李浩然，向陽，李飛，李著新

(武漢理工大學(xué) a.能源與動(dòng)力工程學(xué)院；b.船舶動(dòng)力工程技術(shù)交通運(yùn)輸行業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢 430063)

船舶雙層底是振動(dòng)傳遞的主要結(jié)構(gòu)，其振動(dòng)的大小直接影響船舶的振動(dòng)噪聲水平，目前對(duì)動(dòng)力吸振器在船舶領(lǐng)域的研究[1-7]主要應(yīng)用于主機(jī)設(shè)備、軸系以及管路的減振，直接作用于船體結(jié)構(gòu)來降低振動(dòng)的研究較少；對(duì)阻振質(zhì)量的布置位置的研究主要集中在激勵(lì)設(shè)備的基座上，在振動(dòng)主要傳遞路徑上采取阻振控制的研究較少。因此，考慮對(duì)雙層底結(jié)構(gòu)進(jìn)行吸振阻振設(shè)計(jì)并開展試驗(yàn)。通過截取實(shí)際艦船的機(jī)艙雙層底結(jié)構(gòu)，將其按照1/2縮減，對(duì)縮減后的雙層底結(jié)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計(jì)并建立相應(yīng)的有限元模型；根據(jù)設(shè)計(jì)方案搭建試驗(yàn)臺(tái)架；然后通過測(cè)量離心泵機(jī)腳處的振動(dòng)數(shù)據(jù)作為激勵(lì)源，繼而完成模型的諧響應(yīng)計(jì)算，確定主要吸振頻率和吸振器安裝位置，基于諧響應(yīng)計(jì)算結(jié)果采用有限元功率流法確定主要頻率下振動(dòng)的主要傳遞路徑；最后對(duì)試驗(yàn)臺(tái)架開展吸振阻振的控制效果試驗(yàn)。

1 板殼的結(jié)構(gòu)聲強(qiáng)理論

船舶的雙層底結(jié)構(gòu)是典型的板殼結(jié)構(gòu)，可以用板殼理論來描述其動(dòng)力學(xué)特性[8]，認(rèn)為沿著其某個(gè)具體方向上單位寬度的輸入功率流為結(jié)構(gòu)聲強(qiáng)，表示為

Ik==<-σkl(t)vl(t)>

k,l=1,2,…

(1)

式中：σkl(t)和vl(t)分別為t時(shí)刻結(jié)構(gòu)在k，l方向上的應(yīng)力分量和速度分量，<…>為時(shí)間的平均量。

對(duì)第n階瞬時(shí)結(jié)構(gòu)聲強(qiáng)In(t)進(jìn)行時(shí)間平均后，得到通過結(jié)構(gòu)某點(diǎn)的凈聲強(qiáng)In。

(2)

經(jīng)傅里葉變換得到頻域內(nèi)結(jié)構(gòu)聲強(qiáng)表達(dá)式。

(3)

基于單元中的內(nèi)力和相應(yīng)的位移的定義，板殼單元在x、y軸方向上的結(jié)構(gòu)聲強(qiáng)分別為

(4)

2 結(jié)構(gòu)模型設(shè)計(jì)及試驗(yàn)平臺(tái)搭建

2.1 雙層底板架結(jié)構(gòu)模型的設(shè)計(jì)

雙層底板架結(jié)構(gòu)模型見圖1。

該結(jié)構(gòu)為截?cái)嗄Ｐ停瑸楸ＷC截?cái)嗖糠值倪吔缗c實(shí)船振動(dòng)傳遞基本一致，需要盡量減少邊界振動(dòng)波的反射，在試驗(yàn)中將雙層底板架結(jié)構(gòu)預(yù)留的截?cái)嗖糠植迦肽举|(zhì)沙箱中吸收邊界的振動(dòng)能量。結(jié)構(gòu)上部裝有離心泵基座和典型基座，為了在實(shí)際試驗(yàn)過程中模擬真實(shí)的海水支撐，在結(jié)構(gòu)底部布置4個(gè)減震器進(jìn)行支撐。

