謝繼光，陶暉，洪偉

(上海繹凱船舶設(shè)計有限公司，上海200030)

LEG(液化乙烯)船再液化裝置(以下簡稱模塊)結(jié)構(gòu)復(fù)雜，自身抗振能力差。然而油氣設(shè)備和壓縮機(jī)的行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)和設(shè)計指南對大型壓縮機(jī)系統(tǒng)的振動規(guī)定實質(zhì)上比較寬松[1]，以美國石油學(xué)會(API)的往復(fù)式壓縮機(jī)標(biāo)準(zhǔn)《API 618(第5版)》及成撬標(biāo)準(zhǔn)《API2A-WSD》為例，兩者通過一系列分析設(shè)計流程來控制結(jié)構(gòu)振動與氣體脈動[2-3]，但并未強制要求做響應(yīng)計算，也未明確規(guī)定在振動響應(yīng)計算和測試方法中如何計入支撐結(jié)構(gòu)的剛度。原27 500 m3LEG船在前期設(shè)計中缺乏相關(guān)經(jīng)驗，壓縮機(jī)室主甲板發(fā)生了強烈振動，后期減振十分困難[4]。對同系列后續(xù)32 000 m3LEG船充分重視振動預(yù)防工作，前期預(yù)報結(jié)果不但要滿足ISO20283-5的舒適性標(biāo)準(zhǔn)[5]和EFRC(往復(fù)式壓縮機(jī)歐洲論壇)的《往復(fù)式壓縮機(jī)系統(tǒng)振動指南(第4版)》(簡稱EFRC指南)的安全性A級指標(biāo)[6]，而且要在控制結(jié)構(gòu)重量及建造成本的基礎(chǔ)上，盡量將振動降到最低。

該系列船裝載C型雙耳罐，主甲板為平面造型，跨距大、剛性差、基頻低、中低階模態(tài)密集，通過優(yōu)化設(shè)計可避開1階共振，但很難做到與2階激勵頻率避開20%以上，因此，參考國內(nèi)外動力機(jī)器基礎(chǔ)設(shè)計相關(guān)規(guī)范的變動，對壓縮機(jī)基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)只考核動態(tài)響應(yīng)、不再強制要求固有頻率避開機(jī)器擾力頻率[7]。由于模塊結(jié)構(gòu)復(fù)雜，中低頻區(qū)模態(tài)計算的完整度和精度較低，因此，采用不依賴模態(tài)的直接瞬態(tài)法進(jìn)行時域響應(yīng)分析[8]，并通過對內(nèi)圍壁、支柱的位置調(diào)節(jié)，找出優(yōu)化設(shè)計方案。

1 簡介

32 000 m3LEG船對比27 500 m3LEG船壓縮機(jī)室向船艏方向移動8個肋位，使將壓縮機(jī)房整體落在橫艙壁上方，見圖1。設(shè)置頂墩并跨4檔肋距，從而強化邊界約束并減小主甲板縱向跨距(主甲板與房頂縱向跨距分別為10.4 m、16.8 m，橫向跨距均為17.2 m)。此外，還做了一定的結(jié)構(gòu)加強(以下記為A方案)，包括加高主甲板強橫梁(580～700 mm)，加密、加高房頂強梁及外圍壁垂直桁(450～800 mm)，以更好地限制內(nèi)部管架及中冷器等大型容器在水平面內(nèi)晃動。

圖1 壓縮機(jī)房在主甲板上的定位

借鑒陸地建筑上的抗震設(shè)計手段，增加支柱和剪力墻等結(jié)構(gòu)以增加彎曲剛度及剪切剛度。在盡量減少對通道、設(shè)備與管系的干涉基礎(chǔ)上，設(shè)計若干減振方案見表1，并將結(jié)構(gòu)重量與A方案對比。作為參考，壓縮機(jī)與電機(jī)總重31 t、室內(nèi)管架重58 t、室內(nèi)管系及其他設(shè)備重52 t、屋頂管系重13 t。根據(jù)經(jīng)驗，方案C1～D3均保留Fr141(頂墩斜板與主甲板相交于該肋位)的4根支柱，以將房頂連接到“剛性邊界”頂墩處。對各方案分別建立有限元模型并進(jìn)行固有頻率及振動響應(yīng)的計算。

表1 船體結(jié)構(gòu)減振設(shè)計方案及特點

2 模態(tài)分析

有限元模型范圍從壓縮機(jī)室向前、后各延伸一個艙段至貨艙橫艙壁處，向下延伸至頂邊艙下縱壁處，完整包含左、右兩舷；模型前后及下方端部節(jié)點簡支作為邊界條件。管架平臺、管系、設(shè)備以質(zhì)點單元模擬并分配到主甲板及房頂?shù)南嚓P(guān)節(jié)點上；通過增加鋼板密度模擬涂料附加質(zhì)量；壓縮機(jī)和電動機(jī)本體用質(zhì)點模擬并通過MPC(多點剛性約束)連接到基座上，傳動軸用梁單元模擬。

