王佳穎，孫芳勝，萬忠

(滬東中華造船(集團)有限公司，上海 200129)

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主機拉撐特性對超大型集裝箱船全船振動性能的影響

王佳穎，孫芳勝，萬忠

(滬東中華造船(集團)有限公司，上海 200129)

針對主機液壓拉撐2種工作模式和布置方式對船舶振動性能的影響問題，以某14 500 TEU集裝箱船實船設(shè)計為研究對象，采用有限元數(shù)值預(yù)報方法，進行全船結(jié)構(gòu)振動分析。對4種主機拉撐布置和工作模式工況下的振動響應(yīng)進行計算，結(jié)果表明，在不同裝載狀態(tài)下，合理切換主機拉撐的布置以及工作模式，可以有效減小主機機架本身和船體結(jié)構(gòu)的振動水平。

振動分析；主機有限元模型；推力軸承力；主機拉撐；主機機架

隨著船舶行業(yè)的不斷發(fā)展，針對船體結(jié)構(gòu)振動新的規(guī)則規(guī)范陸續(xù)生效，2000年12月發(fā)布的ISO6954—2000(E)《機械振動——客船、商船振動適居性的測量、報告和評價準則》[1]是目前民用船舶的基本技術(shù)規(guī)格要求，而最新的ISO20283-5[2]也在討論制訂當中。這些都對船舶結(jié)構(gòu)抗振設(shè)計提出了越來越高的要求。隨著集裝箱船的主尺度和裝箱量越來越大，其采用的主機功率、缸數(shù)和機架尺度也隨之不斷加大。主機激勵是導(dǎo)致船舶結(jié)構(gòu)振動的重要激勵因素之一，主機本身坐落于機艙雙層底，機架本身就存在H型、X型和L型3種振型[3]。

主機機架的振動水平控制和主機激振力的準確模擬等是超大型集裝箱船設(shè)計的關(guān)鍵技術(shù)。DNVGL船級社與MAN公司合作在此方面已經(jīng)開展了一些理論和實測研究。出于商業(yè)利益與技術(shù)保密的緣故，難以獲得其研究的關(guān)鍵技術(shù)資料。目前國內(nèi)對主機拉撐布置與特性對船體結(jié)構(gòu)振動影響的相關(guān)研究還比較匱乏，而這又在船舶產(chǎn)品設(shè)計中具有相當重要的工程實踐意義。

全船有限元分析是常用的船舶結(jié)構(gòu)振動預(yù)報方法。有研究提出添加主機橫撐的設(shè)計方案，但并未對拉撐類型的力學(xué)特性進行更多的探討，且其主機機架的模擬也采用近似假定方法模擬[4]。

考慮以滬東中華造船(集團)有限公司設(shè)計建造的14 500 TEU超大型集裝箱船為研究對象，采用全船有限元振動分析方法，研究主機拉撐工作模式對超大型集裝箱船全船振動性能的影響。基于德國勞氏船級社船舶結(jié)構(gòu)振動分析指南(GL Technology Ship Vibration，2001)[5]和ISO6954—2000標準的要求，討論不同主機拉撐工作模式與布置方式對全船結(jié)構(gòu)振動帶來的影響。

1 船型信息與分析裝載狀態(tài)選擇

主要設(shè)計參數(shù)見表1。

表1 分析船舶主要設(shè)計參數(shù)

對于集裝箱船的振動分析，既考慮到較淺的吃水狀態(tài)，又兼顧集裝箱裝載的分析特點，結(jié)合技術(shù)規(guī)格書的要求，從裝載手冊中選擇2個最為典型的壓載出港和設(shè)計吃水裝載狀態(tài)。

2 全船有限元模型

采用MSC.PATRAN/NASTRAN軟件建立有限元模型，為了盡可能地減少節(jié)點數(shù)量控制計算規(guī)模并減少局部模態(tài)，全船基本采用桁材和強框間距網(wǎng)格尺寸建模。甲板、艙壁、圍壁、肋板和外板等主船體結(jié)構(gòu)均采用4節(jié)點或3節(jié)點板單元模擬，開孔視情況按照板厚折減或刪除單元。縱骨和橫向加強筋等，通過面積與彎曲剛度疊加的方式，偏置于強框交界處并建立等效梁單元模擬。作為示例，本船設(shè)計吃水狀態(tài)下的全船有限元模型見圖1。

圖1 設(shè)計吃水狀態(tài)的有限元模型示意圖(14 t/TEU裝載)

