唐 軍，高 處，李福軍，邱偉強(qiáng)，李方杰

(1. 廣州海洋地質(zhì)調(diào)查局，廣東 廣州 510075；2. 中國船舶及海洋工程設(shè)計研究院，上海 200011)

0 引 言

物探船是海洋地球物理勘探船的簡稱，由于船上裝備的高精度物探設(shè)備和船員數(shù)量均比較多，為保證精密設(shè)備正常工作，該類船型對船體振動響應(yīng)水平控制的要求較高。船舶總體振動特性一般在總體設(shè)計階段就進(jìn)行計算分析，但許多情況下船舶振動問題是局部結(jié)構(gòu)振動引起，如船尾、上層建筑等的局部振動[1-2]。局部振動不僅會妨礙船上各種裝備和儀器的正常工作，使船上人員疲勞和不適，而且可能對船舶局部強(qiáng)度發(fā)生很大影響，甚至導(dǎo)致結(jié)構(gòu)損壞。目前，能效、排放和舒適性等指標(biāo)已在船舶設(shè)計中廣泛應(yīng)用，為設(shè)計建造更大更輕的船舶，提供經(jīng)濟(jì)的結(jié)構(gòu)，常常降低船體結(jié)構(gòu)的剛度，同時為了減小提高螺旋槳推進(jìn)效率，船尾線型越來越瘦，這種趨勢使得船上的主要激勵頻率可能落入局部結(jié)構(gòu)固有頻率范圍內(nèi)，引起局部結(jié)構(gòu)共振，其危害正逐步顯現(xiàn)出來，應(yīng)引起全行業(yè)重視[3-6]。

在全船振動響應(yīng)分析過程中，一般考慮螺旋槳、主機(jī)和推進(jìn)電機(jī)3個主要激勵源，較少計及首側(cè)推激勵的影響，首側(cè)推激勵對于首部區(qū)域艙室振動水平的影響往往被忽略。

1 動力學(xué)分析有限元模型

目標(biāo)船是中國船舶及海洋設(shè)計研究院（MARIC）為廣州地質(zhì)調(diào)查局設(shè)計的，具有完全自主知識產(chǎn)權(quán)的新一代三維物探調(diào)查船。全船振動有限元模型沿船長方向，每個肋位之間一個網(wǎng)格；垂向、甲板之間按照舷側(cè)縱骨以及艙壁上加強(qiáng)筋的布置劃分網(wǎng)格；船長方向，根據(jù)甲板縱骨和橫艙壁上加強(qiáng)筋的布置情況進(jìn)行劃分。對于規(guī)模小于一個骨材間距的小肘板和小開孔等在有限元模型中不予考慮。船體外板、甲板、艙壁等用板單元模擬，尺寸較小的縱桁、橫梁和加強(qiáng)筋等用等效偏心梁單元模擬，尺寸較大的縱桁、強(qiáng)橫梁、龍骨等腹板用板單元模擬，面板用梁單元模擬[7]。

動力學(xué)模型中船體結(jié)構(gòu)自身重量通過有限元模型中梁板單元自動計入。對于貨物、壓載水、船上設(shè)備、船員和乘客等，其重量以質(zhì)量點單元的形式，按照等效質(zhì)量質(zhì)心的原則分布到相應(yīng)位置有限元節(jié)點上。對于舾裝產(chǎn)生的附加質(zhì)量，通過非結(jié)構(gòu)質(zhì)量調(diào)整到相應(yīng)部位板單元中，標(biāo)準(zhǔn)為居住甲板100 kg/m2，生活甲板80 kg/m2，機(jī)艙甲板150 kg/m2。對于船底板和吃水面下舷側(cè)外板，還需要計入附連水質(zhì)量的影響，采用源匯法由Nastran軟件通過MFLUID命令自動加載計算。阻尼對于振動響應(yīng)的計算結(jié)果有著重要的影響，本船的振動響應(yīng)計算采用模態(tài)疊加法求解，對于模態(tài)阻尼系數(shù)的選取，根據(jù)中國船級社（CCS）的相關(guān)規(guī)定采用常數(shù)阻尼系數(shù)的方法，取值1.5%臨界阻尼系數(shù)作為頻率響應(yīng)計算中的阻尼值。