2.2 有限元模型的建立

根據(jù)設(shè)計(jì)的結(jié)構(gòu)，采用HyperMesh軟件建立有限元模型。該模型主要由內(nèi)外底板、底桁、實(shí)肋板、基座，以及相應(yīng)結(jié)構(gòu)上的梁結(jié)構(gòu)組成，所有結(jié)構(gòu)材料為Q235，材料參數(shù)為：密度=7 850 kg/m3，彈性模量=2.1×1011 Pa，泊松比=0.3。內(nèi)外底板和底桁結(jié)構(gòu)上布置有L型角鋼結(jié)構(gòu)，在搭建試驗(yàn)臺(tái)架時(shí)L型角鋼為貫穿于實(shí)肋板的整體結(jié)構(gòu)。因此，在有限元建模時(shí)，對(duì)實(shí)肋板結(jié)構(gòu)同樣采取挖孔處理。對(duì)于離心泵結(jié)構(gòu)，因其結(jié)構(gòu)復(fù)雜，在模型創(chuàng)建時(shí)將其等效為質(zhì)量點(diǎn)，同時(shí)考慮到后期采用ANSYS軟件進(jìn)行諧響應(yīng)分析時(shí)激勵(lì)的施加方式，此處采用大質(zhì)量點(diǎn)進(jìn)行模擬，大質(zhì)量取為模型質(zhì)量的106倍，大質(zhì)量點(diǎn)距離離心泵基座面板的高度是根據(jù)實(shí)際離心泵的重心高度設(shè)置，然后將各個(gè)大質(zhì)量點(diǎn)與基座面板上對(duì)應(yīng)機(jī)腳位置處的節(jié)點(diǎn)建立剛性連接。模型底部的4個(gè)彈性支撐采用彈簧單元COMBINE 40模擬，并在彈簧單元底部設(shè)置6個(gè)自由度的約束，最終得到的有限元模型見圖2a)。參照文獻(xiàn)[9]中的方法建立沙箱結(jié)構(gòu)，參數(shù)與文獻(xiàn)[9]保持一致，見圖2b)。對(duì)雙層底結(jié)構(gòu)進(jìn)行網(wǎng)格劃分時(shí)，將單元尺寸取為20 mm，根據(jù)實(shí)際情況對(duì)結(jié)構(gòu)賦予相應(yīng)的材料屬性、單元類型以及實(shí)常數(shù)信息，其中內(nèi)外底板、底桁、實(shí)肋板以及基座均為板結(jié)構(gòu)，采用SHELL 181單元，L型角鋼和其他梁結(jié)構(gòu)采用BEAM 188單元。

圖2 有限元模型

2.3 試驗(yàn)臺(tái)架的搭建

試驗(yàn)臺(tái)架見圖3。

圖3 試驗(yàn)室中的試驗(yàn)臺(tái)架

其中試驗(yàn)臺(tái)架上的激勵(lì)源選擇YDG80-315(I)型單級(jí)立式離心泵，轉(zhuǎn)速為1 450 r/min，額定流量為50 m3/h。截?cái)噙吔邕x擇木質(zhì)沙箱圍合，并填充沙土吸收邊界振動(dòng)波的傳遞。

試驗(yàn)臺(tái)架底部的4個(gè)減震器是根據(jù)臺(tái)架總質(zhì)量、單個(gè)減震器的垂向剛度，以及減震器的變形極限選擇了ZTF型可調(diào)式彈簧減震器，其中整個(gè)試驗(yàn)臺(tái)架、離心泵，以及沙土總質(zhì)量約為5.536 t?？紤]安裝過程中減震器傾斜的可能，為確保垂向能夠達(dá)到彈性支撐能力，最終選擇ZTF-4-2800減震器，其固有頻率為4±1 Hz，其中1個(gè)支撐位置處的局部示意于圖4。

