可調(diào)螺距螺旋槳激勵下船尾結構振動控制研究

蔡曉濤，黃志武，陳 旭，王 燁

(1. 船舶與海洋工程動力系統(tǒng)國家工程實驗室，上海 201108；2. 中國船舶集團有限公司第七一一研究所，上海 201108)

0 引 言

隨著人們對船舶操縱性的要求不斷提高，可調(diào)螺距螺旋槳不斷應用于各類工程船舶?？烧{(diào)螺距螺旋槳可通過2種模式控制，第一種為聯(lián)合模式，即操船人員僅需設定主機輸出負荷，螺旋槳轉速與螺距將自動匹配，以獲得各主機負荷點下最優(yōu)效率的推進設置；另一種為定轉速模式，即主機轉速以及螺旋槳轉速恒定不變，通過螺距的變化實現(xiàn)不同負荷的輸出。近年來，出現(xiàn)可調(diào)螺距螺旋槳激勵力造成的船舶異常振動和噪聲現(xiàn)象屢見不鮮，這些異常振動對船體尾部結構帶來嚴重的沖擊與損傷。

螺旋槳激勵引起的船舶振動問題，國內(nèi)外學者進行了大量研究。華宏星對船舶尾部激勵耦合振動問題進行詳細說明，系統(tǒng)分析船舶螺旋槳激勵力特性，得出船舶尾部激勵與槳-軸-船體耦合系統(tǒng)振動噪聲的映射關系，提出針對低頻振動噪聲的控制方法。張進等發(fā)現(xiàn)螺旋槳與導流罩在安裝時的間隙偏差，會造成螺旋槳在一定范圍內(nèi)發(fā)生槳與導流罩的輕微摩擦，從而造成船舶整體振動。當槳葉在旋轉過程中不斷的重復進入和退出船體尾流場，使得梢渦空泡容易發(fā)生猝發(fā)現(xiàn)象，陸芳、Bosschers等發(fā)現(xiàn)船體振動寬帶特性與螺旋槳梢渦空泡的猝發(fā)有關，螺旋槳梢渦空泡猝發(fā)引起的船體振動高階量特性比脈動壓力高階量更為強烈。吳武輝等針對槳-軸系統(tǒng)在臨界轉速工況下出現(xiàn)空化而導致的異常振動噪聲現(xiàn)象，選取螺旋槳發(fā)生空化前的輻射水聲頻譜，對兩者進行對比，得出變流速，變轉速產(chǎn)生的變激勵力是引起振動噪聲時頻變幅特性的主因。對于船尾結構在螺旋槳激勵下的振動控制研究，蔣圣鵬等采用隔振、阻振質量和阻尼涂層3種方法進行振動抑制，3種控制方法的綜合應用可使船尾結構的振動加速度總級下降6 dB以上。許晶等根據(jù)某雙導管螺旋槳在試航中產(chǎn)生的尾部甲板振動問題，在尾部設計加裝整流鰭，改善了該船槳盤面伴流分布的不均勻性，從而降低由螺旋槳脈動壓力所引起的劇烈振動。

圖1 尾部舵槳裝置布置圖Fig. 1 The system of stern rudder propeller device

船舶尾部結構振動一直是水面船舶振動控制研究中需要重點解決的問題，如何排查和振動控制是一門綜合學問，需要借助經(jīng)驗，更需要借助專業(yè)技術，查找振動源。本文針對某千噸級工程船定轉速模式下尾部主甲板振動問題，進行振動測試排查，逐步找出尾部主甲板振動的具體原因，并針對性提出振動控制措施，且得到實船測試驗證，船尾結構振動問題成功解決，為船舶安全作業(yè)提供可靠保障。該研究可為船舶尾部結構振動控制提供參考。

1 船舶基本參數(shù)及振動異?，F(xiàn)象

全船總長80 m，型寬12.6 m，型深5.2 m，設計吃水3.8 m，排水量1 800 t。該船布置形式為雙機雙槳，由2臺柴油機直接推進，通過減速齒輪箱（減速比為3.075∶1）帶動螺旋槳轉動，提供全船的推進力。螺旋槳為CPP型5葉槳，運行模式分為定轉速和聯(lián)合運行。柴油機最大轉速為800 r/min，對應螺旋槳轉速為260 r/min。圖1為千噸級工程船尾部舵槳裝置。