物探船上的主要激振力來自螺旋槳、主機(jī)以及推進(jìn)電機(jī)，此外首側(cè)推激振力對首部區(qū)域艙室的振動響應(yīng)也有一定的影響。由于主機(jī)、推進(jìn)電機(jī)、首側(cè)推振動峰值所在頻率與船體固有頻率相差較大，不會與船體或者局部結(jié)構(gòu)的固有頻率接近，所以僅有螺旋槳葉頻和倍葉頻±10%的范圍屬于危險頻率，俗稱頻率禁區(qū)。如果船舶整體或局部結(jié)構(gòu)在該頻率區(qū)間內(nèi)有振動模態(tài)，則有可能在該頻率下產(chǎn)生共振，并可能產(chǎn)生大的振動幅值。對于主機(jī)和推進(jìn)電機(jī)，根據(jù)所給載荷譜進(jìn)行加載，激振力類型為設(shè)備通過隔振器傳遞到基座面板的加速度。表1給出了該物探船螺旋槳的激振力頻率范圍。

表1 螺旋槳激振頻率和頻率禁區(qū)（轉(zhuǎn)速172 r/min）Tab. 1 Propeller blade frequency and frequency rejection zone

全船有限元模型節(jié)點總數(shù)為55 242，單元總數(shù)為121 560。圖1為滿載工況下船體結(jié)構(gòu)有限元模型及其半剖圖。

2 綜合物探調(diào)查船振動模態(tài)

2.1 計算工況

振動模態(tài)計算的計算工況為：滿載出港（FULL LOAD DEPARTURE），船體吃水5.924 m，3臺主發(fā)電機(jī)組正常運(yùn)行。采用正則模態(tài)分析方法求解全船結(jié)構(gòu)振動固有頻率和振動模態(tài)，附連水質(zhì)量則采用源匯法由Nastran軟件通過MFLUID命令自動加載計算。

圖1 滿載工況下的全船有限元模型及其半剖圖Fig. 1 Finite element model

2.2 船體整體振動特性

圖2～圖9給出了滿載出港工況下全船整體振動模態(tài)，固有頻率如表2所示。

圖2 滿載出港工況整船1階垂向彎曲模態(tài)Fig. 2 1st order vertical bending modal

圖3 滿載出港工況整船1階扭轉(zhuǎn)模態(tài)Fig. 3 1st order torsional modal

圖4 滿載出港工況整船1階水平彎曲模態(tài)Fig. 4 1st order horizontal bending modal

圖5 滿載出港工況整船2階垂向彎曲模態(tài)Fig. 5 2nd order vertical bending modal

根據(jù)上述計算結(jié)果可知，滿載出港工況下全船前3階垂向彎曲固有頻率、前2階水平彎曲固有頻率、前3階扭轉(zhuǎn)固有頻率都能夠避開螺旋槳的葉頻激振頻率。根據(jù)模態(tài)計算結(jié)果，在倍葉頻（22.97 Hz）頻率禁區(qū)內(nèi)，船體首部、船尾未出現(xiàn)局部振動模態(tài)，在倍葉頻附近未產(chǎn)生共振現(xiàn)象，船體結(jié)構(gòu)固有頻率錯開率滿足要求。

圖6 滿載出港工況整船2階扭轉(zhuǎn)模態(tài)Fig. 6 2nd order torsional modal

圖7 滿載出港工況整船3階垂向彎曲模態(tài)Fig. 7 3rd order vertical bending modal

圖8 滿載出港工況整船3階扭轉(zhuǎn)模態(tài)Fig. 8 3rd order torsional modal

圖9 滿載出港工況整船2階水平彎曲模態(tài)Fig. 9 2nd order horizontal bending modal

表2 滿載出港工況下全船固有頻率Tab. 2 Hull girder natural frequency（full load departure）

2.3 船體局部振動特性

為了詳細(xì)研究船尾與上層建筑的局部振動特性，建立包含船尾和上層建筑的局部結(jié)構(gòu)有限元模型。船尾模型包括主甲板以下，#12肋位橫艙壁之后的部分。上層建筑模型包括救助艇甲板以上的部分。根據(jù)船尾和上層建筑的局部有限元模型中所找到的上層建筑橫向振動及船尾垂向振動的頻率，模態(tài)計算結(jié)果如圖10和圖11所示。