圖4 試驗(yàn)臺(tái)架底部支撐局部示意

3 吸振阻振方案設(shè)計(jì)及分析

3.1 吸振方案設(shè)計(jì)及分析

將離心泵剛性安裝在基座上，并與管路系統(tǒng)相連，試運(yùn)行良好之后，測(cè)量離心泵在額定工況下的振動(dòng)和試驗(yàn)臺(tái)架外底板在該工況下的振動(dòng)，其中在離心泵基座靠近螺栓連接位置處選取了4個(gè)測(cè)點(diǎn)用于測(cè)量離心泵的振動(dòng)，測(cè)點(diǎn)編號(hào)為A1～A4，測(cè)點(diǎn)分布見圖5a)。由于整個(gè)結(jié)構(gòu)存在較強(qiáng)的對(duì)稱性，在外底板中僅選取其中一側(cè)的65個(gè)測(cè)點(diǎn)用于測(cè)量其在離心泵激勵(lì)下的振動(dòng)響應(yīng)情況，測(cè)點(diǎn)編號(hào)為B1～B65，測(cè)點(diǎn)分布如圖5b)所示。

圖5 測(cè)點(diǎn)位置分布示意

振動(dòng)信號(hào)的采集通過東華DH5927N振動(dòng)測(cè)試系統(tǒng)和朗斯的振動(dòng)加速度傳感器完成，其中加速度傳感器通過磁力基座布置在離心泵基座面板和外底板上，經(jīng)由線纜連接到東華測(cè)試系統(tǒng)機(jī)箱上。測(cè)試時(shí)的采樣頻率為5 120 Hz，同一工況分別采集5次，由于主要研究頻段為低頻段。因此，在頻譜分析的過程中主要對(duì)20～400 Hz頻率范圍的數(shù)據(jù)提取分析。

通過對(duì)基座面板上4個(gè)測(cè)點(diǎn)的機(jī)腳振動(dòng)加速度和外底板的振動(dòng)加速度數(shù)據(jù)進(jìn)行取平均、去趨勢(shì)項(xiàng)等處理，得到基座面板上4個(gè)測(cè)點(diǎn)的頻譜見圖6，外底板65個(gè)測(cè)點(diǎn)的平均振動(dòng)加速度級(jí)見圖7。

圖6 4個(gè)測(cè)點(diǎn)振動(dòng)加速度頻譜

圖7 外底板65個(gè)測(cè)點(diǎn)的平均振動(dòng)加速度級(jí)

從圖6可見，離心泵在額定工況下作用于基座面板上的激勵(lì)主要集中在24 Hz和300 Hz處，由圖7發(fā)現(xiàn)外底板的振動(dòng)主要集中在24 Hz，說明24 Hz不僅是離心泵振動(dòng)的主要峰值頻率，也是外底板振動(dòng)的主要峰值頻率。因此，選擇24 Hz作為振動(dòng)控制的主要頻率。

為確定吸振器的安裝位置，對(duì)雙層底板架結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行諧響應(yīng)分析。由于在后處理軟件ANSYS中無法直接施加加速度激勵(lì)，此處采用大質(zhì)量法將基座面板上測(cè)點(diǎn)A1～A4處的加速度激勵(lì)轉(zhuǎn)化大質(zhì)量力施加到對(duì)應(yīng)的4個(gè)大質(zhì)量點(diǎn)上，施加方向?yàn)?Y，垂直于基座面板。

設(shè)置求解頻率范圍20～400 Hz、間隔1 Hz，以及阻尼比0.03等參數(shù)信息后，得到其振動(dòng)響應(yīng)結(jié)果。24 Hz頻率下的振動(dòng)位移見圖8。可以看出，24 Hz時(shí)其位移響應(yīng)幅值位于離心泵一側(cè)的端部，并沿著圖示長(zhǎng)度方向位移響應(yīng)幅值先逐漸減小然后略為增加。

圖8 24 Hz處的振動(dòng)位移云圖

根據(jù)文獻(xiàn)[10]中的結(jié)論，動(dòng)力吸振器安裝在響應(yīng)峰值點(diǎn)具有更好的吸振效果。因此，將吸振器選擇安裝在內(nèi)底板上位移響應(yīng)幅值較大的節(jié)點(diǎn)位置。考慮到沙箱結(jié)構(gòu)和動(dòng)力吸振器的結(jié)構(gòu)尺寸的影響，選擇4個(gè)節(jié)點(diǎn)作為動(dòng)力吸振器的安裝位置，節(jié)點(diǎn)位置分布見圖9。