全船質(zhì)量可以分為空船質(zhì)量與裝載質(zhì)量2部分，其中空船質(zhì)量又包含結(jié)構(gòu)質(zhì)量與非結(jié)構(gòu)質(zhì)量(設(shè)備、管系、舾裝件及地板敷料等)。有限元模型按圖紙建立完成后，結(jié)構(gòu)質(zhì)量不需要采用修改密度等方法配重。非結(jié)構(gòu)質(zhì)量中相對較為集中的質(zhì)量，例如,設(shè)備等，采用集中質(zhì)量單元的方式模擬。非結(jié)構(gòu)質(zhì)量中相對較為分散的質(zhì)量分布，例如,機艙管系或者地板敷料等，采用調(diào)整對應(yīng)區(qū)域的結(jié)構(gòu)材料密度或者添加非結(jié)構(gòu)質(zhì)量分布參數(shù)的方式模擬。裝載質(zhì)量包括：壓載水、油料以及集裝箱貨物等。采用水密邊界上均布集中質(zhì)量單元來模擬壓載水和油料等艙室重量。對于集裝箱貨物質(zhì)量，采用質(zhì)量點單元模擬其大小和重心位置。通過REB3類型的多點約束(MPC)分配至箱腳坐落的節(jié)點位置，此MPC僅分配質(zhì)量不提供任何結(jié)構(gòu)剛度。質(zhì)量模擬的基本原則是盡可能真實地模擬質(zhì)量的空間分布，同時盡可能地避免大質(zhì)量的節(jié)點集中分配，以避免計算中出現(xiàn)不合理的局部低頻模態(tài)。

全船有限元模型的質(zhì)量與裝載手冊完全一致，重心位置誤差不超過1%。

基于流固耦合分析的源匯分布法模擬附連水質(zhì)量，參考NASTRAN中的MFLUID卡片設(shè)置[6]，定義濕表面單元組和吃水高度，考慮不同裝載狀態(tài)下的艏艉吃水縱傾，計算船體附連水質(zhì)量。

借助區(qū)塊鏈這一全新技術(shù)，我們將電子數(shù)據(jù)的“數(shù)字指紋”存儲在區(qū)塊鏈上，并利用智能合約、分布式存儲、容錯編碼、多屬性決策等技術(shù)，設(shè)計并實現(xiàn)了基于區(qū)塊鏈的電子數(shù)據(jù)存證系統(tǒng)。系統(tǒng)基于區(qū)塊鏈的去中心化和不可篡改的屬性，保證了電子數(shù)據(jù)的真實性、完整性和唯一性。此外，本系統(tǒng)針對用戶還制訂了積分制度，以保證系統(tǒng)能吸引更多用戶，繼而提高本存證系統(tǒng)的可靠性。

3 主機及其拉撐有限元模型

為保證主機與雙層底之間耦合模態(tài)的計算準確性，使得主機的激振載荷能夠準確傳遞給船體結(jié)構(gòu)，計算主機機架的模擬和質(zhì)量分配完全參照主機廠家所提供的信息建立有限元模型。為了更好地模擬主機及其周圍結(jié)構(gòu)，機艙雙層底區(qū)域結(jié)構(gòu)采用縱骨間距的網(wǎng)格尺寸建立有限元模型。

主機拉撐采用剛固MPC與梁單元的組合形式模擬。當主機拉撐處于主動式工作模式時，根據(jù)拉壓剛度的大小計算梁單元的材料屬性與截面面積，用以精確模擬其提供的剛度值；當主機拉撐處于被動式工作模式時，主機拉撐起到提供阻尼的作用，不提供剛度，采用一維阻尼單元進行模擬。主機和艉部有限元模型見圖2。

圖2 主機和艉部有限元模型示意圖(隱去部分結(jié)構(gòu))

4 振動計算方法

4.1 激振力

1)螺旋槳表面力。采用一種簡化的工程實用方法加載螺旋槳表面力，只考慮螺旋槳上方面積約為螺旋槳直徑平方的范圍內(nèi)的螺旋槳脈動水壓力。壓強大小參照船?？张菰囼灥慕Y(jié)果并且結(jié)合公司多年的數(shù)據(jù)積累經(jīng)驗，將船體外板的脈動水壓力合力集中作用于這一范圍。不同轉(zhuǎn)速下的螺旋槳表面力按轉(zhuǎn)速立方關(guān)系換算。

2)主機激振力。本船采用的主機為MAN公司10S90ME-C10.2的機型，該機型主機7階的X型和H型彎矩都相對較大。計算考慮了1～10階激振力及每階力之間的相位關(guān)系。不同轉(zhuǎn)速的主機激振力按照轉(zhuǎn)速平方關(guān)系換算。