在完工試航中發(fā)現(xiàn)，聯(lián)合模式運行時尾部主甲板無明顯振動；當進行定轉速模式運行時，隨著螺旋槳螺距增加，振動由小變大，而后再變小。螺旋槳處于30%～50%螺距時，振動異常增大，船員站在尾部主甲板感到嚴重不適，強烈振動使人難以承受。

2 振動測試與原因分析

2.1 測點布置

為明確引起振動的激勵源，進行振動信號采集，將振動測點布置在尾部主甲板左右舷、舵機艙舵機座、舵機艙底板、主機及齒輪箱基座等，對振動源進行測試排查。在常用工況下各操縱模式，測量得到各測點垂向振動速度線譜，頻率分辨率為0.5 Hz。

尾部主甲板測點位置說明：①左舷尾部主甲板；②右舷尾部主甲板；③左舷舵機座；④左舷舵機艙底板，如圖2所示。

2.2 定轉速模式尾部主甲板振動測試

船舶進行定轉速運行，螺旋槳處于不同螺距時，測量得到尾部主甲板各測點振動速度線譜，如圖3所示。此時主機轉速800 r/min，螺旋槳轉速260 r/min，螺距從10%～100%（間隔10%）進行增加。

當螺旋槳處于30%～50%螺距時，船體尾部主甲板突然產(chǎn)生較大的振動，在螺旋槳螺距大于50%后振動迅速減少。其中，螺旋槳螺距為30%時，左舷尾部主甲板垂向振動速度峰值為22.52 m/s；螺旋槳螺距為4 0%時，右舷尾部主甲板垂向振動速度峰值為25.23 mm/s，過大的振動會引起結構疲勞裂紋，增加結構破壞的風險。

圖2 測點布置示意圖Fig. 2 Arrangement of vibration measuring points

圖3 定轉速模式下振動測試結果Fig. 3 Vibration test results under constant speed mode

根據(jù)振動測試結果，尾部主甲板振動的主要響應頻率具有寬帶譜特性，頻率范圍分別為52～56 Hz，85～110 Hz，振動響應峰值頻率為55 Hz，94.5 Hz和102.5 Hz。此時軸系轉速為260 r/min，對應軸頻為4.33 Hz；螺旋槳為5葉槳，螺旋槳葉頻為21.67 Hz。可見，尾部主甲板振動的響應峰值頻率與軸頻、螺旋槳葉頻和倍葉頻并不吻合，而且隨著螺距變化，螺旋槳產(chǎn)生的激勵頻率也在變化，主要激勵頻率已不是槳的軸頻和葉頻。因此，可以基本判定引起尾部主甲板振動的激勵力不是由于軸系傳動造成的，與螺旋槳的軸頻和葉頻無關。

螺旋槳處于30%～50%螺距時，尾部主甲板振動幅值遠大于舵機艙舵機座和舵機艙底板振動幅值，說明振動只存在于尾部主甲板局部區(qū)域。

2.3 主機與齒輪箱基座振動測試

在主機轉速800 r/min，螺旋槳螺距為30%時，對機艙主機基座和齒輪箱基座進行振動測試。其中，主機采用環(huán)氧澆注方式與基座進行安裝，排煙管系從機艙自下而上貫穿船體

圖4 主機及齒輪箱基座振動測試結果Fig. 4 Vibration test results of the main engine and gearbox base

主機基座和齒輪箱基座的振動結果表明，線譜中出現(xiàn)響應峰值對應于主機基頻（13.33 Hz）、倍頻（20 Hz，26.67 Hz，33.33 Hz，40 Hz，46.66 Hz，53.32 Hz），以及發(fā)火頻率（60 Hz）等，與尾部主甲板振動響應頻率并不吻合，而且主機及齒輪箱基座響應頻率并沒有呈現(xiàn)出尾部主甲板線譜所具備的寬帶譜特性。通過測試過程的全船勘驗發(fā)現(xiàn)，主機排煙管系至下而上采用彈性支吊架進行布置，也排除排煙管系振動引起的尾部主甲板振動。因此可以認為尾部主甲板的振動不是主機和齒輪箱振動引起的。

2.4 尾部主甲板敲擊響應測試

在船舶癱船狀態(tài)，主機等動力源設備均未開啟時，采用簡便方法測試尾部主甲板頻率響應，檢驗是否因為螺旋槳螺距處于30%～50%時的激勵頻率與局部板格固有頻率發(fā)生吻合而形成共振。將振動傳感器布置在尾部主甲板，使用木棒依次敲擊尾部主甲板不同區(qū)域，測試尾部主甲板頻率響應，測試結果如圖5～圖6所示。