圖10 上層建筑局部模型與橫向振動模態(tài)（13.263 Hz）Fig. 10 Vibration modal of superstructure（13.263 Hz）

圖11 船尾局部模型與垂向振動模態(tài)（10.618 Hz）Fig. 11 Vibration modal of ship stern（10.618 Hz）

對模態(tài)計算結(jié)果進(jìn)行歸納，評估其共振可能性。船尾與上層建筑局部振動計算結(jié)果及與螺旋槳激振頻率的頻率錯開率如表3所示。上層建筑整體振動模態(tài)與主要激勵頻率錯開較多，有少量艙室的局部振動固有頻率接近螺旋槳葉頻，但這些艙室中心距離螺旋槳激勵源較遠(yuǎn)。船尾1階垂向振動頻率與螺旋槳葉頻接近，有共振可能性，因此需要施加螺旋槳、主機(jī)、推進(jìn)電機(jī)和首側(cè)推等激勵力，對全船結(jié)構(gòu)行振動響應(yīng)分析，以評估可能出現(xiàn)的振動響應(yīng)峰值。

表3 船尾與上層建筑局部振動計算結(jié)果及與螺旋槳激振頻率的頻率錯開率Tab. 3 Results of modal analysis and frequency stagger rate

3 綜合物探調(diào)查船振動響應(yīng)分析

3.1 船體振動響應(yīng)計算方法

采用模態(tài)疊加法計算全船振動頻響，計算中考慮了附連水質(zhì)量。有效模態(tài)數(shù)取15 000階，能夠覆蓋螺旋槳脈動壓力、主機(jī)激振力和推進(jìn)電機(jī)激振力的頻率范圍，保證計算精度。

螺旋槳脈動壓力最大值位于沿軸線方向螺旋槳盤面之前0.1D（D為螺旋槳直徑），其分布可近似為D×D的范圍（雙槳），為保守考慮起見，把激振力等效為集中力6011.2N作用在兩螺旋槳上方船底外板，施加位置如圖12所示。

圖12 螺旋槳脈動壓力施加位置Fig. 12 Propeller excitation force and position

主機(jī)激振力根據(jù)主發(fā)機(jī)組隔振效果測試結(jié)果加載。所用數(shù)據(jù)為柴油發(fā)電機(jī)組測試運(yùn)行于SMR100%工況下主機(jī)通過隔振器傳遞到機(jī)腳的振動加速度級。根據(jù)所給振動加速度級轉(zhuǎn)化后，所施加的主機(jī)激振載荷如表4所示。

表4 主機(jī)激振載荷Tab. 4 Acceleration spectrum of main diesel engine

推進(jìn)電機(jī)激振力加載曲線如圖13所示。

首側(cè)推激振力加載曲線如圖14所示。

3.2 螺旋槳、主機(jī)、推進(jìn)電機(jī)、首側(cè)推激振力共同作用下船體振動響應(yīng)

在振動響應(yīng)計算之初，首側(cè)推筒體與船體結(jié)構(gòu)之間的連接形式尚未完全確定下來，筒體與鋼制船體之間的連接構(gòu)件剛度較弱，連接面積不足。導(dǎo)致首側(cè)推本身的振動響應(yīng)較大，且激勵能量沒有分散到周圍鋼制船體結(jié)構(gòu)上，而是直接向上傳遞到主甲板的科學(xué)家、大廚居住艙室以及首樓甲板的科學(xué)家、水手長室等，導(dǎo)致這些區(qū)域的振動響應(yīng)速度值超過3 mm/s。

圖13 推進(jìn)電機(jī)振動加速度譜曲線Fig. 13 Acceleration spectrum of propulsion motor

圖14 首側(cè)推振動速度譜曲線Fig. 14 Acceleration spectrum of bow thruster

在觀察首側(cè)推的激勵傳遞路徑之后，將首側(cè)推的筒體四周加固，并與周圍的鋼制船體強(qiáng)構(gòu)件連接，極大程度地改善了首側(cè)推本身的振動響應(yīng)水平，且較大程度地減少了靠近首側(cè)推首部區(qū)域艙室結(jié)構(gòu)的振動水平。為了更直觀地反映在慮及首側(cè)推激勵載荷之后的各層甲板居住、工作區(qū)域的振動響應(yīng)情況，表5給出了x，y，z三個方向的最大振動響應(yīng)速度值。

