支線集裝箱船發(fā)電機平臺結構振動分析模型化探索

丁 寧 高占峰 黃金林

（中遠海運重工設計研究院 揚州225200）

引 言

集裝箱船其船體瘦長、甲板大開口的結構特點，使得其船體梁扭轉剛度較低。此外，為了在布置上爭取更多空間裝載集裝箱，且同時滿足駕駛室的視域要求，集裝箱船的上層建筑的結構形式往往設計得既高且窄。而與大型集裝箱船的中島式上層建筑布置形式不同，支線集裝箱船上層建筑為艉島式，其位置更接近于主機、螺旋槳等主要激勵源。上述特性使得支線集裝箱船的振動問題相比于其他普通貨船及大型集裝箱船更加突出。

機艙是主機、發(fā)電機、螺旋槳等船舶主要激勵源的所在區(qū)域，也是船舶各種機電設備的所在區(qū)域。大量的機電設備和復雜的管路風道布置，使得機艙空間十分緊湊，因此實船測試一旦發(fā)生振動問題，緊湊的空間布置使得局部加強修改變得十分困難，損失無法估量。因此，船舶在詳細設計階段就必須較精確地對機艙結構的振動情況進行預報，提前規(guī)避振動風險。

解決準確預估船體振動這一問題，目前國內(nèi)外很多學者、單位均采用三維空間有限元法。事實證明，三維有限元模型是一種接近船舶真實結構的計算模型，能夠較準確地計算船舶振動特性。本文采用有限元法對某支線集裝箱船機艙區(qū)的發(fā)電機平臺進行振動預報分析。通過計算發(fā)電機平臺局部板架結構固有頻率，確保其位于頻率禁區(qū)之外，即避免板架與主機、螺旋槳等船舶主要激勵源發(fā)生共振，從而實現(xiàn)振動控制預報。

1 概 述

1.1 船舶主要參數(shù)

船舶的總布置圖及主要參數(shù)如圖1和表1所示。

圖1 某支線集裝箱船總布置圖

表1 某支線集裝箱船主要參數(shù)

1.2 平臺結構有限元模型

本文運用MSC-Patran有限元計算軟件，基于機艙布置圖、機艙結構圖、雙層底結構圖和發(fā)電機基座加強圖等，建立機艙有限元模型，對機艙區(qū)域的發(fā)電機平臺板架進行振動預報分析。模型中的船體外板、主甲板、各層平臺板、縱向艙壁和橫向艙壁等采用板單元建立，板上的縱梁、橫梁及加強筋等采用梁單元建立。

由于本文旨在研究機艙發(fā)電機平臺的局部板架振動問題，故有限元模型中并未包含上層建筑及貨艙區(qū)結構，其對于本文探討的方法及結論影響不大。對某支線集裝箱船機艙區(qū)建立有限元模型，如下頁圖2所示。機艙水線面以下舷側外板及外底板的附連水質(zhì)量的加載通過NASTRAN提供的虛質(zhì)量法實現(xiàn)。

圖2 某支線集裝箱船機艙有限元模型

考慮機艙與中間貨艙及船尾結構的連接形式，在機艙模型首、尾端部的縱向連續(xù)構建處，定義簡支約束為邊界條件，如圖3所示。

圖3 某支線集裝箱船機艙有限元邊界條件

1.3 振動評估方法

機艙局部振動預報采用固有頻率法。即對機艙進行模態(tài)分析，求得各平臺板架處的固有頻率。在激振力頻率已知的前提下，必須將船體的固有頻率與激振力頻率保持一定的差值以防止有害振動的發(fā)生，這個差值的范圍即是頻率禁區(qū)，通常取為對應的頻率的前后15%。

本船外激振力主要考察主機和螺旋槳產(chǎn)生的低頻激振力，至于發(fā)電機本身的激振力，由于其頻率較高，故可不必考慮。主機主要的激振力為各階不平衡力矩、X型振動激振力矩及H型振動激振力矩。螺旋槳的主要激振力為脈動壓力。本船基于主機及螺旋槳設備資料，選定主機二階不平衡力矩、六階H型振動激振力矩及螺旋槳脈動壓力為主要外激振力，則本船的頻率禁區(qū)如表2所示。

