一人橋樓駕駛室振動分析和結構優(yōu)化

(上海繹凱船舶設計有限公司，上海 200030)

近幾年船東選擇一人橋樓或大視野大跨距駕駛室設計成為一種趨勢，船級社規(guī)范對一人橋樓入級符號有安全性要求和舒適性要求兩部分內容，但目前大多數文獻只關注了安全性，即工作站視野、功能性布局以及設備配備的要求，忽略了舒適性即振動和噪聲的要求[1]。而這一類駕駛室設計常有較大的結構削減，例如，前圍壁和側圍壁通常采用大窗門，窗玻璃間的圍壁結構幾乎消失，尤其是外觀為無折角的“一”字形前圍壁時，結構連續(xù)性受到極大破壞；并且羅經甲板跨距一般比較大，例如全封閉駕駛室，或者為了騰出視線角度，將內圍壁整體移到駕駛室后方的[2]，羅經甲板的橫向或縱向跨距會大大加長，甲板板架的質量也隨之增加。這些圍壁結構連續(xù)性、甲板跨距和質量的變化，導致結構固有頻率降低，駕駛室更容易與螺旋槳或主機發(fā)生低頻共振并形成二次噪聲，設計可能無法滿足舒適性要求。

目前大多數研究認為，上建甲板在水平方向的振動屬于上建整體振動的一部分，在局部振動計算時不需要單獨考慮甲板的水平振動，因此，駕駛室計算的有限元模型范圍往往只有一到兩層甲板[3]；但一人橋樓駕駛室由于剪力墻數量少，羅經甲板水平振動與上建整體振動的模態(tài)相對獨立，因此振動計算模型需要進行修正。以往采用結構加強方案進行振動控制，屬于做“加法”的減振[4]；但一人橋樓由于駕駛甲板以上的所有結構共同組成一個連續(xù)振動系統，常規(guī)的局部加強并不能顯著提高系統剛度，因此其振動控制可以探討輕量化，即做“減法”減振的可能性。

1 17 000 m3液化乙烯船簡介

1.1 設計參數和上建特征

某加注DNV船級社”NAUT- OC”入級符號的17 000 m3液化乙烯船，艉部上建共5層、從C甲板以上與煙囪分離，其駕駛室布置及羅經甲板結構見圖1。駕駛室設計為全封閉橋樓以改善靠泊作業(yè)環(huán)境，其橫向跨距較大，羅經甲板長10.75 m、寬23.2 m、板厚9 mm，下方有縱桁和強橫梁支撐，駕駛室中心高3 m，室內無支柱。駕駛室外圍壁結構見圖2，窗門為大開口，前窗寬為1 565～1 900 mm(駕控臺中心線正前方的窗除外)；前圍壁和側圍壁的上、下圍壁板厚度10 mm，但缺少中間圍壁板、上下不連續(xù)，無法形成有效的剪力墻；無開窗部分后圍壁的板厚為8 mm。此外，內圍壁板厚為8 mm或6 mm。

圖1 駕駛室布置及羅經甲板結構

圖2 駕駛室外圍壁結構

1.2 試航測試結果

本船試航振動測試除了要滿足DNV船級社對”NAUT- OC”船級符號的要求外，根據規(guī)格書還需滿足ISO6954—2000標準的推薦值；對比規(guī)范和標準，兩者實際上是一致的[5- 6]。試航記錄羅經甲板振動速度的峰值為：縱向4.8 mm/s、橫向2.4 mm/s、垂向10.0 mm/s，超出了ISO6954- 2000的推薦值；桅沒有發(fā)生共振，但羅經甲板上安裝的天線有部分受到損傷；駕駛室內圍壁正前方約1 m處有低頻嗡鳴聲，現場無法判斷是否為內圍壁板橫向共振激發(fā)的結構噪聲或羅經甲板垂向共振引起密閉空間容積周期性變化產生的氣壓脈動噪聲。