表5 各層甲板評價區(qū)域最大振動響應(yīng)計算結(jié)果Tab. 5 Frequency response results of each deck

在螺旋槳、主機(jī)、推進(jìn)電機(jī)、首側(cè)推激振力共同作用下，各層甲板評價點三向振動速度最大峰值小于2.1 mm/s，振動速度峰值滿足規(guī)范要求。根據(jù)ISO6954-2000（E），按照速度加權(quán)均方根（RMS）總值來計算評估振動響應(yīng)，計算公式由下式給出：

根據(jù)式（1）以及船上不同部位的適居性標(biāo)準(zhǔn)，計算了每層甲板主要艙室的振動速度評價值，如表6所示。

根據(jù)表6船上不同部位的適居性標(biāo)準(zhǔn)，滿載出港工況下本船在螺旋槳脈動壓力、主發(fā)電機(jī)、推進(jìn)電機(jī)激振力、首側(cè)推激振力共同施加時，各艙室的振動速度均滿足要求。

表6 滿載出港工況各層甲板振級較大艙室振動速度評價值Tab. 6 Velocity level of typical decks（full load departure）

同時，由表也可以看出，在主甲板最靠近首側(cè)推的居住艙室是科學(xué)家前、廚工和大廚房間；在首樓甲板沒有臨近首側(cè)推的居住艙室；在系泊甲板最靠近首側(cè)推的居住艙室是科學(xué)家前和水手長室。這些房間的振動響應(yīng)值相對于相鄰類似艙室的振動響應(yīng)水平略大一些，其中主要原因是首側(cè)推激勵的影響。如果首側(cè)推筒體與船體主要結(jié)構(gòu)之間的連接剛度不夠，首側(cè)推激勵能量將更多傳遞到臨近的居住艙室，有可能導(dǎo)致這些區(qū)域的振動響應(yīng)進(jìn)一步加大，甚至有超過規(guī)范許用值的風(fēng)險，這點應(yīng)引起設(shè)計師的重視。

4 結(jié) 語

通過建立全船結(jié)構(gòu)三維有限元模型，對物探調(diào)查船進(jìn)行了全船固有頻率計算，給出船體結(jié)構(gòu)主要振動模態(tài)。考慮包括首側(cè)推激勵在內(nèi)的多種激勵載荷條件下，分析該船的振動響應(yīng)，并按照相關(guān)規(guī)范進(jìn)行評估，得到的主要結(jié)論如下：

1）全船船體布局和結(jié)構(gòu)設(shè)計合理，無整體共振風(fēng)險。

2）船尾和少數(shù)甲板局部結(jié)構(gòu)的共振頻率與螺旋槳葉頻頻率錯開率雖然不大，但由于本船作用在船底板上的螺旋槳激勵力相對略小，且有共振風(fēng)險的艙室距離激勵源較遠(yuǎn)，因此振動響應(yīng)值相對較小。每層甲板主要艙室的振動速度計算結(jié)果小于規(guī)范值，滿足ISO6954-2000（E）的舒適性要求。

3）首側(cè)推激勵對靠近它的艙室振動響應(yīng)水平有一定的影響，在設(shè)計時應(yīng)加以重視。對于首側(cè)推筒體與鋼制船體主要結(jié)構(gòu)之間的連接應(yīng)妥善考慮，減少首側(cè)推激勵能量傳遞到臨近的居住艙室。

實船海試測試結(jié)果表明，本船的整體和局部振動響應(yīng)均較小，試航人員較為滿意。同時，船員反映在首側(cè)推剛剛啟動的瞬間，在臨近首部的艙室內(nèi)有的較大震感。由于激勵源的技術(shù)數(shù)據(jù)資料所限，尚不能給出首側(cè)推啟動瞬間激勵力的加載曲線，因此不能給出這一現(xiàn)象的準(zhǔn)確仿真，下一步將予以關(guān)注。