表2 某支線集裝箱船頻率禁區(qū)Hz

2 發(fā)電機平臺集中質(zhì)量與管路等分布質(zhì)量不同模擬方法研究

由于頻率禁區(qū)在主機、螺旋槳選型后便已確定，則機艙區(qū)域振動預報的關鍵在于準確預報機艙區(qū)域板架的固有頻率。結構固有頻率僅與剛度和質(zhì)量有關，而根據(jù)結構圖紙建立的有限元模型，可保證發(fā)電機平臺板架結構剛度的準確性。因此，機艙區(qū)域振動預報分析的關鍵在于機艙區(qū)域均布質(zhì)量的合理分布及大型設備重量的準確模擬。

本文以發(fā)電機平臺為研究對象，建立局部細網(wǎng)格有限元模型進行模態(tài)分析，通過分析對比不同均布質(zhì)量模擬方式及發(fā)電機重量的模擬方式下發(fā)電機平臺板架的模態(tài)頻率，總結出一套快速、準確定義均布質(zhì)量和發(fā)電機質(zhì)量的方法。

2.1 均布質(zhì)量模擬方式研究

基于結構圖紙建立的有限元模型只能準確反應鋼結構重量，對于發(fā)電機平臺的水管、風管、電纜、外舾裝件（欄桿、扶手、托架……）等非結構、非集中的質(zhì)量，需要通過均布質(zhì)量的方式加載到發(fā)電機平臺板架有限元模型中。通過與各船級社、設計公司的技術交流，同時查閱相關計算報告及科研文獻，目前業(yè)內(nèi)主要有兩種常用的均布質(zhì)量加載方式，即：

（1）通過修改板材密度，將上述非結構質(zhì)量均攤到對應板材上；

（2）通過PATRAN板單元的“Non-Structure”屬性，將非結構質(zhì)量加載到板單元上。

通過重量統(tǒng)計，本船發(fā)電機平臺區(qū)域的水管、風管、電纜、外舾裝件總重為3.8 t。以下為2種均布質(zhì)量模擬方法的計算結果對比情況。

（1）將3.8 t質(zhì)量以增加板材密度的形式均勻分布至整個發(fā)電機平臺板架上，模態(tài)分析結果見圖4。

圖4 基于密度均布質(zhì)量加載方式的發(fā)電機平臺板架15.42 Hz對應模態(tài)圖

（2）將3.8 t質(zhì)量通過定義板單元“Non-Structure”屬性的形式均勻分布到整個發(fā)電機平臺板架上?！癗on-Structure”模型區(qū)域及模態(tài)分析結果見圖5。

圖5 基于“Non-Structure”屬性均布質(zhì)量加載方式的發(fā)電機平臺板架15.42Hz對應模態(tài)圖

通過對比上述結果可以得出以下結論：

修改板材密度的方式和定義板單元“Nonstructure”屬性這2種均布質(zhì)量加載方式，對于模態(tài)分析而言是完全相同的，但考慮到均布質(zhì)量加載的快速性和便捷性，即可認為定義板單元“Nonstructure”屬性為最佳的均布質(zhì)量加載方案。

2.2 發(fā)電機及其基座模擬方式研究

本文研究對象為機艙左舷發(fā)電機平臺板架，其上共有2臺發(fā)電機，靠近左舷的發(fā)電機濕重33.8 t，其基座重1.8 t；靠近船舯的發(fā)電機濕重36.4 t，其基座重1.8 t。發(fā)電機及其基座是發(fā)電機平臺板架重量的主要組成成分，其模擬的準確與否直接影響振動預報的可靠性。

本文共提出4種不同的發(fā)電機及其基座的模擬方法以進行對比研究，各種方法的模擬方式及其計算結果如下所示：

（1）將發(fā)電機濕重及其基座重量通過定義板單元“Non-Structure”屬性的形式，分別定義在各自基座區(qū)域的板單元上，模態(tài)分析結果見圖6。

