主機液壓頂撐對船體振動控制的影響

邱吉廷，李文華，趙曉斌，許金波

(1. 中國船舶及海洋工程設(shè)計研究院，上海 200011；2. 江蘇新?lián)P子造船有限公司，江蘇 靖江 214532)

0 引 言

由于周期性變化氣體和旋轉(zhuǎn)裝置的慣性力，船舶主機會產(chǎn)生側(cè)向不平衡力和傾覆力矩[1]，按照缸數(shù)及激振諧次的不同，可以導(dǎo)致主機機架H型或X型的振動。現(xiàn)代大型長行程、超長行程柴油機，由于沖程的加長，使柴油機的高度增加，主機頂部容易出現(xiàn)劇烈橫向振動[2]。

同時，隨著船舶大型化及高強度鋼的大量使用，使得船體的剛度更低[3]。為減少排放，采用燃油效率高的新型低速柴油機，部分增加了氣缸數(shù)，導(dǎo)致主機橫向振動的激振頻率更接近于上層建筑等部分船體結(jié)構(gòu)的固有頻率。針對上述問題，通常做法是在主機的排氣側(cè)（或操縱側(cè)）安裝頂部支撐。目前主機頂撐的結(jié)構(gòu)形式，包括機械摩擦片式和液壓式2種。機械式頂撐因其不可調(diào)節(jié)性，經(jīng)常在船舶航行中由于過度的船體變形發(fā)生斷裂破壞，而液壓式頂撐的優(yōu)勢在于它具有自動補償主機和船體間的相對變形的能力被廣泛應(yīng)用。本文主要討論液壓式頂撐在船體結(jié)構(gòu)振動控制中的作用。

1 液壓頂撐工作原理

液壓頂撐系統(tǒng)單元主要由液壓缸單元、液壓控制單元和直接安裝在液壓缸本體上的液壓蓄能器組成[2]。在液壓頂撐處于主動工作模式時，電磁閥關(guān)閉，當(dāng)船體結(jié)構(gòu)與主機間距離增大（見圖1左），即液壓活塞處于正沖程，液壓缸內(nèi)油壓下降，液壓油通過單向閥在蓄能器壓力作用下流入液壓缸，將液壓缸內(nèi)壓力維持在初始壓力值（約0.7 Mpa）；當(dāng)船體結(jié)構(gòu)與主機間距離減?。ㄒ妶D1右），即液壓活塞處于負(fù)沖程，液壓缸內(nèi)油壓升高，此時單向閥阻止液壓油返回蓄能器，若壓力值大于安全闕值（2.6 Mpa/4 Mpa由型號決定），安全閥打開，液壓油被引回蓄能器，從而將主機和船體結(jié)構(gòu)間傳遞的力控制在允許范圍內(nèi)。在主動工作模式下，因液壓油的不可壓縮性，液壓頂撐可以被簡化為一個在拉伸和壓縮時具有相同剛度的單軸彈簧，其阻尼效應(yīng)相比可以忽略，主機和船體結(jié)構(gòu)間實現(xiàn)彈性連接，將系統(tǒng)的固有頻率提高到主機工作轉(zhuǎn)速范圍之外，發(fā)揮振動解調(diào)器的作用。

圖 1 液壓頂撐正、負(fù)沖程Fig. 1Positive and negative displacement

當(dāng)液壓頂撐處于被動模式時，電磁閥打開。液壓頂撐發(fā)生正、負(fù)沖程時，液壓油避開單向閥而通過電磁閥實現(xiàn)在蓄能器和液壓缸間的自由流動，同時伴隨發(fā)生著振動能量的耗散。此時液壓頂撐相當(dāng)于阻尼器的作用，通過提供一定量的局部振動阻尼以減少振動響應(yīng)。

綜合上述分析，液壓頂撐的動態(tài)特性可概括如表1所示。

表 1 液壓頂撐的簡化模型Tab. 1Simplified model

2 液壓頂撐在振動響應(yīng)中的分析方法

在分析復(fù)雜彈性體結(jié)構(gòu)的振動響應(yīng)時，一般是采用把結(jié)構(gòu)離散為近似的多自由度系統(tǒng)的方法，然后通過求解多自由度系統(tǒng)得到結(jié)構(gòu)在任意激勵下的振動響應(yīng)[4]。

多自由度系統(tǒng)的振動描述如下：

當(dāng)液壓頂撐處于主動工作模式時，液壓頂撐近似簡化為一維彈簧單元，增加系統(tǒng)剛度，且不考慮增加系統(tǒng)的阻尼。阻尼矩陣采用瑞利阻尼假設(shè)[5]，其與質(zhì)量矩陣或者剛度矩陣成比例，因為無阻尼振型對質(zhì)量和剛度都是正交的。