圖9 吸振器安裝位置示意圖

3.2 阻振方案設(shè)計(jì)及分析

為有針對(duì)性地在24 Hz頻率下振動(dòng)的主要傳遞路徑上布置阻振質(zhì)量來抑制振動(dòng)的傳遞，首先要確定該頻率下的振動(dòng)經(jīng)由底桁和實(shí)肋板傳遞至外底板的主要傳遞路徑?；谥C響應(yīng)計(jì)算結(jié)果，根據(jù)式(4)采用有限元功率流法計(jì)算24 Hz頻率下底桁和實(shí)肋板的結(jié)構(gòu)聲強(qiáng)數(shù)據(jù)。為能夠直接體現(xiàn)振動(dòng)傳遞的本質(zhì)，參照文獻(xiàn)[9]對(duì)貢獻(xiàn)度的定義，在得到各個(gè)底桁和實(shí)肋板的結(jié)構(gòu)聲強(qiáng)后，計(jì)算其與整個(gè)底桁和實(shí)肋板的結(jié)構(gòu)聲強(qiáng)比值，然后根據(jù)比值的大小和正負(fù)確定振動(dòng)的主要傳遞路徑和振動(dòng)傳遞的方向。由于本文關(guān)注的是由內(nèi)底板傳遞至外底板的振動(dòng)。因此，重點(diǎn)分析雙層底板架結(jié)構(gòu)在Y方向上的結(jié)構(gòu)聲強(qiáng)。

為方便對(duì)底桁和實(shí)肋板的描述，對(duì)模型中的底桁和實(shí)肋板進(jìn)行分組命名，規(guī)則見圖10。

圖10 底桁和實(shí)肋板命名規(guī)則

模型在24 Hz時(shí)，整個(gè)底桁和實(shí)肋板在X、Y、Z軸方向上的結(jié)構(gòu)聲強(qiáng)累加值見表1。

表1 底桁和實(shí)肋板的結(jié)構(gòu)聲強(qiáng)累加值

由表1可知，底桁和實(shí)肋板在Y軸方向的結(jié)構(gòu)聲強(qiáng)均為負(fù)值，并且絕對(duì)值相對(duì)于其它 2 個(gè)方向較大，說明振動(dòng)主要是通過內(nèi)底板正向傳遞至外底板。

24 Hz頻率下各底桁和實(shí)肋板在Y軸方向上的結(jié)構(gòu)聲強(qiáng)分量和貢獻(xiàn)度見表2。

表2 底桁和實(shí)肋板的結(jié)構(gòu)聲強(qiáng)和貢獻(xiàn)度

根據(jù)貢獻(xiàn)度的定義以及底桁和實(shí)肋板的結(jié)構(gòu)聲強(qiáng)累加值可知：貢獻(xiàn)度為正值時(shí)，振動(dòng)是正向傳遞。通過對(duì)比貢獻(xiàn)度大小，發(fā)現(xiàn)貢獻(xiàn)度排在前4位的分別為實(shí)肋板-2、底桁-2、實(shí)肋板-1、底桁-4，說明這4大塊結(jié)構(gòu)為振動(dòng)傳遞的重要路徑。由于每 1 大塊底桁和實(shí)肋板結(jié)構(gòu)由若干小塊底桁和實(shí)肋板組成，具體到哪 1 小塊結(jié)構(gòu)才是主要的傳遞路徑仍要繼續(xù)分析。重要傳遞路徑的結(jié)構(gòu)聲強(qiáng)矢量見圖11。

圖11 24 Hz下底桁和實(shí)肋板結(jié)構(gòu)聲強(qiáng)矢量變化

由圖11可知，振動(dòng)能量主要通過底桁-2-1、底桁-4-1、實(shí)肋板-1-2、實(shí)肋板-1-3、實(shí)肋板-2-2、實(shí)肋板-2-3傳遞至外底板。主要傳遞路徑見圖12，可以看出底桁和實(shí)肋板的主要傳遞路徑位于靠近離心泵基座的一側(cè)，并且對(duì)應(yīng)于離心泵的進(jìn)水口側(cè)。