2 有限元模態(tài)計算

2.1 模型范圍和邊界

有限元模態(tài)計算的誤差主要來自于幾個方面：梁單元未考慮偏心或桁材單元類型不恰當引起的板架剛度誤差[7]；未考慮敷料或設備質量引起的質量分布誤差；模型過渡區(qū)過小引起的邊界剛度誤差。計算對比發(fā)現，當模型范圍只有兩層甲板時，其水平和垂向振動頻率的計算結果都明顯大于更多層甲板的模型，因此應盡量增加過渡區(qū)以減小邊界誤差。關于主船體，一方面由于羅經甲板低階模態(tài)的頻率在10～20 Hz，而主船體振動主要模態(tài)的頻率一般在10 Hz以下[8]，頻率已互相錯開，不需要考慮兩者間的耦合振動；另一方面，上建整體振動的主因是其整體剛度不夠，或外圍壁與橫艙壁的連續(xù)性不佳，與駕駛室設計基本無關，因此也就不需要考慮上建的整體振動，所以有限元模型中不需要建主船體。據此，采用整體上建模型進行計算，其中C甲板以上的獨立機艙棚予以忽略。計算對比發(fā)現，對模型的最下端節(jié)點使用簡支或固定約束對駕駛室模態(tài)的計算結果基本無影響，但后者能更好地避免由底層圍壁板的大量低階模態(tài)引起的模態(tài)失真。有限元模型及邊界約束條件如圖3所示。

圖3 有限元網格模型及邊界約束

2.2 單元尺寸和類型

模型網格尺寸為肋距×縱骨間距。駕駛室內支柱劃分為4個梁單元，以校核支柱自身是否可能發(fā)生橫向彎曲振動；骨材簡化為偏心梁單元；由于梁單元無法模擬與其他結構的焊接對型材的端部支撐，對于較高的桁材采用梁單元會帶來很大誤差，因此桁材的腹板選用殼單元進行模擬，而面板仍選用梁單元進行模擬；圍壁板和甲板板選用殼單元；敷料簡化為均布質量，設備簡化為質點；由于窗門不受力，對其不劃分網格而僅將質量均布到窗框上；桅下方支撐良好，繼發(fā)振動可能性較低[9]，因此僅對主筒體劃分網格，其余質量簡化為質點并通過多點約束連接到主筒體頂端節(jié)點上。

2.3 激振源

上建振動最主要的激勵源為螺旋槳和主機。本船主機CSR工況轉速96.5 r/min，經查主機資料，其主要不平衡力矩包括二次垂向彎矩778 kN·m、二階頻率3.22 Hz、一次H型傾覆力矩778 kN·m、缸頻8.04 Hz。本船為單機、四葉單槳、無減速齒輪，因此，得出葉頻為6.43 Hz，倍葉頻為12.87 Hz。

2.4 頻率儲備的目標值

頻率錯開設計，從運轉機械遠離結構共振區(qū)的方向來區(qū)分，存在亞臨界運轉(subcritical running)和超臨界運轉(supercritical running)兩種方法[9- 10]。鑒于超臨界運轉會對主機降速運轉有所限制而亞臨界運轉則沒有限制以及為了給項目后期減振留下余地，本文選用機械亞臨界運轉即結構固有頻率高于激勵頻率的設計方法。保守起見，沿各個振動方向的頻率儲備目標值先統一取20%[11]。

2.5 頻率計算結果

羅經甲板沿各個方向振動的一階頻率計算結果如表1，可見：

1)橫扭耦合振動基頻與螺旋槳倍葉頻比較接近，有可能發(fā)生共振。

2)垂向基頻與倍葉頻錯開不到20%，仍可能落在共振區(qū)內。

3)縱向基頻與倍葉頻錯開20%以上，已避開共振區(qū)。

表1 羅經甲板基頻計算結果

3 模態(tài)分析及結構優(yōu)化

計算表明，駕駛室振動最為嚴重且難以解決的是羅經甲板的局部振動。因此，分析其3個方向的模態(tài)特性。

3.1 羅經甲板模態(tài)分析

3.1.1 垂向振動

由于羅經甲板橫向跨距大，因此板架剛度主要取決于縱向跨距、板架邊界支撐主要靠內圍壁和前窗框，若將邊界看作彈性支座，則其彈性系數主要取決于內圍壁和前窗框的橫向彎曲剛度。

3.1.2 縱向振動

縱向振動的邊界約束主要為縱向剪力墻，對于一人橋樓駕駛室而言，上下連續(xù)的縱向外圍壁已基本消失，余下只有縱向內圍壁板，因此內圍壁的縱向長度較為關鍵。此外，若內圍壁空間布置左右不對稱，縱向振動還會與扭轉振動發(fā)生耦合。

3.1.3 橫扭耦合振動

空間上內、外圍壁前后布置不對稱，這樣的結構特點決定了橫向振動會與扭轉振動發(fā)生耦合；由于內圍壁為非圓截面，扭轉時還會伴隨羅經甲板翹曲。振型在水平面內的投影近似為以內圍壁中心為軸的旋轉振動，扭轉振動的約束主要靠內圍壁最外端壁板和后圍壁構成的圍井。

