化學品船結(jié)構(gòu)減振方案分析

鄭晨陽

(中船澄西船舶修造有限公司，江蘇 江陰 214433)

0 引言

船舶振動過大會造成船舶營運過程中結(jié)構(gòu)的損傷，影響船舶安全，同時也會影響船舶設備的正常使用，不利于船員身心健康。因此，在船舶詳細設計階段有必要對船舶結(jié)構(gòu)的局部振動和船體梁的總振動進行預報，在設計中需要采用合理的減振方案和必要的減振措施，是一艘使用較少的費用取得降低振動的良好效果。

55 600 t化學品船是一艘根據(jù)《結(jié)構(gòu)共同規(guī)范》設計的新型化學品船，螺旋槳在3倍葉頻下脈動壓力大，且該船采用舵球、節(jié)能定子、消渦鰭等多種節(jié)能裝置，滿足船舶能效設計指數(shù)(EEDI)III階段的要求。因此，在提高快速性的同時需考慮此船型設計下的振動問題。

本文首先研究55 600 t化學品船的螺旋槳和主機運轉(zhuǎn)時引起的周期性激振力，計算船舶固有頻率，進行船體梁總振動響應分析；其次對機艙、艉樓和上建甲板室組成的子構(gòu)件系統(tǒng)進行局部振動評估；最終采用有限元方法對船體梁總振動及局部振動特性進行振動分析和評估。

1 船舶振動的評估衡準

55 600 t新型化學品船由WARTSILE 6X52 HHI-EMD 低速柴油機驅(qū)動的單機單槳船，在貨艙區(qū)為雙殼和雙底結(jié)構(gòu)，有10對貨油艙及1對污油水艙。其主要技術參數(shù)如下：總長182.80 m，垂線間長178.80 m，型寬35.00 m，型深19.00 m，結(jié)構(gòu)吃水13.25 m，主機轉(zhuǎn)速(最大持續(xù)運轉(zhuǎn)功率MCR)87.7 r/min，主機轉(zhuǎn)速(正常持續(xù)運轉(zhuǎn)功率NCR)81.4 r/min，螺旋槳4葉。

船舶振動標準采用國際通用的船舶振動評估標準ISO 6954—2000。在計算中推薦總振動的峰值小于以下值：位移±0.25 mm，速度±30 mm/s，加速度±20 mm/s。

在評估計算中接受的振動衡準為：居住區(qū)為4.5～6.0 mm/s，工作區(qū)域如駕駛甲板、機艙集控室、機修間為6～8 mm/s，駕駛橋翼和不經(jīng)常有人的處所為10 mm/s，重要的結(jié)構(gòu)為15 mm/s，其他結(jié)構(gòu)為30 mm/s，主機頂為25～30 mm/s(基于主機廠的推薦要求)。

2 振動分析方法

為了保證船體梁總振動的高階固有頻率的計算精度，同時不增加過多的計算工作量，可采用二維分析法。此分析方法效率雖高，但準確性受到評估者經(jīng)驗的影響較大，減振結(jié)果不直觀。因此，當前船舶工程中更多的采用三維有限元建模來進行。在55 600 t化學品船采用三維MSC/NASTRAN有限元模型進行振動評估，用于計算自然頻率，從而用激振力載荷加載。自然頻率采用的LANCZOS特征值解析方法。

船舶穩(wěn)態(tài)振動主要激振源來自于螺旋槳和主柴油機。螺旋槳的脈動壓力由模型試驗得到，柴油機的不平衡力矩可以由主機廠提供。船體梁的總振動主要由主機不平衡力矩(1次，2次和4次)引起的，不平衡力矩激勵頻率=次數(shù)×轉(zhuǎn)速/60，不平衡力矩隨轉(zhuǎn)速而變化，在MCR時達到最大值。在船體梁總振動響應計算時應考慮阻尼的影響。阻尼不僅包括船體的外阻尼即水動力阻尼和空氣動力等阻尼，還有船體的內(nèi)阻尼如主機頂撐的阻尼、貨物阻尼等。在船體振動強迫振動響應計算中，阻尼系數(shù)一般可取0.015。本船計算使用的阻尼是個變數(shù)，見圖1。

圖1 模型響應分析使用的阻尼值[4]

