(上海繹凱船舶設(shè)計(jì)有限公司，上海 200030)

近幾年船東選擇一人橋樓或大視野大跨距駕駛室設(shè)計(jì)成為一種趨勢，船級社規(guī)范對一人橋樓入級符號有安全性要求和舒適性要求兩部分內(nèi)容，但目前大多數(shù)文獻(xiàn)只關(guān)注了安全性，即工作站視野、功能性布局以及設(shè)備配備的要求，忽略了舒適性即振動和噪聲的要求[1]。而這一類駕駛室設(shè)計(jì)常有較大的結(jié)構(gòu)削減，例如，前圍壁和側(cè)圍壁通常采用大窗門，窗玻璃間的圍壁結(jié)構(gòu)幾乎消失，尤其是外觀為無折角的“一”字形前圍壁時(shí)，結(jié)構(gòu)連續(xù)性受到極大破壞；并且羅經(jīng)甲板跨距一般比較大，例如全封閉駕駛室，或者為了騰出視線角度，將內(nèi)圍壁整體移到駕駛室后方的[2]，羅經(jīng)甲板的橫向或縱向跨距會大大加長，甲板板架的質(zhì)量也隨之增加。這些圍壁結(jié)構(gòu)連續(xù)性、甲板跨距和質(zhì)量的變化，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)固有頻率降低，駕駛室更容易與螺旋槳或主機(jī)發(fā)生低頻共振并形成二次噪聲，設(shè)計(jì)可能無法滿足舒適性要求。

目前大多數(shù)研究認(rèn)為，上建甲板在水平方向的振動屬于上建整體振動的一部分，在局部振動計(jì)算時(shí)不需要單獨(dú)考慮甲板的水平振動，因此，駕駛室計(jì)算的有限元模型范圍往往只有一到兩層甲板[3]；但一人橋樓駕駛室由于剪力墻數(shù)量少，羅經(jīng)甲板水平振動與上建整體振動的模態(tài)相對獨(dú)立，因此振動計(jì)算模型需要進(jìn)行修正。以往采用結(jié)構(gòu)加強(qiáng)方案進(jìn)行振動控制，屬于做“加法”的減振[4]；但一人橋樓由于駕駛甲板以上的所有結(jié)構(gòu)共同組成一個(gè)連續(xù)振動系統(tǒng)，常規(guī)的局部加強(qiáng)并不能顯著提高系統(tǒng)剛度，因此其振動控制可以探討輕量化，即做“減法”減振的可能性。

1 17 000 m3液化乙烯船簡介

1.1 設(shè)計(jì)參數(shù)和上建特征

某加注DNV船級社”NAUT- OC”入級符號的17 000 m3液化乙烯船，艉部上建共5層、從C甲板以上與煙囪分離，其駕駛室布置及羅經(jīng)甲板結(jié)構(gòu)見圖1。駕駛室設(shè)計(jì)為全封閉橋樓以改善靠泊作業(yè)環(huán)境，其橫向跨距較大，羅經(jīng)甲板長10.75 m、寬23.2 m、板厚9 mm，下方有縱桁和強(qiáng)橫梁支撐，駕駛室中心高3 m，室內(nèi)無支柱。駕駛室外圍壁結(jié)構(gòu)見圖2，窗門為大開口，前窗寬為1 565～1 900 mm(駕控臺中心線正前方的窗除外)；前圍壁和側(cè)圍壁的上、下圍壁板厚度10 mm，但缺少中間圍壁板、上下不連續(xù)，無法形成有效的剪力墻；無開窗部分后圍壁的板厚為8 mm。此外，內(nèi)圍壁板厚為8 mm或6 mm。

圖1 駕駛室布置及羅經(jīng)甲板結(jié)構(gòu)

圖2 駕駛室外圍壁結(jié)構(gòu)