單個模態(tài)的動力響應(yīng)可表示為：

當(dāng)液壓頂撐處于被動模式時，液壓頂撐可簡化為離散的一維粘性阻尼單元，額外增加系統(tǒng)阻尼，此時系統(tǒng)阻尼矩陣不再是比例阻尼矩陣，阻尼矩陣不滿足振型正交條件，振型坐標(biāo)運動方程之間將通過振型阻尼系數(shù)耦合，需采用直接積分法求解結(jié)構(gòu)動態(tài)響應(yīng)。

3 實例計算

以某型原油船為例，該船選用的主機為MAN B&W 6G60ME-C9.5。裝載狀態(tài)選擇壓載到港工況，主機6階H型傾覆力矩作為激振源，考察主機頂撐不同布置形式和工作模式的組合對船體結(jié)構(gòu)振動響應(yīng)的影響。

3.1 全船有限元模型

利用MSC.Patran建立全船結(jié)構(gòu)的有限元模型，質(zhì)量分布方面，在船體結(jié)構(gòu)上施加集中質(zhì)量單元或者均布質(zhì)量單元模擬，保證有限元模型質(zhì)量分布與實船基本一致。附連水質(zhì)量采用源匯分布法計算[9]。

圖 2 全船有限元模型Fig. 2Global ship FEM

主機機架的外形尺寸及質(zhì)心坐標(biāo)參考主機規(guī)格書模擬。結(jié)合主機頂撐的動態(tài)特性，當(dāng)主機頂撐處于主動工作模式時，其阻尼效應(yīng)可以忽略，采用一維梁單元模擬并提供其實際的剛度值。當(dāng)主機頂撐處于被動工作模式時，考慮主機頂撐不提供剛度，可利用一維阻尼單元模擬其阻尼值。

圖 3 主機、機艙有限元模型Fig. 3Engine and engine room FEM

3.2 強迫振動響應(yīng)計算結(jié)果

為反映上層建筑的整體振動情況，選取上層建筑駕駛甲板中線與前端壁交點作為1號參考點。對于主機H型振動，選取主機機架頂部前端作為2號參考點。主機頂撐不同布置形式和工作模式的組合，如表2所示。

表 2 主機頂撐不同布置形式和工作模式的組合Tab. 2Combinations different arrangements and different settings of top bracings

圖4～圖12所示的振動響應(yīng)結(jié)果均為在主機6階H型傾覆力矩下的響應(yīng)峰值，主機6階H型傾覆力矩的激勵頻率為7.72 Hz。

圖 4 駕駛甲板前端中點縱向響應(yīng)Fig. 4Navigation deck longitudinal response

圖 5 駕駛甲板前端中點橫向響應(yīng)Fig. 5Navigation deck transverse response

圖 6 駕駛甲板前端中點縱向響應(yīng)Fig. 6Navigation deck longitudinal response

圖 7 駕駛甲板前端中點橫向響應(yīng)Fig. 7Navigation deck transverse response

圖 8 駕駛甲板前端中點縱向響應(yīng)Fig. 8Navigation deck longitudinal response

圖 9 駕駛甲板前端中點橫向響應(yīng)Fig. 9Navigation deck transverse response

圖 10 主機機架頂部前端橫向響應(yīng)Fig. 10Engine top transverse response

圖 11 主機機架頂部前端橫向響應(yīng)Fig. 11Engine top transverse response

3.2.1 上層建筑強迫振動響應(yīng)計算結(jié)果

對于上層建筑駕駛甲板前端中點（1號參考點），當(dāng)主機頂撐布置在右單側(cè)，工作模式分別為主動式和被動式，與無頂撐布置時的縱向和橫向振動響應(yīng)峰值如圖4和圖5所示。

圖 12 主機機架頂部前端橫向響應(yīng)Fig. 12Engine top transverse response

當(dāng)主機頂撐左右雙側(cè)布置，工作模式分別為主動式和被動式時，駕駛甲板前端中點（1號參考點）的縱向和橫向振動響應(yīng)峰值如圖6和圖7所示。

當(dāng)主機頂撐主動式和被動式工作模式組合布置時，駕駛甲板前端中點（1號參考點）的縱向和橫向振動響應(yīng)峰值如圖8和圖9所示。

由圖4～圖9可知：

1）與無頂撐布置相比，布置主機頂撐可以減小1號參考點的橫向振動響應(yīng)峰值；并且在常用轉(zhuǎn)速附近，主機頂撐主動模式下1號參考點的橫向響應(yīng)值較小，對于縱向振動響應(yīng)，在某轉(zhuǎn)速以上響應(yīng)值增加，主要原因是與主機頂撐相連接區(qū)域的船體結(jié)構(gòu)剛度存在差異，使得主機機架系統(tǒng)的橫向激勵發(fā)生一定的扭轉(zhuǎn)，從而導(dǎo)致縱向響應(yīng)值增加。