貨物壓縮機(jī)轉(zhuǎn)速為710 r/min，其主要激勵頻率為11.83、23.67 Hz，參照API618規(guī)定，結(jié)構(gòu)固有頻率應(yīng)盡量避開該頻率的±20%區(qū)間范圍。壓縮機(jī)間主要結(jié)構(gòu)的前5階固有頻率見表1。

1)A方案房頂可能發(fā)生1階共振，故排除選擇該方案；其余各方案的室內(nèi)主甲板和房頂均避開了1階共振區(qū)，但均存在2階共振風(fēng)險。

2)壓縮機(jī)間前方露天主甲板的1階固有頻率12.24 Hz存在1階共振風(fēng)險；后方主甲板的6階固有頻率22.48 Hz、側(cè)圍壁的1階固有頻率24.25 Hz、以及露天管系的大量模態(tài)存在2階共振風(fēng)險。

3)以A方案的壓縮機(jī)房頂為例，其2、3階模態(tài)均為三節(jié)線振型，節(jié)線分別位于跨距縱向中點和橫向中點，見圖2a)、b)。表2為主要結(jié)構(gòu)前5階固有頻率計算結(jié)果。由表2可見，通過設(shè)置剪力墻來同時加強彎、剪剛度的C1～C3、D方案，能有效抑制其中一個振型，但對另一個振型抑制效果不明顯，例如，C3方案完全抑制了主甲板原2階振型，但主甲板原3階振型的固有頻率僅從23.89 Hz提升到24.53 Hz；而通過梁-柱“懸吊”主甲板的B方案，將2種振型的固有頻率均提升約12%(分別從22.07、23.89 Hz提升到24.77、26.91 Hz)。因此，從模態(tài)角度很難判斷梁-柱體系和剪力墻體系哪個更優(yōu)越。

表2 主要結(jié)構(gòu)前5階固有頻率計算結(jié)果 Hz

圖2 壓縮機(jī)室房頂?shù)娜?jié)線振型

3 響應(yīng)分析

在有限元模態(tài)計算模型的基礎(chǔ)上，對管架、管系及設(shè)備進(jìn)一步細(xì)化，管架平臺以梁單元模擬，管系分段以質(zhì)點單元模擬，大型液體容器用板單元模擬，并提高密度以模擬內(nèi)容物質(zhì)量，其余設(shè)備以質(zhì)點單元模擬并通過MPC關(guān)聯(lián)到管架上。

對壓縮機(jī)MPC的主節(jié)點(對應(yīng)設(shè)備手冊中的計算點)分別施加激振力的1、2階分量及合力，結(jié)構(gòu)阻尼取0.03并運行時域響應(yīng)計算。其中：壓縮機(jī)垂向不平衡力Fv(單位：kN)及不平衡矩Mv(kN·m)分別為

Fv=14.958cos(ωt+150)+ 2.341cos(2ωt-150)Mv=58.726cos(ωt+27.7)+ 8.839cos(2ωt-27.6)

(1)

式中：ω為曲軸角速度,(°)/s;t為運行時間，s。

結(jié)果表明，露天甲板振動可忽略，外圍壁橫向振動最大峰值為1.0 mm/s、RMS(均方根)值為0.64 mm/s，露天管架縱向振動最大峰值為0.52 mm/s、RMS值為0.34 mm/s，都無需額外減振措施。以主甲板、管架、房頂3個平面的垂向振動為減振設(shè)計主要研究對象，取若干典型測點作為減振優(yōu)化設(shè)計的考察點，測點布置見圖3。其中測點1～4位于壓縮機(jī)基座上；測點5、6位于主甲板縱向跨距中點及橫向跨距的1/4、3/4點，代表遠(yuǎn)離壓縮機(jī)的主甲板振動極值點；測點7、8分別位于二層平臺過道及房頂檢修口。圖3中虛線位于Fr141和Fr145，為頂墩與主甲板的交線。經(jīng)振動響應(yīng)計算后輸出典型測點的穩(wěn)態(tài)響應(yīng)垂向振動速度分量峰值見表3。

圖3 測點布置(主甲板平面投影)

表3 穩(wěn)態(tài)振動垂向速度響應(yīng)峰值(雙機(jī)同相) mm/s

圖4 穩(wěn)態(tài)時域響應(yīng)

1)無論是否發(fā)生2階激勵頻率共振，1階激勵響應(yīng)分量仍為總響應(yīng)的主要成分，1階響應(yīng)分量大致為2階的3倍。

2)定量分析中，2階響應(yīng)分量不能忽略，甚至某些方案如C3方案的主甲板響應(yīng)，2階分量超出1階分量成為總響應(yīng)的最主要成分。

3)考慮到1階激勵幅值是2階的6倍左右，不難得出，壓縮機(jī)室主結(jié)構(gòu)的2階響應(yīng)動力放大系數(shù)大于1階(約2～3倍)。

4)B方案增加了大量的梁-柱結(jié)構(gòu)重量，但主甲板總響應(yīng)無改善、房頂?shù)臏p振比例遠(yuǎn)低于預(yù)期。從時域結(jié)果來看，設(shè)在Fr141的4根支柱處于壓縮機(jī)本體的中心附近、對不平衡矩Mv的反作用力臂幾乎為0，因此，對控制壓縮機(jī)振動幾乎無效，而振動波卻直接順著支柱傳遞至房頂，導(dǎo)致房頂振動加劇。由圖3穩(wěn)態(tài)時域響應(yīng)對比可見，不設(shè)支柱的A方案，測點8(房頂)的速度響應(yīng)與測點1、3(壓縮機(jī)兩端)的速度響應(yīng)無明顯聯(lián)系，而Fr141設(shè)支柱的B方案，測點8的響應(yīng)直接受測點1、3的響應(yīng)總和控制，且2個方案下測點1、3的時程速度曲線幾乎不變。