圖12 主要傳遞路徑三維圖像

在確定的主要傳遞路徑上焊接阻振質(zhì)量，能夠使得結(jié)構(gòu)阻抗失配，從而達(dá)到減振降噪的目的。根據(jù)文獻(xiàn)[11]中對(duì)實(shí)心方鋼阻振質(zhì)量厚度比的研究，阻振質(zhì)量的選型按照板厚比8∶1進(jìn)行選擇。

試驗(yàn)臺(tái)架的實(shí)肋板和底桁厚度分別為5、6 mm。由此得到實(shí)肋板和底桁上所焊接的方鋼阻振質(zhì)量厚度理論值分別為40 mm和48 mm。為確保焊接過程中實(shí)肋板和底桁上的阻振質(zhì)量在交匯處能夠較好的連接，最終在實(shí)肋板和底桁上所焊接的阻振質(zhì)量截面尺寸為40 mm×40 mm。

3.3 吸振阻振方案實(shí)施

通過移除在內(nèi)底板上切割開孔，分別將6根實(shí)心方鋼阻振質(zhì)量焊接在相應(yīng)實(shí)肋板和底桁內(nèi)側(cè)的中間高度位置，見圖13。實(shí)心方鋼阻振質(zhì)量安裝完畢后，對(duì)破壞的結(jié)構(gòu)盡可能的進(jìn)行復(fù)原。

圖13 阻振質(zhì)量結(jié)構(gòu)安裝示意

阻振質(zhì)量安裝完成后，在確定的動(dòng)力吸振器安裝位置處焊接螺柱用來固定吸振器。實(shí)際安裝現(xiàn)場(chǎng)見圖14。

圖14 吸振器安裝現(xiàn)場(chǎng)

4 控制效果試驗(yàn)

由于重點(diǎn)研究雙層底板架外底板的振動(dòng)情況。因此，在測(cè)試時(shí)主要對(duì)試驗(yàn)臺(tái)架外底板65個(gè)測(cè)點(diǎn)進(jìn)行測(cè)量振動(dòng)加速度。

通過對(duì)實(shí)施吸振阻振控制方案前后試驗(yàn)臺(tái)架外底板65個(gè)測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，得到外底板的平均振動(dòng)加速度曲線，見圖15。

圖15 吸振阻振前后平均振動(dòng)加速度級(jí)對(duì)比

由圖15可見，實(shí)施振動(dòng)控制方案后，在24 Hz處，外底板的平均振動(dòng)加速度級(jí)由無減振措施時(shí)的87.96 dB減小到吸振阻振聯(lián)合控制方案時(shí)的82.12 dB，降低了5.84 dB。為對(duì)比控制方案總的減振效果，對(duì)20～400 Hz頻段內(nèi)的平均振動(dòng)加速度級(jí)進(jìn)行合成，合成后的平均振動(dòng)加速度總級(jí)從無減振措施時(shí)的89.79 dB降低到了采取吸振阻振聯(lián)合控制方案時(shí)的87.58 dB，降低了2.21 dB。

5 結(jié)論

1)對(duì)離心泵基座面板和試驗(yàn)臺(tái)架外底板上的測(cè)點(diǎn)進(jìn)行振動(dòng)測(cè)試，發(fā)現(xiàn)24 Hz不僅是離心泵的主要激勵(lì)頻率，同時(shí)也是雙層底板架結(jié)構(gòu)外底板振動(dòng)響應(yīng)的主要峰值頻率。

2)通過試驗(yàn)研究和仿真分析確定了動(dòng)力吸振器的主要吸振頻率和吸振器安裝位置；基于諧響應(yīng)計(jì)算結(jié)果，采用有限元功率流法確定了雙層底板架結(jié)構(gòu)在24 Hz處振動(dòng)的主要傳遞路徑。

3)在試驗(yàn)臺(tái)架上布置安裝動(dòng)力吸振器和阻振質(zhì)量后，外底板在24 Hz處的平均振動(dòng)加速度級(jí)由無減振方案時(shí)的87.96 dB降低到實(shí)施吸振阻振控制方案時(shí)的82.12 dB，降低了5.84 dB，控制效果顯著。