3)推力軸承。即便是安裝阻尼器，推力軸承在運行過程中會產(chǎn)生較大的縱向振動作用力。這里采用軸系軸向振動計算報告中的推力軸承作用力曲線，加載至推力軸承節(jié)點上。其中，7階推力軸承作用力相對較大。

4.2 阻尼系數(shù)選取

船體振動的總阻尼由外阻尼和內(nèi)阻尼2部分構(gòu)成。船舶的外阻尼包括空氣動力阻尼和水動力阻尼，內(nèi)阻尼由裝載貨物阻尼和結(jié)構(gòu)阻尼2部分構(gòu)成。船體振動的阻尼系數(shù)極為復(fù)雜，難以準確得到，目前一般采用經(jīng)驗的臨界阻尼值來設(shè)置。真實的臨界阻尼值隨著頻率的升高而增大，不同船級社有不同的阻尼推薦值。本船計算采用GL船級社推薦的臨界阻尼值，見表2。從表2可見，設(shè)計吃水的阻尼比壓載吃水的稍大。

表2 計算所采用的臨界阻尼系數(shù)

注：中間頻率線性插值。

5 振動計算方法

5.1 振動模態(tài)計算結(jié)果

采用Lanzos法進行大模型的模態(tài)分析，得到壓載和設(shè)計吃水下的各階模態(tài)和對應(yīng)頻率。主機拉撐的布置和工作模式對船體總振動模態(tài)及其頻率并無影響。表3給出了14 500 TEU集裝箱船的結(jié)構(gòu)振動模態(tài)和對應(yīng)頻率值。由表3可見，由于集裝箱船的全船大開口設(shè)計，其扭轉(zhuǎn)剛度較弱，因此其第一階為扭轉(zhuǎn)模態(tài)。

表3 14 500 TEU集裝箱船的結(jié)構(gòu)振動模態(tài)和對應(yīng)頻率值

5.2 受迫振動計算結(jié)果

以下分析基于主機拉撐單側(cè)布置6根且處于主動式工作模式下工作的受迫振動計算結(jié)果。

受迫振動的分析預(yù)報選點和衡準是振動預(yù)報的關(guān)鍵，需要全面評估全船各個敏感位置，例如，上層建筑各層的船員房艙、工作處所、機艙集控室、上層建筑頂部、上層建筑兩翼、機艙棚頂部、艉部中心點和舷側(cè)、集控室，以及主機機架等位置。在實船設(shè)計中，必須校核以上所有位置。限于篇幅，重點以上層建筑右翼橋(1號點)、主機機架頂部前端(2號點)及煙囪頂部(3號點)說明計算受迫振動水平。

上層建筑右翼橋在ISO6954—2000(E)標準中并無明確定義，故保守采用工作處所的C類區(qū)域要求作為1號點的振動參考衡準。圖3給出了壓載出港和設(shè)計吃水狀態(tài)下的上層建筑右翼橋(點1)ISO6954—2000的頻譜加權(quán)值隨轉(zhuǎn)速變化的計算結(jié)果。由圖3可見，上層建筑右翼橋能夠滿足ISO6954—2000的工作處所的適居性要求，其在壓載出港狀態(tài)的振動水平比設(shè)計吃水狀態(tài)的高，但在各個軸系轉(zhuǎn)速下仍能夠滿足8 mm/s的上限要求。

圖3 上層建筑右翼橋(點1)ISO6954—2000頻譜加權(quán)值結(jié)果

主機機架的振動水平需要控制在一定的范圍內(nèi)，以確保主機本身長期運作下的結(jié)構(gòu)安全。按照公司與主機廠家的設(shè)計經(jīng)驗，主機機架受迫振動的速度響應(yīng)極值需控制在25～50 mm/s以下。根據(jù)計算結(jié)果，造成主機本身振動響應(yīng)最大的激振力成分為主機7階與推力軸承7階。圖4給出了壓載狀態(tài)下的主機機架頂部前端(2號點)在主機7階和推力軸承7階作用下的受迫振動頻響隨轉(zhuǎn)速變化曲線。由圖4可見，主機機架的振動響應(yīng)速度水平(9.05 mm/s，船長方向)能夠滿足主機廠商的要求。

圖4 壓載狀態(tài)下主機機架頂部前端(2號點)受迫振動頻響隨轉(zhuǎn)速的變化

本船為典型的雙島式大型集裝箱船設(shè)計，煙囪結(jié)構(gòu)較高、剛度弱且靠近艉部和機艙激振源。根據(jù)計算結(jié)果，本船的最大結(jié)構(gòu)振動響應(yīng)即發(fā)生在煙囪頂部(3號點)。煙囪最大振動響應(yīng)由壓載狀態(tài)下的推力軸承4階(14.22 mm/s，船長方向)及設(shè)計吃水狀態(tài)下的主機7階(10.82 mm/s，船寬方向)激振力引起，見圖5。