2）當(dāng)主機頂撐處于被動模式時，1號參考點的縱向與橫向振動響應(yīng)值在某轉(zhuǎn)速以上也可以有效減小。

3）與右單側(cè)布置主機頂撐相比，增加主機頂撐布置數(shù)量可以減小1號參考點的橫向振動響應(yīng)峰值。

4）2種主機頂撐主動模式、被動模式組合布置的方式對1號參考點的縱向與橫向振動響應(yīng)影響的差異均較小。

3.2.2 主機機架強迫振動響應(yīng)計算結(jié)果

主機頂撐不同布置形式和工作模式組合下的主機H型振動模態(tài)頻率計算結(jié)果如表3所示。當(dāng)主機頂撐在被動工作模式時，系統(tǒng)阻尼矩陣不再滿足式（2）的解耦條件，需采用復(fù)模態(tài)（復(fù)特征值）的方法進(jìn)行分析。

通過表3可以發(fā)現(xiàn)：

1）當(dāng)主機頂撐為主動工作模式時，主機機架系統(tǒng)剛度增加，從而提高主機機架H型振動模態(tài)的頻率；

2）當(dāng)主機頂撐為被動工作模式時，對主機機架系統(tǒng)的剛度影響很小，所以其H型振動模態(tài)固有頻率基本不變；

3）將無頂撐布置與單側(cè)布置主動式頂撐相比，主機機架H型振動模態(tài)頻率增加近30%，但隨著主動式頂撐布置數(shù)量的增加，其增加幅度較小，主要因為此時主機系統(tǒng)剛度增加已不明顯；

4）當(dāng)主機頂撐主動式、被動式工作模式組合布置時，主機H型振動模態(tài)頻率較右單側(cè)主動式工作模式略有降低。

表 3 主機H型振動模態(tài)頻率計算結(jié)果Tab. 3Engine H-type natural frequency

對于主機機架頂部前端（2號參考點），當(dāng)主機頂撐布置在右單側(cè)，工作模式分別為主動式和被動式，與無頂撐布置時橫向振動響應(yīng)峰值如圖10所示。

當(dāng)主機頂撐左右雙側(cè)布置，工作模式分別為主動式和被動式時，主機機架頂部前端（2號參考點）橫向振動響應(yīng)峰值如圖11所示。

當(dāng)主機頂撐主動式和被動式工作模式組合布置時，主機機架頂部前端（2號參考點）的橫向振動響應(yīng)峰值如圖12所示。

從圖10～圖12可以發(fā)現(xiàn)：

1）布置主機頂撐可以有效減小主機機架的振動響應(yīng)水平；同時主機頂撐主動模式可以提高最大響應(yīng)峰值發(fā)生的頻率。

2）與右單側(cè)布置主機頂撐相比，增加主機頂撐布置數(shù)量可以減小主機機架的振動響應(yīng)峰值，同時幾乎不影響同一工作模式下最大響應(yīng)峰值發(fā)生的頻率。

3）主機機架在2種主機頂撐主動模式、被動模式組合布置方式下最大響應(yīng)峰值發(fā)生的頻率介于右單側(cè)全部主動式和全部被動式之間。

4）通過設(shè)置主機臨界轉(zhuǎn)速點，實現(xiàn)在不同轉(zhuǎn)速下主機頂撐工作模式的自動轉(zhuǎn)換，可以一定程度上優(yōu)化主機機架和船體結(jié)構(gòu)的振動響應(yīng)水平。主機頂撐在低于79 r/min可設(shè)置為主動模式，高于79 r/min可設(shè)置為被動模式。

4 結(jié) 語

本文對主機液壓頂撐在船體振動響應(yīng)計算中進(jìn)行模擬，并通過不同布置形式和工作模式的組合評估及分析了其在船體振動控制中的作用，得到以下結(jié)論：

1）基于主機頂撐工作原理，提出模擬主機頂撐不同工作狀態(tài)特性的簡化模型，主動模式時僅考慮其提供剛度，被動模式時僅考慮阻尼，以便船體振動響應(yīng)分析時借鑒；

2）在船體振動響應(yīng)分析時，當(dāng)主機頂撐處于主動模式時采用模態(tài)疊加法，而主機頂撐處于被動模式時則采用直接積分法；

3）在主機頂撐工作于主動模式時，主機H型傾覆力矩作為激振源，可能會引起上層建筑縱向振動響應(yīng)值增大，故在振動響應(yīng)分析時需予以關(guān)注；

4）主機頂撐的布置可以改變主機機架和船體結(jié)構(gòu)的振動響應(yīng)水平。建議基于不同的裝載工況，選擇主機頂撐的布置形式，并考慮結(jié)合主機臨界轉(zhuǎn)速點，實現(xiàn)主機頂撐不同工作模式的自動轉(zhuǎn)換。本文可為船體結(jié)構(gòu)振動控制和船舶建造中主機頂撐調(diào)試提供參考，進(jìn)而指導(dǎo)船體防振結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計。