3.2 設計變量

在不改動駕駛室外形和功能區(qū)布置的前提下，只有增加邊界剛度、結構自身剛度或減輕振動系統的質量，才能提高結構頻率。選取設計變量及取值范圍見表2。

表2 敏感度分析中的變量及取值范圍

3.2.1 支柱

為了不在視線限制區(qū)域內增加新的盲區(qū)，將支柱位置設在內圍壁兩側的窗簾中間。由于駕駛甲板下一層的乘員艙室的振動指標更為嚴格，將支柱下端對齊下一層圍壁，以防止振動傳遞到駕駛甲板。預先對支柱橫向彎曲振動頻率進行校核，保守起見，參照兩端簡支等直梁的橫向振動基頻計算公式[12]

(1)

當采用圓管型支柱時，式(1)簡化為

(2)

代入支柱尺寸：直徑133 mm×管壁厚8 mm、高度3 m，得到基頻為39.6 Hz，滿足避振要求。

3.2.2 窗框

DNV船級社對”NAUT- OC”入級符號規(guī)定，視線限制區(qū)域的窗戶之間的分隔寬度不得超過150 mm，若使用加強筋，窗玻璃間的分隔寬度不得超過100 mm，加強筋高度不得超過120 mm。本船窗框原設計以窗玻璃間的外圍壁板作為分隔，板寬98 mm，其上焊接尺寸為100 mm×63 mm×8 mm的角鋼。若將該部分圍壁板和加強筋去掉，修改為尺寸120 mm×6 mm的方鋼作為窗框，可以提高其抗剪和抗彎扭剛度[13]，原設計和優(yōu)化設計方案對比見圖4。這種窗框目前難以滿足規(guī)范的A- 0級防火要求，但新IGC Code和MSC96已在考慮免除對駕駛室窗框的A- 0級要求。

圖4 駕駛室窗框原設計和優(yōu)化設計對比

3.3 敏感度分析和優(yōu)化設計

為便于對比各設計參數的敏感度，將各變量單獨搜索的結果列于表3，其中VA為原始設計。

1)對垂向振動頻率的敏感順序為1>8>7>4B>4A>4C>9>5，即最有效的方法是增設支柱，其次是加高羅經甲板強梁，而羅經甲板輕量化也有比較明顯的效果。

2)對縱向振動頻率的敏感順序為7>9>4A>3>2B>6=5，即最有效的方法是羅經甲板和舷墻的輕量化，加大強梁反而會使系統加重，進而降低頻率；其次改進窗框節(jié)點也有輕微效果；增設支柱有輕微反效果。

3)對橫扭耦合振動頻率的敏感順序為9>4B>5>4A>7>4C>2B，即最有效的方法是降低舷墻高度以減小轉動慣量，其次是改進窗框節(jié)點和加厚內圍壁板來提高扭振的內、外緣約束；羅經甲板輕量化也有較明顯的效果；支柱基本不起作用。

通過對1～9的組合形成兩種優(yōu)化方案VR1、VR2。其中VR2比VR1多出兩根室內支柱，對美觀有所影響，但由于VR2方案的垂向振動頻率顯著高于VR1，且實施方案仍能滿足一人橋樓的視線要求，本船最終選擇了VR2方案。通過結構優(yōu)化，垂向基頻提升了35.4%，縱向基頻提升了2.5%，橫扭耦合基頻提升了16.4%。

表3 17 000 m3液化乙烯船羅經甲板振動的設計參數敏感度分析及優(yōu)化設計 Hz

4 結論

經試航驗證，本文模態(tài)特性計算結果準確，說明本文采用的有限元建模方法和計算設置是可靠的，結構優(yōu)化減振措施是可行的。計算表明，甲板強梁的加高對于縱向振動不利，剪力墻(圍壁)的加厚對提升剪切剛度無明顯效果，圍壁扶強材的加高對提升彎曲剛度也無明顯效果，而且可以預見，由于橋樓位于頂端，其結構過度加強會導致頂端質量的增加，對上建整體固有頻率是不利的。因此橋樓的振動控制并不是一味地對結構加厚、加強，而是一部分結構參數的“加法”和其他參數“減法”的結合?！凹臃ā敝饕ㄖе暮侠碓鲈O和窗框節(jié)點的優(yōu)化，“減法”則為部分結構尤其是羅經甲板和舷墻的輕量化，后者對于提升各方向振型的固有頻率都非常有利。

一人橋樓容易發(fā)生低頻共振的主因是羅經甲板跨距大，且駕駛室外圍壁連續(xù)性差，無法形成剪力墻?？拷Y構優(yōu)化對防振性能的改善畢竟有限，應在設計前期選擇合理的駕駛室造型和布局，例如盡可能擴大內圍壁，或改變外立面造型，從而利用不影響視線的位置設置局部連續(xù)圍壁等。

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