李浩然，向陽，李飛，李著新

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

船舶雙層底是振動傳遞的主要結(jié)構(gòu)，其振動的大小直接影響船舶的振動噪聲水平，目前對動力吸振器在船舶領(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)來降低振動的研究較少；對阻振質(zhì)量的布置位置的研究主要集中在激勵設(shè)備的基座上，在振動主要傳遞路徑上采取阻振控制的研究較少。因此，考慮對雙層底結(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)臺架；然后通過測量離心泵機(jī)腳處的振動數(shù)據(jù)作為激勵源，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的主要傳遞路徑；最后對試驗(yàn)臺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力學(xué)特性[8]，認(rèn)為沿著其某個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?，為保證截?cái)嗖糠值倪吔缗c實(shí)船振動傳遞基本一致，需要盡量減少邊界振動波的反射，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)，對實(shí)肋板結(jié)構(gòu)同樣采取挖孔處理。對于離心泵結(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，然后將各個大質(zhì)量點(diǎn)與基座面板上對應(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)臺架的搭建

試驗(yàn)臺架見圖3。

圖3 試驗(yàn)室中的試驗(yàn)臺架

其中試驗(yàn)臺架上的激勵源選擇YDG80-315(I)型單級立式離心泵，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波的傳遞。

試驗(yàn)臺架底部的4個減震器是根據(jù)臺架總質(zhì)量、單個減震器的垂向剛度，以及減震器的變形極限選擇了ZTF型可調(diào)式彈簧減震器，其中整個試驗(yàn)臺架、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個支撐位置處的局部示意于圖4。

圖4 試驗(yàn)臺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，測量離心泵在額定工況下的振動和試驗(yàn)臺架外底板在該工況下的振動，其中在離心泵基座靠近螺栓連接位置處選取了4個測點(diǎn)用于測量離心泵的振動，測點(diǎn)編號為A1～A4，測點(diǎn)分布見圖5a)。由于整個結(jié)構(gòu)存在較強(qiáng)的對稱性，在外底板中僅選取其中一側(cè)的65個測點(diǎn)用于測量其在離心泵激勵下的振動響應(yīng)情況，測點(diǎn)編號為B1～B65，測點(diǎn)分布如圖5b)所示。

圖5 測點(diǎn)位置分布示意

振動信號的采集通過東華DH5927N振動測試系統(tǒng)和朗斯的振動加速度傳感器完成，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試系統(tǒng)機(jī)箱上。測試時(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20～400 Hz頻率范圍的數(shù)據(jù)提取分析。

通過對基座面板上4個測點(diǎn)的機(jī)腳振動加速度和外底板的振動加速度數(shù)據(jù)進(jìn)行取平均、去趨勢項(xiàng)等處理，得到基座面板上4個測點(diǎn)的頻譜見圖6，外底板65個測點(diǎn)的平均振動加速度級見圖7。

圖6 4個測點(diǎn)振動加速度頻譜

圖7 外底板65個測點(diǎn)的平均振動加速度級

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主要集中在24 Hz和300 Hz處，由圖7發(fā)現(xiàn)外底板的振動主要集中在24 Hz，說明24 Hz不僅是離心泵振動的主要峰值頻率，也是外底板振動的主要峰值頻率。因此，選擇24 Hz作為振動控制的主要頻率。

為確定吸振器的安裝位置，對雙層底板架結(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，此處采用大質(zhì)量法將基座面板上測點(diǎn)A1～A4處的加速度激勵轉(zhuǎn)化大質(zhì)量力施加到對應(yīng)的4個大質(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，得到其振動響應(yīng)結(jié)果。24 Hz頻率下的振動位移見圖8?？梢钥闯?，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處的振動位移云圖

根據(jù)文獻(xiàn)[10]中的結(jié)論，動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)和動力吸振器的結(jié)構(gòu)尺寸的影響，選擇4個節(jié)點(diǎn)作為動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

為有針對性地在24 Hz頻率下振動的主要傳遞路徑上布置阻振質(zhì)量來抑制振動的傳遞，首先要確定該頻率下的振動經(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)振動傳遞的本質(zhì)，參照文獻(xiàn)[9]對貢獻(xiàn)度的定義，在得到各個底桁和實(shí)肋板的結(jié)構(gòu)聲強(qiáng)后，計(jì)算其與整個底桁和實(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)確定振動的主要傳遞路徑和振動傳遞的方向。由于本文關(guān)注的是由內(nèi)底板傳遞至外底板的振動。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)。

為方便對底桁和實(shí)肋板的描述，對模型中的底桁和實(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，并且絕對值相對于其它 2 個方向較大，說明振動主要是通過內(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)，振動是正向傳遞。通過對比貢獻(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)場見圖14。

圖14 吸振器安裝現(xiàn)場

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情況。因此，在測試時(shí)主要對試驗(yàn)臺架外底板65個測點(diǎn)進(jìn)行測量振動加速度。

通過對實(shí)施吸振阻振控制方案前后試驗(yàn)臺架外底板65個測點(diǎn)的振動數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，得到外底板的平均振動加速度曲線，見圖15。

圖15 吸振阻振前后平均振動加速度級對比

由圖15可見，實(shí)施振動控制方案后，在24 Hz處，外底板的平均振動加速度級由無減振措施時(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。為對比控制方案總的減振效果，對20～400 Hz頻段內(nèi)的平均振動加速度級進(jìn)行合成，合成后的平均振動加速度總級從無減振措施時(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)對離心泵基座面板和試驗(yàn)臺架外底板上的測點(diǎn)進(jìn)行振動測試，發(fā)現(xiàn)24 Hz不僅是離心泵的主要激勵頻率，同時(shí)也是雙層底板架結(jié)構(gòu)外底板振動響應(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處振動的主要傳遞路徑。

3)在試驗(yàn)臺架上布置安裝動力吸振器和阻振質(zhì)量后，外底板在24 Hz處的平均振動加速度級由無減振方案時(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。