圖5 煙囪頂部(3號點)受迫振動頻響隨轉(zhuǎn)速的變化

參考美國船級社船舶結(jié)構(gòu)振動計算指南[7]，煙囪不屬于工作處所且無人員長期滯留，最大振動響應(yīng)峰值控制在30 mm/s內(nèi)可滿足結(jié)構(gòu)強度要求。本船煙囪頂部可以滿足以上要求。

6 拉撐布置優(yōu)化和工作模式變化

在實船設(shè)計中，由于需要兼顧主機維修平臺的設(shè)置，因此10缸主機的拉撐通常統(tǒng)一布置在單側(cè)。針對主機拉撐的布置優(yōu)化和工作模式變化對船體結(jié)構(gòu)振動影響水平的影響，對4種主機拉撐的布置和工作模式工況進行計算分析，見表4。

第5節(jié)的計算結(jié)果即為表4中的拉撐布置狀態(tài)1。其余3種拉撐布置狀態(tài)也按相同方法開展計算。主機拉撐的布置與工作模式會改變主機與雙層底之間的耦合頻率，也會改變主機激振力載荷對船體結(jié)構(gòu)的傳遞路徑，繼而影響船體振動響應(yīng)。4種拉撐設(shè)計狀態(tài)的主機振動模態(tài)計算結(jié)果對比見表5。

表4 主機拉撐的布置和工作模式研究工況

表5 4種拉撐設(shè)計狀態(tài)的主機振動模態(tài)計算結(jié)果對比

由表5可見：①當主機橫向拉撐為主動式工作模式時，能夠?qū)χ鳈C機架提供橫向剛度，提升主機機架與雙層底H型耦合振動模態(tài)的頻率；②當主機橫向拉撐為被動式工作模式時，僅對主機機架提供阻尼作用，其設(shè)置根數(shù)對主機機架與雙層底H型耦合振動模態(tài)的頻率無影響；③主機橫向拉撐的設(shè)置不會改變主機L型振動模態(tài)頻率。

上層建筑右翼橋(1號點)在4種拉撐布置狀態(tài)下的受迫振動計算結(jié)果對比見表6。對于上層建筑右翼橋(1號點)，其壓載狀態(tài)下的頻響最大峰值均由推力軸承3階激振導(dǎo)致，發(fā)生在船長方向，主機處于59 r/min；裝載設(shè)計吃水狀態(tài)下的頻響最大峰值均由主機7階激振導(dǎo)致，發(fā)生在船長方向，主機處于56 r/min。

表6 上層建筑右翼橋(1號點)在4種拉撐布置狀態(tài)下的受迫振動計算結(jié)果對比

對于主機機架頂部前端(2號點)，其在壓載狀態(tài)下的頻響最大峰值均由推力軸承7階激振導(dǎo)致，發(fā)生在船長方向；在裝載設(shè)計吃水狀態(tài)下的頻響最大峰值均由主機7階激振導(dǎo)致，發(fā)生在船寬方向。2號點在4種拉撐布置設(shè)計狀態(tài)下的頻響計算結(jié)果對比見圖6。

圖6 主機機架頂部前端(2號點)在4種拉撐布置設(shè)計狀態(tài)下的頻響計算結(jié)果對比曲線

對于煙囪頂部(3號點)，其在壓載狀態(tài)下的頻響最大峰值均由推力軸承4階激振導(dǎo)致，發(fā)生在船長方向；在裝載設(shè)計吃水狀態(tài)下的頻響最大峰值均由主機7階激振導(dǎo)致，發(fā)生在船寬方向。3號點在4種拉撐布置設(shè)計狀態(tài)下的頻響結(jié)果對比見圖7。

圖7 煙囪頂部(3號點)在4種拉撐布置設(shè)計狀態(tài)下的頻響計算結(jié)果對比曲線

從表6、圖6和圖7可以看到：

1)橫向拉撐的設(shè)置可以改變由主機H型和X型彎矩激振導(dǎo)致的振動水平，當主機橫向拉撐處于被動式工作模式時，可以明顯減小壓載狀態(tài)下1號點的振動水平。

