袁奎霖，徐占鵬，崔洪宇，洪明

1.大連理工大學 船舶工程學院，遼寧 大連 116000；2.大連漁業(yè)公司，遼寧 大連 116000

0 引言

隨著遠洋捕撈業(yè)的快速發(fā)展，我國漁船建造市場已由以往追求大批量生產(chǎn)轉向開發(fā)結構優(yōu)良、綠色清潔、振動噪聲低的新型漁船［1-7］。近年來，國內(nèi)學者研究了船舶振動預報和減振方法［8-15］。江水等［16］總結了漁船振動的振源、振動形式及減振措施等問題。安小同等［17］采用數(shù)值預報與實船測試相結合的方法，分析冷海水貝運輸船艉部主甲板的局部振動問題，并提出了有效的減振措施。劉媛等［18］針對秋刀魚/魷魚釣船設計階段的振動控制問題，分別采用經(jīng)驗公式和有限元法預報了船舶總體振動固有頻率和局部結構振動特性。張媛等［19］以脈動壓力、軸承力和主機激振力作為激勵，采用MSC.Patran/Nastran建立拖網(wǎng)漁船全船三維有限元模型，分析強迫振動，在計算結果滿足振動基準后優(yōu)化結構減振，提出最優(yōu)減振方案。

金槍魚延繩釣船是最近遠洋漁船中發(fā)展較快的一種漁船，該船型不僅要有較高的航速來轉移漁場，還應有良好的低速性能配合起釣捕撈作業(yè)，對主機和螺旋槳的要求非常高，因此如何避免船舶振動成為亟待解決的問題［20］。本文以52 m金槍魚延繩釣船為研究對象，在設計階段對船體振動進行計算分析與控制，避免過大振動的發(fā)生?；诮Y構有限元振動計算得到船體相關結構振動特性，結合螺旋槳和主機主要激勵進行分析，并提出了相應的結構修改方案，以期為同類型漁船的設計提供參考。

1 船舶概述

52 m金槍魚延繩釣船為單機單槳艉機型船，船艏設艏樓，艏樓后部的主甲板是起繩、收魚的作業(yè)甲板，橋樓與艉樓相連形成長艉樓，長艉樓上部是長甲板室，甲板室前端是駕駛室，總布置如圖1所示。船體首尾垂線間長44.80 m，型寬8.50 m，型深3.75 m，設計吃水深度為3.30 m，排水量為877 t，服務航速為12.0 kn；主機為XCW8200ZC-10，額定轉速為1000 r/min；螺旋槳選用5葉定距槳，直徑為2.8 m，轉速為186 r/min。船作業(yè)時間最長的工況為起繩工況，航速為8.4～8.6 kn，相應主機轉速為600～650 r/min。

圖1 52 m金槍魚延繩釣船總布置圖

2 主要激勵

2.1 主要激勵頻率

船上激勵主要為主機和螺旋槳，漁船的主機轉速相對較高，對應的激勵頻率也較高。多缸高速機的平衡特性一般優(yōu)于低速機。螺旋槳激勵主要考慮葉頻和倍葉頻成分，主要是作用在槳上方外板的表面脈動激勵［21-22］。

螺旋槳和主機在工作過程中都存在軸頻激勵，相應的頻率

式中：N為螺旋槳或主機轉速，r/min。

螺旋槳產(chǎn)生的葉頻和倍葉頻激勵頻率

式中：fprop為螺旋槳激勵頻率，Hz；K為激勵階數(shù)，為葉頻時K=1，為倍葉頻時K=2；Z為螺旋槳葉數(shù)。

本文主要考慮主機及螺旋槳軸頻激勵和螺旋槳葉頻及倍葉頻激勵，結合船的工況，確定相應的激勵頻率，為船體結構有限元振動分析提供依據(jù)，避免發(fā)生共振，減小可能出現(xiàn)的較大振動。根據(jù)金槍魚延繩釣船的設計要求，分別計算繩工況（主機轉速為600～650 r/min）和航行工況（主機轉速為 850～1000 r/min）2種典型工況下的主要激勵頻率進行，結果如表1所示。

表1 典型工況主機與螺旋槳主要激勵頻率 Hz

2.2 螺旋槳脈動壓力預報與校核

從減小伴流影響來說，螺旋槳離船體越遠越好，葉梢與船體之間的間隙越大越好，如圖2所示，螺旋槳凈空尺寸［21］2-61為：a=0.12D，b=0.20D，c=0.14D，d=0.04D，其中 D為螺旋槳直徑，目標船螺旋槳直徑為2.8 m。根據(jù)螺旋槳凈空尺寸校核目標船螺旋槳與艉部特征間隙設計數(shù)據(jù)，如表2所示，結果表明，目標船滿足相應規(guī)范要求。