對于計算的位置、評估船體振動的具體位置可根據(jù)船東需要及將來試驗要求的實測點進行選擇，主要選取船員工作、休息區(qū)域及重要設備所在區(qū)域，如駕駛室的前端中點、駕駛甲板邊緣、主甲板尾端點，以及主機前后端。

3 全船三維有限元模型

55 600 t化學品船三維有限元模型包括整個船長、船寬、型深范圍內(nèi)所有的結(jié)構(gòu)構(gòu)件，有限元的模型節(jié)點、單元類型應能反映結(jié)構(gòu)的鋼結(jié)構(gòu)件的剛度和質(zhì)量特性。用板、桿、梁來模擬整個船體的結(jié)構(gòu)，用節(jié)點的質(zhì)量或質(zhì)量單元來模擬設備重量、裝載油水、附連水重量。為保證模型的每1個切點的3個線位移方向上都具有單元的剛度，以防止出現(xiàn)低頻的局部振動變形，一般貨艙中段可以采用1個強框架間距板單元。本船借用原結(jié)構(gòu)的有限元粗模型，以1個肋距800 mm左右為1個單元，雖然運算的工作量會增加，但結(jié)果偏向保守。此三維模型也同時用來計算垂向、水平、扭轉(zhuǎn)振動及局部振動，如機艙艙壁、艉樓、甲板室和煙囪頂板各振動形式之間的耦合影響，具體的模型見圖2。

圖2 全船有限元振動模型

在建模計算中，不僅要考慮結(jié)構(gòu)剛度，還需要考慮結(jié)構(gòu)質(zhì)量。全船質(zhì)量由空船重量和裝載重量組成?？沾亓堪ńY(jié)構(gòu)重量和舾裝重量。結(jié)構(gòu)重量已包括在單元屬性中，非結(jié)構(gòu)重量包括船機電設備、甲板敷料等舾裝件重量。在建模時應盡可能保證這些質(zhì)量的空間分布，即重心位置的準確。對于質(zhì)量比較大的設備如主機、發(fā)電機和鍋爐等采用等效實體單元來模擬。本船主機模型采用主機廠提供的實體模型，以避免大質(zhì)量的區(qū)域集中，造成計算結(jié)果失真，提高計算的準確性。

當船體振動時，它周圍的水也隨之運動，這部分運動的水稱為附連水質(zhì)量。附連水質(zhì)量模擬的準確與否對計算結(jié)果影響很大，本文采用MSC.Nastran中源匯分布方法來求解。該方法為將流體的作用和結(jié)構(gòu)振動表示為分布在流固邊界上的脈動源，進而離散成有限個源點，通過簡化船體表面網(wǎng)格單元來進行計算，定義濕表面單元和艏艉吃水高度來實現(xiàn)各工況的附連水質(zhì)量計算。

計算工況取2個極端工況：滿載13.25 m結(jié)構(gòu)吃水出港和壓載到港。2個工況下的貨物重量包括燃料及壓載水以集中的質(zhì)量載荷來處理。

螺旋槳在正常主機轉(zhuǎn)速(從55.0～90.5 r/min)葉頻激振頻率處于3.7～6.0 Hz。

根據(jù)主機廠提供的數(shù)據(jù)，主機激振頻率取值如下：2階垂向力矩2.9 Hz；6階橫向力矩8.8 Hz；3階縱向力矩4.4 Hz；4階縱向力矩5.9 Hz。

4 振動方案和結(jié)構(gòu)分析

根據(jù)55 600 t化學品船的詳細設計圖紙，在初步計算過程中發(fā)現(xiàn)初始設計存在船體梁總振動和局部振動超標的現(xiàn)象。

在船體梁總振動的評估過程中，羅經(jīng)甲板在階縱向力矩作用的速度值見圖3，此處許用值為10 mm/s，現(xiàn)在最大值達到17.9 mm/s，超出許用標準。駕駛甲板及C甲板部分存在較大的區(qū)域出現(xiàn)超出可接受標準的情況。

圖3 羅經(jīng)甲板力矩作用的速度值

在解決方案的尋找求證的過程中，曾用過多種方案來解決這個問題，具體如下：

(1)主機當前采用的是機械式橫撐，通過增加其阻尼系數(shù)來達到減少振動的目的。原設計為在主機單側(cè)加橫撐，考慮主機廠有兩側(cè)設計頂撐的推薦要求，擬通過用兩側(cè)橫撐。檢查當前設計及舾裝模型發(fā)現(xiàn)，布置另一側(cè)橫撐困難，因而放棄這個方案。采取加厚主機頂撐梁厚度的方法，計算結(jié)果顯示，雖然有一定的效果，但仍達不到船舶振動標準要求。

