāo)艙室；2)由機組運行時在機組艙室產(chǎn)生的聲功率，通過艙室空氣及平臺結(jié)構(gòu)傳至目標(biāo)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(biāo)艙室高頻段噪聲預(yù)報

本文研究的目標(biāo)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(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(nèi)的聲壓級(A計權(quán))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(quán))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(quán))如圖5所示。

由圖5可知，與機組相鄰艙室內(nèi)的聲壓級在各頻率處相差可忽略不計。各目標(biāo)艙室內(nèi)的總聲級(A計權(quán))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(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(biāo)艙室中頻段噪聲預(yù)報

當(dāng)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(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)電機組艙室及其相鄰艙室的聲壓級(A計權(quán))如圖7所示。

圖7 目標(biāo)艙室的聲壓級(A計權(quán))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(yuǎn)遠(yuǎn)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(quán))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(quán)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(shù)據(jù)可知，中頻段內(nèi)的總聲級遠(yuǎn)小于高頻段的總聲級。在預(yù)報目標(biāo)艙室噪聲時，中頻段噪聲可以忽略不計。

2.2.4 目標(biāo)艙室低頻段噪聲預(yù)報

當(dāng)計算頻率大于20 Hz且小于100 Hz時，預(yù)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(jù)平臺的幾何模型建立平臺的離散化網(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)格及平臺附近流場網(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(zhì)量與基座的連接是通過剛性單元與對應(yīng)節(jié)點的剛性連接實現(xiàn)的。其中，機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，在模型的質(zhì)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(shè)定計算參數(shù)，頻段為20～100 Hz、計算步長為10 Hz。在設(shè)備機腳振動加速度載荷及設(shè)備聲功率載荷的共同的作用下，目標(biāo)艙室的聲壓級曲線(A計權(quán))如圖9所示。由圖9可知，計算頻段范圍內(nèi)，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(quán)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(quán))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(quán)總聲壓級

由表1可知，目標(biāo)艙室的低頻段噪聲總聲級遠(yuǎn)小于高頻段噪聲總聲級。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(quán))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(quán)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(quán))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(quán)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(shù)據(jù)可知，在2種工況下，目標(biāo)艙室的聲壓級(A計權(quán))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(biāo)艙室的聲壓級主要受到該艙室內(nèi)部的柴油發(fā)電機組載荷的影響。圖中數(shù)據(jù)可知，全工況下各機組所在艙室之間的影響很小。在設(shè)計目標(biāo)艙室噪聲控制方案時，應(yīng)主要控制由目標(biāo)艙室內(nèi)部的噪聲，對于內(nèi)部無激勵源的艙室，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個柴油發(fā)電機組艙室的結(jié)構(gòu)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(shè)備機腳振動加速度載荷及設(shè)備聲功率載荷的分別激勵下，目標(biāo)艙室的聲壓級曲線(A計權(quán))如圖12所示。

圖12 設(shè)備機腳振動加速度載荷及設(shè)備聲功率載荷分別作用下各機組艙室的A計權(quán)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(shè)備機腳振動加速度載荷及設(shè)備聲功率載荷的激勵作用下，目標(biāo)艙室的A計權(quán)聲壓級先增后減。且柴油發(fā)電機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)備機腳振動加速度載荷及設(shè)備聲功率載荷的分別作用下，艙室1、2、4的A計權(quán)聲壓級曲線如圖13所示。

圖13 設(shè)備機腳振動加速度載荷及設(shè)備聲功率載荷分別作用下各相鄰艙室的A計權(quán)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(shè)備聲功率載荷作用下艙室1、2、4的聲壓級比設(shè)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(jìn)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(biāo)艙室的噪聲水平：

1)可采用在激勵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)艙室聲壓級的目的;2)將激勵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;3)在產(chǎn)生激勵的設(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。

分析在激勵源所在的艙室敷設(shè)的吸聲層厚度對目標(biāo)艙室聲壓級的影響，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。在激勵源所在的艙室壁面敷設(shè)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(shù)據(jù)可知，敷設(shè)吸聲材料后，目標(biāo)艙室內(nèi)的聲壓級達(dá)到了《海上固定平臺安全規(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)艙室的聲壓級水平進(jìn)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(biāo)艙室的聲壓級如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)艙室的總聲壓級將逐漸變小。同時，吸聲材料的吸聲效果也會逐漸減小。當(dāng)吸聲材料的厚度大于0.05 m后，目標(biāo)艙室的總聲級變化趨于平緩。

圖14 艙壁敷設(shè)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(shù)值時，目標(biāo)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(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

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(jìn)一步降低柴油機艙室噪聲，可采用在柴油發(fā)電機組外側(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)會對隔聲罩隔聲性能產(chǎn)生不利影響[21]，本文設(shè)計了新型封蓋結(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

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

圖19 柴油發(fā)電機組安裝隔聲罩后的噪聲預(yù)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(nèi)的A計權(quán)聲壓級曲線如圖20所示。

表5 設(shè)置隔聲罩前后各艙室的總聲級(A計權(quán))

圖20 噪聲控制方案3下各艙室內(nèi)A計權(quán)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(biāo)艙室聲壓級主要發(fā)電機組聲功率載荷產(chǎn)生，安裝隔聲罩對控制設(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，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)生的噪聲對總聲級的貢獻(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減少量低于設(shè)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(jié)構(gòu)對于噪聲控制就會有更好的效果。

3 結(jié)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(yù)報鉆井平臺艙室的聲壓級，結(jié)果表明艙室噪聲的主要貢獻(xiàn)為柴油發(fā)電機組直接輻射產(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趨于平緩，最大降低14 dB。柴油發(fā)電機組艙室壁板采用復(fù)合結(jié)構(gòu)后，相對于敷設(shè)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(jié)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。