4)在房間后端增設(shè)短縱壁(C1)或短橫壁(D)僅對主甲板減振有效、對基座附近無效；反之在房間前端增設(shè)短縱壁(C2)不僅對主甲板、對基座附近減振也有效，因此更具綜合效益。

5)增設(shè)連續(xù)中縱壁(C3)對壓縮機(jī)附近減振有最好的效果，但對主甲板的減振效果反而比短縱壁(C1、C2)的效果退化，考慮到C3對通道和管系的干涉程度過為嚴(yán)重，C2方案顯得更為優(yōu)越。

根據(jù)上述結(jié)果，短肢墻或梁-柱體系各有不足，考慮將2種體系進(jìn)行組合。重新設(shè)計減振方案：房頂強梁高1.2 m，F(xiàn)r142設(shè)置4根支柱、并在支柱下方加設(shè)局部橫梁，F(xiàn)r138～142設(shè)短縱壁，F(xiàn)r140～141基座底部縱桁局部加高300 mm，記為E1方案；此外，為分析壓縮機(jī)撬對振動的影響，在E1方案的基礎(chǔ)上在基座與壓縮機(jī)之間增設(shè)H350×17/2×(200×20)的壓縮機(jī)撬，記為E2方案。各方案穩(wěn)態(tài)垂向振動的RMS值計算結(jié)果見表4。因ISO 20283-5標(biāo)準(zhǔn)要求1～80 Hz頻域內(nèi)振動速度的加權(quán)RMS值小于6 mm/s，EFRC指南A級指標(biāo)要求10～200 Hz頻段內(nèi)振動速度總RMS值小于2 mm/s，見表3、4。

表4 穩(wěn)態(tài)振動垂向速度響應(yīng)RMS值(雙機(jī)同相) mm/s

1)所有方案均滿足2個標(biāo)準(zhǔn)的要求。

2)原27 500 m3LEG測點1、3、4的雙機(jī)工況速度響應(yīng)峰值分別為9.30、15.17、18.24 mm/s，主甲板、管架、房頂3個平面的速度響應(yīng)峰值分別為13.50、4.43、11.27 mm/s，均遠(yuǎn)大于32 000 m3LEG船，后者最大峰值至少比前者低80%以上。

3)將梁-柱體系與剪力墻結(jié)合的E1方案，在結(jié)構(gòu)增重僅7 t的基礎(chǔ)上對各測點有明顯減振效果，振動最惡劣的測點1峰值降低至2.244 mm/s、RMS值僅1.336 mm/s，對比A方案各降低了24%。

4)增設(shè)壓縮機(jī)撬(約3.2 t)對垂向振動有微弱的減振作用，但若加大撬面積并取消對應(yīng)管架，將模塊由架裝式徹底改為撬裝式，則水平面內(nèi)的約束被嚴(yán)重削弱，面內(nèi)振動風(fēng)險將增加。

4 結(jié)論

1)32 000 m3LEG船各結(jié)構(gòu)設(shè)計方案的振動響應(yīng)都非常小，也都滿足ISO和EFRC的相關(guān)指標(biāo)?？梢姾侠聿贾媚K是決定振動性能優(yōu)劣的最主要因素，而結(jié)構(gòu)設(shè)計起到的是小范圍調(diào)控及消滅薄弱環(huán)節(jié)的作用。

2)由于1階激振力為主要激勵成分，低頻強迫振動仍是響應(yīng)的主要成分；2階激振力雖然幅值較小，但由于該頻域的結(jié)構(gòu)共振難以避免，動力放大系數(shù)大，故響應(yīng)預(yù)報中也不可忽略。

3)相比梁-柱體系，圍壁對該船減振效果更好、結(jié)構(gòu)重量也更輕。

4)連續(xù)圍壁的布置對通道及管系有較大干涉，若改為局部圍壁并與梁-柱體系組合，則干涉少、重量輕、減振效果好，更貼合實際應(yīng)用。

5)從振動角度，對該船的模塊布置其室內(nèi)支柱不宜設(shè)在頂墩所在肋位上，因在該處無法提供對不平衡矩的減振力臂，卻會傳遞動能并加劇房頂振動；將支柱前移至壓縮機(jī)端部會更加有效。

6)本文的分析和結(jié)果都建立在氣體脈動壓力得到良好控制的基礎(chǔ)上，對此可參照API618的DA2(設(shè)計方法2)流程進(jìn)行分析設(shè)計。