劉艷敏，鄒明松

(中國船舶科學研究中心，江蘇 無錫 214082)

0 引言

基座是艦艇上保證動力設備與船體結構牢固安裝的主要連接構件，同時也是振源設備機械振動傳遞到船體的重要結構。動力設備一般通過隔振器安裝在各自的基座上，當機械設備將振動通過隔振器傳遞給基座面板后，振動波沿著基座腹板等結構向其他船體結構傳遞，最終引起艇體向水中的輻射噪聲。因此，對位于艦艇內的基座結構進行減振降噪設計，是降低艦艇機械噪聲重要途徑之一。

近年來，關于艦艇內部基座振動響應的研究主要致力于兩個方面。一方面是研究可應用于解決耦合內部基座結構的艦艇振動與聲輻射的計算方法。文獻[1]提出了水彈性子結構分離及集成方法。該方法計算效率高，適用于船體內部子結構(如橫艙壁、鋪板、基座)與主船體之間的振動噪聲傳遞效果分析及優(yōu)化。文獻[2]采用有限元數(shù)值方法計算基座對殼體激勵力，由解析給出殼體的振動及聲輻射，對內部含基座的加強筋雙層殼的振動與聲輻射特性進行研究。文獻[3]聯(lián)合應用聲固耦合法和統(tǒng)計能量法，基于ABAQUS/VA ONE，對基座結構含阻振質量帶的動力艙段減振降噪效果進行了全頻段數(shù)值分析。文獻[4]基于波動理論，探討了阻振質量對典型船體連接結構中振動波傳遞的阻抑特性，兼顧基座阻振質量布置工藝，開展了阻振質量偏心距對其隔振特性的影響。另一方面是探究新的可應用在艦艇基座上的減振材料形式。文獻[5]提出了一種復合材料腹板與鋼質阻振質塊相結合的新型機械設備振動隔離基座形式，采用通過非線性擬合阻抗實驗數(shù)據(jù)進行參數(shù)識別與有限元模擬相結合的方法，解決了建立膠接部阻抗矩陣的難題。文獻[6]利用蜂窩多孔材料良好的抗沖擊吸能特性，設計具有宏觀負、正泊松比效應的新型船用抗沖擊與低頻隔振性能兼顧的蜂窩基座。文獻[7]提出了三明治夾芯基座形式，通過對基座的阻抗阻尼設計，三明治夾芯基座能夠有效地衰減高頻駐波，具有良好的隔振效果。

本文立足于大尺度船舶試驗平臺工程應用需求，基于ABAQUS建立電機基座與其所在動力艙段以及全船三維動力學模型，以側掛式電機基座為研究對象，計算不同結構形式基座對應的面板與耐壓殼上的振動響應，比較分析了面板結構形式、腹板結構形式對設備激勵基座所引起的振動響應特性的影響；在總結計算結果與規(guī)律的基礎上，對原始設計的電機基座結構形式進行改進，提出了一種可降低振動響應的、重量相對較輕的側掛式電機基座結構形式，并最終將其應用在實船的設計與建造中。

1 船體及基座結構動力學建模

1.1 船體結構動力學建模

基于ABAQUS建立全船三維動力學計算模型，結構形式在某大尺度船舶試驗平臺的基礎上做適當簡化。三維模型涉及的結構要素有：耐壓殼及其環(huán)肋骨、輕外殼及其加強筋、艙壁及其加強筋、指揮臺圍殼及其內部結構以及各主要艙內結構。

全船三維動力學模型的單元總數(shù)為75 224，B31型(梁單元)單元數(shù)為6 438，S 4R型(四邊形殼單元)單元數(shù)為67 750，S 3型(三角形殼單元)單元數(shù)為6 036。艙內支柱及部分非強構件采用梁單元建模，其他大多數(shù)結構采用殼單元建模。設備質量以非結構質量的方式施加在相應的結構表面，舷間水質量以非結構質量的形式按比例施加在輕外殼與耐壓殼上。

建模計算過程中涉及到的主要力學性能參數(shù)如下：楊氏模量2.1×1011N/m2，泊松比0.3，體密度7 800 kg/m3，阻尼損耗因子0.02。

1.2 基座結構動力學建模

為比較基座結構形式對振動響應特性的影響，本文分別建立四種側掛式基座模型，基座結構主要差別在于面板形式和腹板形式的變換，以及不同面板與腹板結構形式的組合。

圖1為基座結構形式一，即基座的原始結構形式，是設計初期提出的側掛式電機基座的結構形式。側掛式基座包括三個子基座，從船艏到船艉依次標記為基座1、基座2、基座3。圖2為基座結構形式二，在原始基座形式的基礎上增加面板沿船長方向的尺寸，本文中將其稱為“長面板式基座”。圖3為基座結構形式三，在原始基座形式的基礎上增加腹板沿型深方向的尺寸，本文中將其稱為“長腹板式基座”。圖4為基座結構形式四，在原始基座形式的基礎上同時增加腹板沿型深方向的尺寸和面板沿船長方向的尺寸，本文中將其稱為“組合式基座”。

建模過程中，在各基座面板上對應的螺栓安裝孔處設置網(wǎng)格節(jié)點，作為振動響應計算時激勵力的輸入端以及基座面板上振動響應提取時的參考點。

2 振動響應計算分析

2.1 計算工況

以本文提出的四種基座結構形式為研究對象，基于所建立的全船三維動力學計算模型數(shù)值仿真平臺，進行振動響應計算。在計算過程中分別對三個子基座面板施加單位集中力，振動響應計算工況描述見表1。