圖5 左舷尾部主甲板敲擊響應Fig. 5 Percussion response of the port stern main deck

左舷尾部主甲板振動響應頻率主要為55 Hz，65.5 Hz，80 Hz，94.5 Hz；右舷尾部主甲板55.5 Hz，85 Hz，95.5 Hz；與定轉速螺距為30%～50%的振動響應頻率為55 Hz和94.5 Hz吻合。為了對測試結果進行驗證，對舵機艙上方尾部主甲板不同位置進行敲擊響應測試，與上述結果一致。

說明尾部主甲板振動較大原因主要是尾部主甲板板格結構固有頻率和螺旋槳激勵頻率吻合引起的局部共振。

3 船尾結構振動控制措施

根據(jù)振動對應工況與測試情況，確切地分析出船尾結構產(chǎn)生劇烈振動的原因，給出針對性振動控制措施如下：

在尾部主甲板采用加強筋以及在舵機艙內(nèi)增加立柱進行結構加強（如采用舵機艙內(nèi)增加立柱，建議先準備支柱進行臨時支撐加強，避免固有頻率改變后形成新的共振區(qū)，待航行測試確認共振情況改善后，再對該支柱進行焊接固定），提高尾部主甲板局部剛度，從而改變尾部主甲板板格的局部固有頻率，避免局部共振。圖7(b)為尾部舵機艙右舷加設縱桁和支柱示意圖，左舷相同處理。

圖7 尾部主甲板振動控制前后對比Fig. 7 Comparison of the stern main deck before and after optimization

4 實船振動測試驗證

圖6 右舷尾部主甲板敲擊響應Fig. 6 Percussion response of the starboard stern main deck

改造完成后，采用振動測量的試驗方法對船尾結構的振動控制效果進行實船驗證。在定轉速模式下選取相同測點進行振動測試。主機轉速800 r/min不變，逐步提高螺旋槳螺距10%～100%（間隔10%）。圖8為定轉速模式下左右舷尾部主甲板的測試結果。

圖8 尾部主甲板優(yōu)化后振動測試結果Fig. 8 Vibration test results after optimization of the stern main deck

當螺旋槳螺距為30%時，右舷尾部主甲板振動速度峰值最大為6.48 mm/s；在螺旋槳處于其他螺距時，尾部主甲板振動速度峰值均小于5 mm/s，處于正常水平，滿足標準的限值要求。說明尾部主甲板采取振動控制措施后共振問題得到很好解決，原船體出現(xiàn)的尾部結構激振現(xiàn)象已基本消除，測試分析結果與實船驗證結果吻合較好。

5 結 語

基于實船振動測試，對某千噸級工程船出現(xiàn)的船尾結構振動問題進行分析，研究振動控制措施在該船尾部結構產(chǎn)生振動前后的控制效果，主要結論如下：

1）通過振動測試分析，得出船尾結構振動與主機、排煙管系、螺旋槳的軸頻和葉頻關系不大。螺旋槳螺距為30%～50%時，尾部主甲板局部板格結構固有頻率與此工況下的螺旋槳激勵頻率發(fā)生吻合形成局部共振。

2）采取增強局部船尾結構剛度，從而改變尾部主甲板板格的局部固有頻率，避免局部共振。在振動控制措施作用下，螺旋槳螺距處于30%時，右舷尾部主甲板振動速度峰值最大為6.48 mm/s；螺旋槳處于其他螺距時，尾部主甲板振動速度峰值均小于5 mm/s，處于正常水平。優(yōu)化后的船尾結構未形成新的共振區(qū)，證明振動問題得到有效解決。

3）局部設計工況點外的共振，在各類船舶上出現(xiàn)時，如采用定距槳的船舶，通常通過設置轉速禁區(qū)，使轉速快速通過共振段，避免長時間使用此工況點。對于本船而言，建議低負荷在非開啟水炮或軸發(fā)時使用無共振的聯(lián)合模式。

以上研究結果有助于可調(diào)螺距螺旋槳船舶尾部出現(xiàn)異常振動時的判斷、識別以及治理，本文結果為船舶結構的設計和船舶振動故障的診斷提供經(jīng)驗。