2)主機拉撐的工作模式并不會改變遠離主機的上層建筑右翼橋(1號點)的頻響最大峰值發(fā)生的頻率以及對應(yīng)激振源。

3)裝載設(shè)計吃水狀態(tài)下的主要頻響由推力軸承3階激振力引起，橫向拉撐并不能改變主機縱向振動模態(tài)以及垂向彎矩載荷傳遞路徑，主機垂向彎矩和推力軸承縱向載荷作用下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)(如點1在裝載設(shè)計吃水狀態(tài)的加權(quán)值和峰值，點2和點3在壓載狀態(tài)下的船長方向振動頻響)，都較為接近。

4)主機拉撐的設(shè)置和工作模式可以很大地改變主機機架本身的振動響應(yīng)水平，從圖6b)中發(fā)現(xiàn)，主機轉(zhuǎn)速73 r/min是一個臨界點。在裝載設(shè)計吃水狀態(tài)下，當小于此臨界轉(zhuǎn)速時，主機拉撐處于被動式時主機機架的振動響應(yīng)較小，反之則主動式更為有利。針對不同裝載狀態(tài)，通過主機拉撐工作模式在不同轉(zhuǎn)速下的合理切換，可以最大程度地減小主機機架本身和船體結(jié)構(gòu)的振動水平。

7 結(jié)論

1)主機橫向拉撐的設(shè)置和工作模式可以很大地改變主機機架本身的振動響應(yīng)水平，并且影響船體結(jié)構(gòu)的振動水平。在不同裝載狀態(tài)下，通過主機拉撐的布置設(shè)計以及工作模式的合理切換，可以有效減小主機機架本身和船體結(jié)構(gòu)的振動水平，這或許是一種可行的控制結(jié)構(gòu)振動水平工程實踐思路。

2)本船在主機拉撐布置實際設(shè)計中，經(jīng)主機廠家的推薦采用了右側(cè)6根拉撐的方案。相關(guān)實船目前處于建造階段，后續(xù)在試航過程中的拉撐根數(shù)選擇、相關(guān)工作模式設(shè)置切換以及結(jié)構(gòu)振動水平的測試情況，應(yīng)做進一步跟蹤，以驗證文中振動計算的準確性。

3)隨著未來ISO/DIS 20283-5可能的生效實施，船舶結(jié)構(gòu)振動水平的控制顯得越來越重要且難度加大，關(guān)系到船舶產(chǎn)品的順利交付。在船舶建造試航階段，通過主機拉撐使用方法的優(yōu)化以減少船舶振動水平，具有良好的工程實踐性、經(jīng)濟性和可行性。

4)面對日益提高的振動水平設(shè)計要求，為增強我國船舶產(chǎn)品的抗振設(shè)計水平以及技術(shù)競爭力，建議國內(nèi)主機制造廠商與船廠開展更深入的技術(shù)合作，對主機拉撐特性參數(shù)以及布置方式等，開展更多更深入的理論和實測研究。

[1] ISO. Mechanical vibration-Guidelines for the measurement, reporting and evaluation of vibration with regard to habitability on passenger and merchant ships [S]. ISO 6954:2000(E), 2000.

[2] ISO. Mechanical vibration - Guidelines for the measurement, reporting and evaluation of vibration with regard to habitability on passenger and merchant ships [S]. ISO/DIS 20283-5(Draft), 2016.

[3] 金咸定，夏麗娟.船體振動學(xué)[M].上海：上海交通大學(xué)出版社，2011.

[4] 張新偉,吳小康,陸利平.40萬t礦砂船全船和局部振動研究[J]. 中國造船,2011,52(1):26-38.

[5] GL. GL Technology Ship Vibration[S]. GL， 2001.

[6] MSC. MSC Nastran 2012 Quick Reference Guide [M]. Santa Ana, 2011.

[7] ABS. ABS Ship Vibration Analysis Procedure Guide[S]. ABS, 2005.

On Influence of Top Bracing on the Global Vibration of Ultra Large Container Ship

WANG Jia-ying, SUN Fang-sheng, WAN Zhong

(Hudong-Zhonghua Shipbuilding (Group) Co. Ltd, Shanghai 200129, China)

In order to study on the effects of top bracing on the global vibration of ultra large container ship, the global structural vibration analysis of 14 500 TEU container ship was carried out by finite-element method. The forced vibration results of four top bracing arrangements and designs were calculated. The vibration levels of hull structure and engine frame can be effectively reduced by reasonable mode switch of top bracings in different loading conditions.

vibration analysis; main engine FE model; trust bearing force; top bracing; engine frame

10.3963/j.issn.1671-7953.2017.04.012

2016-12-17

工信部專項(Z1601E01)

王佳穎(1983—)，男，博士，高級工程師

研究方向：船舶結(jié)構(gòu)設(shè)計與分析

U661.44

A

1671-7953(2017)04-0055-06

修回日期：2017-02-15