圖4 基座結構形式四

工況激勵位置激勵力方向激勵力大小1基座1面板螺栓安裝孔(共4個安裝孔)垂直于基座面板向下每個安裝孔處1/4N2基座2面板螺栓安裝孔(共8個安裝孔)垂直于基座面板向下每個安裝孔處1/8N3基座3面板螺栓安裝孔(共4個安裝孔)垂直于基座面板向下每個安裝孔處1/4N

2.2 計算結果與分析

按照表1所描述的工況進行振動響應計算，分別計算各工況所對應的基座面板上的振動加速度級以及耐壓殼上的均方振動加速度級，并將三組優(yōu)化結構形式的響應結果與原始結構形式的響應結果進行比較，對不同基座結構形式減振效果進行說明。

基座上振動響應評價點取面板上輸入激勵點，振動響應結果以加速度級的形式給出。耐壓殼上振動響應評價點在基座所在艙段的每個肋位上、中、下位置取三個點，振動響應結果以均方加速度級的形式給出。

基座面板振動加速度級表達式為：

(1)

式中：M為評價點數(shù)目；a0為基準加速度，a0=1×10-6m/s2；ai為基座面板上第i個評價點的振動加速度。

耐壓殼上振動加速度級表達式為：

(2)

四種不同基座結構形式、各工況相應的基座上的振動加速度級曲線如圖5～圖7所示，各工況相應的耐壓殼上的均方振動加速度級曲線如圖8～圖10所示。

圖5 基座振動加速度級(工況1基座1)

圖6 工況2基座2振動加速度級

從振動加速度級曲線上可以看出，無論是基座面板上的振動加速度響應還是耐壓殼上的振動加速響應，其他三種結構形式與結構形式一(原始結構)相比有不同程度降低，尤其在110～150 Hz頻段范圍內，降低更為顯著；振動加速度級曲線降低的幅度從大到小依次是：結構形式四、結構形式三、結構形式二。

圖7 基座振動加速度級(工況3基座3)

圖8 耐壓殼振動加速度級(工況1)

圖9 耐壓殼振動加速度級(工況2)

圖10 耐壓殼振動加速度級(工況3)

從計算結果可以看出，增加腹板沿型深方向的尺寸可以比增加面板沿船長方向的尺寸達到更為顯著的減振效果；上述通過計算得到的不同結構形式基座振動響應的規(guī)律與結論，可為基座結構方案的改進提供一定參考依據(jù)。

3 電機基座結構優(yōu)化方案

以降低振動響應為基本原則，兼顧減輕結構重量考慮，提出側掛式電機基座優(yōu)化方案。

設計初期的側掛式電機基座結構形式如圖11所示，其中面板厚度統(tǒng)一為40 mm，腹板厚度統(tǒng)一為20 mm。根據(jù)對不同結構形式基座的振動響應計算分析得出的規(guī)律結論對基座結構形式進行優(yōu)化改進設計，即增加基座腹板沿型深方向的尺寸，并在腹板上加設肘板。優(yōu)化后的側掛式基座結構形式如圖12所示，其中面板厚度統(tǒng)一為30 mm，腹板厚度統(tǒng)一為8 mm，優(yōu)化后的基座結構重量減輕約30%。

圖11 原始基座結構形式

圖12 優(yōu)化基座結構形式

5～150 Hz頻段原始電機基座結構形式與優(yōu)化改進后的電機基座結構形式對應的耐壓殼均方振動加速度級曲線如圖13所示。從曲線趨勢可以看出，優(yōu)化后的基座耐壓殼上的加速級整體上比原始基座結構對應的加速級小，尤其是80～150 Hz降低較為顯著。

計算兩種結構形式對應的耐壓殼振動加速度的總振級，結果見表2。5～80 Hz頻段范圍內，優(yōu)化結構比原始結構加速度總振級降低約4 dB；80～150 Hz頻段范圍內，優(yōu)化結構比原始結構加速度總振級降低約10 dB；5～150 Hz頻段范圍內，優(yōu)化結構比原始結構加速度總振級降低約10 dB；從計算頻段范圍對比結果來看，優(yōu)化改進后的基座結構形式減振效果比較理想。

圖13 優(yōu)化前后耐壓殼均方加速度級對比

頻段范圍/Hz5～1505～8080～150原始結構總振級/dB91.767.895.7優(yōu)化結構總振級/dB81.563.785.4

4 結語

本文建立涵蓋主要結構要素的某大尺度船舶試驗平臺全三維動力激勵模型，并以此為數(shù)值仿真平臺，計算并分析了側掛式電機基座原始結構形式、長腹板式結構形式、長面板結構形式、組合結構形式等四種基座結構形式的振動響應特性。結果表明：增加腹板沿型深方向的尺寸可以比增加面板沿船長方向的尺寸達到更為顯著的減振效果。同時，本文根據(jù)相關計算結果與規(guī)律，提出了一種優(yōu)化改進的電機基座結構形式，該優(yōu)化基座結構在重量上較原始基座結構減輕約30%，5～150 Hz頻段范圍內耐壓殼上的加速度總振級較原始結構形式降低約10 dB，達到了較為理想的減振效果。本文所開展的相關計算與優(yōu)化設計工作，可為艦艇類似基座結構的減振優(yōu)化設計提供一定的借鑒與參考。