(2)改機械式主機橫撐為液壓式橫撐或采用阻尼減振器的方法。經(jīng)過計算有一定的效果，但更改橫撐形式會造成原訂橫撐報廢。該方法價格較高，且提供的阻尼系數(shù)的準確性不高，會給后期造成一定的風險，因沒有采用該方案。

(3)根據(jù)中國船級社《船上振動控制指南》第12章12.3節(jié)上建振動整體振動固有頻率簡化計算方法計算得出本船上建振動固有頻率為7.96 Hz，處于主機連續(xù)運轉(zhuǎn)下的轉(zhuǎn)速區(qū)。為改善振動，有必要改變上層甲板室的形狀，增加聯(lián)接甲板后振動模型。在駕駛甲板和C甲板處的居住區(qū)和煙囪部分增加聯(lián)接甲板，見圖4。

圖4 增加聯(lián)接甲板后振動模型

通過增加上建與煙囪的聯(lián)接甲板，從而改變上建固有頻率的方法。經(jīng)評估得到以下結(jié)果：主機轉(zhuǎn)速超過85 r/min時，振動響應值R.M.S.值在滿載出港工況下輕微超出LR船級社的計算標準，但在ISO 6954：2000允許上限內(nèi)；正常壓載工況下稍微超出許用值?？傮w來說，不利振動的情況出現(xiàn)在主機轉(zhuǎn)速85 r/min以上，在正常航行時不存在超標，此方案可行，最終通過試航驗證結(jié)果良好。

通過整體固有振動頻率及模式分析，以及響應分析的方法，采用有限元模型，對該船進行局部振動計算。計算結(jié)果顯示，部分區(qū)域結(jié)構(gòu)超出振動許用值范圍，需對原來設計的結(jié)構(gòu)進行補強修改。

(1)固有振動頻率在距中12 580、6 660 mm壁超出主機及螺旋槳的響應范圍，機艙集控室局部修改增加水平筋。

(2)固有振動頻率在FR16、FR25、FR27、FR29壁超出主機及螺旋槳的響應范圍，局部修改增加水平筋。FR38壁在貨油液壓泵間大板片采用普通垂直筋，缺少強構(gòu)件支撐，因而增加了水平桁。

(3)煙囪頂板修改方案涉及板厚及結(jié)構(gòu)修改，因局部振動不在此處測量，在總振動結(jié)果沒有問題時不作修改。

(4)艉樓甲板設計壓力較小，6個肋位跨距僅按規(guī)范采用普通縱骨。但是，實際振動計算結(jié)果超標，因而增加了強橫梁。

對于主要的板片，在單一方向采用縱骨或橫骨架式，因沒有具體液體壓力要求，強梁或桁材間距大，結(jié)構(gòu)強度沒有問題，但振動計算時，對于處于振動影響區(qū)的大板格板易造成振動超標。因此，對于機艙等離主機和槳振源較近的，振動影響較大，還需在規(guī)范計算的基礎上考慮整體強框架的支撐。

在主機最大轉(zhuǎn)速滿載航行過程中，對機艙、艉部上層建筑的重點振動區(qū)域進行試航驗證，各測量點的速度響應峰值和R.M.S.值見表1。結(jié)果表明：實船振動滿足評估衡準，采用的減振方案效果良好。

表1 主要測量點的R.M.S.值

5 結(jié)論

(1)主機和螺旋槳主要激振力引起船舶振動頻率在初始設計沒有錯開上層建筑的自振頻率，造成振動評估超標。將上層居住區(qū)和煙囪部分聯(lián)成整體后，船舶振動得到很大改善。

(2)通過局部振動分析，對于機艙及艉樓等采用合理的加強方案。對于今后局部結(jié)構(gòu)的強度設計有很好的參考價值。

(3)當主機在最大轉(zhuǎn)速滿載航行過程中，對于機艙、艉部上層建筑的重點振動區(qū)域，通過試航驗證，各測量點的速度響應峰值和R.M.S.值都較小，滿足ISO 6954：2000對振動的要求。