預報計算螺旋槳在船體表面引起的脈動壓力。無空泡螺旋槳在船體表面引起的葉頻脈動壓力［23］

式中：R為螺旋槳半徑，m；ds為當葉片在頂部位置時，從螺旋槳0.9R處到浸入水中的計算表面的距離，m。

由螺旋槳空泡引起的葉頻脈動壓力

式中：vs為船速，m/s；wTmax為最大伴流峰值；we為有效伴流；ha為螺旋槳軸浸深，m；K0和Kc為系數(shù)。

螺旋槳作用在船體外板上的等效總脈動壓力

由式（6）得螺旋槳產(chǎn)生的脈動壓力為3.39 kPa，小于規(guī)定限值8.0 kPa，滿足脈動壓力衡準要求［23］27。

圖2 螺旋槳凈空尺寸示意圖

表2 螺旋槳凈空尺寸校核 m

3 船體總體固有頻率預報及共振分析

3.1 船體總體固有頻率的有限元分析模型

為判斷整個船體處于關心激勵頻率段的共振區(qū)域，采用MSC·Patran建立全船三維結構有限元模型，分析其固有頻率。船體結構采用殼單元模擬板材，主要單元為550mm×500mm；橫梁、縱骨及縱桁用梁單元模型。整個模型共有23 243個單元，12 021個節(jié)點，整船有限元模型結構網(wǎng)格如圖3所示。

計算分析振動時，船上非結構物體的質量需要采用相應單元考慮，主要是大型設備和動力裝置。附連水質量采用MSC.Nastran中的流固耦合分析，通過水線下剖分濕表面單元的源匯分布法進行計算。

圖3 金槍魚延繩釣船結構有限元模型

3.2 船體總體固有頻率的計算結果與分析

漁船作業(yè)包括出港捕魚、捕魚中、滿載返航、滿載到港和空載到港等載況。由于極端載況可反映船舶振動性能的優(yōu)劣，因此選擇出港捕魚和空載到港2種載況。

采用ABS［24］推薦的Kumai經(jīng)驗公式近似計算出港捕魚工況下的垂向振動固有頻率，并與有限元模型的計算結果對比。首階（2節(jié)點）垂向振動固有頻率

式中：Iv為船體舯剖面慣性矩，m4；L為船體首尾垂線間長，m；Δi為包含附連水質量效益的有效排水量，t，Δi=（1.2+1/3×B/T），其中 B為型寬，m；T為平均吃水深度，m。

二階及以上垂向振動固有頻率

式中：n為振動振型節(jié)點數(shù)；α為計算船型相關系數(shù)，漁船α一般取0.845。

采用Kumai經(jīng)驗公式與有限元模型計算的垂向振動前三階固有頻率如表3所示。結果表明兩者基本吻合，證明了全船有限元模型的有效性，可用于后續(xù)船體總體固有頻率的預報及共振分析。

表3 出港捕魚工況垂向振動各階固有頻率 Hz

根據(jù)金槍魚延繩釣船的工作特點，主機轉速主要考慮全速航行與起繩作業(yè)（主機低速轉速下航行）2種典型工況。在主機轉速范圍內(nèi)，分析船上主要激勵頻率與船體總體垂向振動的固有頻率，主機轉速與結構固有頻率的關系如圖4所示。

在全速航行工況即主機達到額定轉速的85%～100%時，主機軸頻和螺旋槳葉頻激勵與船體垂向3階頻率相近；在起繩工況即主機達到額定轉速的60%～65%時，主機軸頻和螺旋槳葉頻激勵與船體垂向2階頻率相近，表明設計方案中的船體總體振動未能避開激勵共振，可能引起過度振動。一般在制造過程中將主機軸頻激勵控制在非常低的量級，可以適當忽略影響。在設計額定工況下，螺旋槳脈動壓力強度滿足衡準限定值，引起總體過大振動的可能性不大，但需要進一步對重點局部區(qū)域進行振動分析和頻率儲備計算。

圖4 主機轉速范圍內(nèi)釣船的總體垂向振動固有頻率和主要激勵頻率遭遇示意圖

4 船體局部結構振動分析與減振設計

通過對原始設計結構的有限元振動分析，并結合船上主要激勵頻率，對發(fā)生共振遭遇模態(tài)的局部結構提出減振修改方案（盡可能選用已有型材加強結構）。為了減少邊界條件簡化的影響，駕駛室羅經(jīng)甲板局部結構延伸至駕駛甲板處，邊界條件為對駕駛甲板連接的位置進行簡支固定。有限元模型如圖5所示。

對改進后的結構重新進行有限元分析。羅經(jīng)甲板振動計算結果如圖6～9所示。

由圖6～9可知，羅經(jīng)甲板第2階模態(tài)頻率21.34 Hz與起繩工況下主機二階激勵頻率遭遇，在45#～46#附近區(qū)域產(chǎn)生局部振動模態(tài)。因此，建議加強45#和46#橫梁，結構由原來的L63mm×40mm×5mm改為L100mm×63mm×7mm，如圖10所示（圖中單位為mm）。