圖6 發(fā)電機平臺板架11.2 Hz對應模態(tài)圖

（2）建立發(fā)電機基座模型，將發(fā)電機濕重（33.8 t）以質(zhì)量單元的形式均布在發(fā)電機基座上，分析結果見圖7。

圖7 發(fā)電機平臺板架11.6 Hz對應模態(tài)圖

（3）建立發(fā)電機基座，在發(fā)電機重心位置處建立集中質(zhì)量單元，并建立RBE2剛性連接到基座上。模態(tài)分析結果見下頁圖8。

圖8 發(fā)電機平臺板架13.2 Hz對應模態(tài)圖

（4）建立發(fā)電機基座，將發(fā)電機濕重（33.8 t），通過在發(fā)電機重心建立集中質(zhì)量單元并建立RBE3剛性連接到基座上。模態(tài)分析結果見圖9。

圖9 發(fā)電機平臺板架12.3 Hz對應模態(tài)圖

通過對比上述計算結果可以得出以下結論：

（1）相比于直接將發(fā)電機基座以均布質(zhì)量的形式施加到發(fā)電機區(qū)域的板單元上的模擬方式，建立發(fā)電機基座有限元模型可提高發(fā)電機板架剛度，平臺板架固有頻率有所提升；

（2）相比于將發(fā)電機以質(zhì)量點的形式均布在發(fā)電機基座上的模擬方式，在發(fā)電機重心位置處建立質(zhì)量單元并通過REB2或REB3的方式連接到基座上，發(fā)電機平臺板架剛度有所提升；

（3）RBE2的連接方式對于發(fā)電機平臺剛度的影響大于RBE3。

基于上述對比分析，可以認為建立發(fā)電機基座有限元模型，并在發(fā)電機重心位置處建立質(zhì)量單元通過RBE3連接到基座上，這種方式更接近實際情況。理由如下：

（1）發(fā)電機基座作為發(fā)電機主要強支撐結構，其對于板架剛度的貢獻不可忽略，必須建立準確的發(fā)電機基座有限元模型；

（2）相比于在基座上直接建立質(zhì)量單元，在重心建立質(zhì)量單元并通過剛性連接到基座上，更能體現(xiàn)發(fā)電機機體剛度的貢獻；

（3）RBE2與RBE3在NASTRAN中的計算機理是不同的，考慮到發(fā)電機與基座直接由減震器連接，并不是完全剛性連接，故認為RBE3更準確。

3 振動預報結果及實船測量驗證

3.1 振動預報結果

通過上述對比分析研究，基于本文確定的發(fā)電機平臺板架有限元振動預報方法，本人完成機艙發(fā)電機平臺有限元計算結果，確定其固有頻率為12.3 Hz，位于本船的頻率禁區(qū)之外，不存在共振風險。

3.2 支線集裝船機艙振動實船測試

實船測試既是對理論計算的實踐驗證，又能為基礎設計提供重要依據(jù)。實船振動測試結果能最直觀體現(xiàn)船舶振動性能，通過測試結果很容易判斷是否滿足設計要求。本文選取某支線集裝箱船機艙發(fā)電機平臺附近區(qū)域作為測點，分別在試航壓載以及營運時滿載這兩種工況條件下，對所選測量點的振動情況進行數(shù)據(jù)采集，測量數(shù)據(jù)如表3所示。

表3 某支線集裝箱船試航工況下機艙振動測量數(shù)據(jù)

通過測試結果可以看出，在該支線集裝箱船在試航和滿載工況下機艙發(fā)電機平臺的振動幅值滿足ISO6954-2000（E）振動標準的要求，驗證了本文機艙發(fā)電機平臺局部振動預報的效果。

4 結 論

針對發(fā)電機平臺振動分析，采用3種不同模型化方式，對機艙分布質(zhì)量和集中質(zhì)量處理，通過計算結果分析和實船測量結果，結論如下：

（1）對于電纜、管系、舾裝件、甲板敷料等非大型集中質(zhì)量，通過定義板單元“Non-structure”屬性的方式模擬更快捷、高效和準確；

（2）對于主機、發(fā)電機等大型設備，應根據(jù)結構圖紙建立準確的有限元基座模型，并在設備重心處建立質(zhì)量單元，通過RBE3連接到基座上進行模擬。