圖5 羅經(jīng)甲板局部振動有限元分析模型

圖6 羅經(jīng)甲板16.87 Hz一階振動固有模態(tài)

圖7 羅經(jīng)甲板21.34 Hz二階振動固有模態(tài)

圖8 羅經(jīng)甲板25.76 Hz三階振動固有模態(tài)

圖9 原始設計駕駛室羅經(jīng)甲板局部振動固有頻率與激勵遭遇示意圖

圖10 羅經(jīng)甲板結構加強修改示意圖

經(jīng)過結構改進后的羅經(jīng)甲板模態(tài)振型與相應頻率結果如圖11～13所示。羅經(jīng)甲板的前二階模態(tài)頻率均避開了螺旋槳和主機的危險頻率范圍，表明改進后的羅經(jīng)甲板結構合理。

圖11 羅經(jīng)甲板17.23 Hz一階振動模態(tài)

圖12 羅經(jīng)甲板26.44 Hz二階振動模態(tài)

分析其他局部結構的振動，根據(jù)計算結果，改進出現(xiàn)問題的結構。

1）駕駛甲板艉部。根據(jù)有限元計算結果發(fā)現(xiàn)，駕駛甲板-5#～5#區(qū)域存在較多危險模態(tài)，建議加強-4#和 0#橫梁，將原角鋼L75 mm×50 mm×5 mm改為T型材T150 mm×6 mm/70 mm×7 mm；分別在距船中左3000 mm和距船中右3000 mm處從尾部至7#+350 mm處各加一縱桁，構件尺寸均為T150mm×6 mm/70 mm×7 mm，如圖14所示（圖中單位為mm）。

2）艉部船體板架結構。根據(jù)有限元計算結果發(fā)現(xiàn)，在艉部淡水艙舷側存在危險振動模態(tài)，因此建議將該艙舷側肋骨由原角鋼L90 mm×56 mm×6 mm改為T型材T150 mm×6 mm/70 mm×7 mm，如圖15所示（圖中單位為mm）。

最終計算結果表明，改進后結構的固有頻率可有效地避開主要激勵頻率。

圖13 修改后駕駛室羅經(jīng)甲板局部振動固有頻率與激勵遭遇示意圖

圖14 駕駛甲板結構加強示意圖

圖15 艉部淡水艙結構加強示意圖

5 試航實船振動測試結果分析

為了驗證設計階段振動控制的效果，在試航過程中對船體進行了振動測量。測點包括主機基座（①號測點）、駕駛甲板艉部（②號測點）、艉樓甲板（③號測點）以及羅經(jīng)甲板（④號和⑤號測點），具體測量位置如圖1所示，所有測點均為垂向布置。分別在600～650 r/min（起繩工況）和850～1000 r/min（航行工況）主機轉速范圍內(nèi)共10個不同轉速下測量，測量結果如圖16～18所示。

由圖16可知，螺旋槳葉頻和倍葉頻激勵峰值比較明顯。

由圖17可知，螺旋槳葉頻非常明顯，倍葉頻響可忽略。由圖18可知，1000 r/min轉速下的振動明顯，低轉速下的振動很小，沒有超過文獻［25］的限定。

圖16 主機1000 r/min駕駛甲板艉部垂向振動頻譜

圖17 主機1000 r/min羅經(jīng)甲板（④號測點）垂向振動頻譜

6 結語

本文對設計建造中52 m金槍魚延繩釣船實施振動控制，重點是優(yōu)化結構設計，以減少共振。實船航行振動測量結果反映原振動劇烈區(qū)域經(jīng)改進結構后沒有出現(xiàn)較大的有害振動，設計過程振動控制需要注意以下問題：1）選擇主機時可考慮選擇振動特性優(yōu)良的機型，在推進、排放和振動等約束中優(yōu)化選擇。2）方案設計階段，需考慮螺旋槳的葉數(shù)和轉速、綜合推進效率和振動性能。3）艉部線型設計需考慮螺旋槳的激振力，包括船體去流段水線夾角和螺旋槳與艉部輪廓間隙滿足相應設計建造規(guī)范要求，必要時校核螺旋槳脈動壓力。對艉部、駕駛室及重要艙室處結構進行振動校核，避免出現(xiàn)與主要激勵共振，必要時則需要加強結構，改變結構的固有頻率。4）在試航過程中，有條件對重要部位，尤其是修改部位進行振動測量，研究采取振動控制措施后的效果，積累設計經(jīng)驗。5）設計過程中的振動控制需要同時考慮其他設計因素，滿足使用要求，保證建造工藝的可行性及可接受的經(jīng)濟成本等。

圖18 主機不同轉速羅經(jīng)甲板（④號測點）垂向振動頻譜