1.2 試航測試結(jié)果

本船試航振動測試除了要滿足DNV船級社對”NAUT- OC”船級符號的要求外，根據(jù)規(guī)格書還需滿足ISO6954—2000標(biāo)準(zhǔn)的推薦值；對比規(guī)范和標(biāo)準(zhǔn)，兩者實(shí)際上是一致的[5- 6]。試航記錄羅經(jīng)甲板振動速度的峰值為：縱向4.8 mm/s、橫向2.4 mm/s、垂向10.0 mm/s，超出了ISO6954- 2000的推薦值；桅沒有發(fā)生共振，但羅經(jīng)甲板上安裝的天線有部分受到損傷；駕駛室內(nèi)圍壁正前方約1 m處有低頻嗡鳴聲，現(xiàn)場無法判斷是否為內(nèi)圍壁板橫向共振激發(fā)的結(jié)構(gòu)噪聲或羅經(jīng)甲板垂向共振引起密閉空間容積周期性變化產(chǎn)生的氣壓脈動噪聲。

2 有限元模態(tài)計(jì)算

2.1 模型范圍和邊界

有限元模態(tài)計(jì)算的誤差主要來自于幾個(gè)方面：梁單元未考慮偏心或桁材單元類型不恰當(dāng)引起的板架剛度誤差[7]；未考慮敷料或設(shè)備質(zhì)量引起的質(zhì)量分布誤差；模型過渡區(qū)過小引起的邊界剛度誤差。計(jì)算對比發(fā)現(xiàn)，當(dāng)模型范圍只有兩層甲板時(shí)，其水平和垂向振動頻率的計(jì)算結(jié)果都明顯大于更多層甲板的模型，因此應(yīng)盡量增加過渡區(qū)以減小邊界誤差。關(guān)于主船體，一方面由于羅經(jīng)甲板低階模態(tài)的頻率在10～20 Hz，而主船體振動主要模態(tài)的頻率一般在10 Hz以下[8]，頻率已互相錯開，不需要考慮兩者間的耦合振動；另一方面，上建整體振動的主因是其整體剛度不夠，或外圍壁與橫艙壁的連續(xù)性不佳，與駕駛室設(shè)計(jì)基本無關(guān)，因此也就不需要考慮上建的整體振動，所以有限元模型中不需要建主船體。據(jù)此，采用整體上建模型進(jìn)行計(jì)算，其中C甲板以上的獨(dú)立機(jī)艙棚予以忽略。計(jì)算對比發(fā)現(xiàn)，對模型的最下端節(jié)點(diǎn)使用簡支或固定約束對駕駛室模態(tài)的計(jì)算結(jié)果基本無影響，但后者能更好地避免由底層圍壁板的大量低階模態(tài)引起的模態(tài)失真。有限元模型及邊界約束條件如圖3所示。

圖3 有限元網(wǎng)格模型及邊界約束

2.2 單元尺寸和類型

模型網(wǎng)格尺寸為肋距×縱骨間距。駕駛室內(nèi)支柱劃分為4個(gè)梁單元，以校核支柱自身是否可能發(fā)生橫向彎曲振動；骨材簡化為偏心梁單元；由于梁單元無法模擬與其他結(jié)構(gòu)的焊接對型材的端部支撐，對于較高的桁材采用梁單元會帶來很大誤差，因此桁材的腹板選用殼單元進(jìn)行模擬，而面板仍選用梁單元進(jìn)行模擬；圍壁板和甲板板選用殼單元；敷料簡化為均布質(zhì)量，設(shè)備簡化為質(zhì)點(diǎn)；由于窗門不受力，對其不劃分網(wǎng)格而僅將質(zhì)量均布到窗框上；桅下方支撐良好，繼發(fā)振動可能性較低[9]，因此僅對主筒體劃分網(wǎng)格，其余質(zhì)量簡化為質(zhì)點(diǎn)并通過多點(diǎn)約束連接到主筒體頂端節(jié)點(diǎn)上。

2.3 激振源

上建振動最主要的激勵源為螺旋槳和主機(jī)。本船主機(jī)CSR工況轉(zhuǎn)速96.5 r/min，經(jīng)查主機(jī)資料，其主要不平衡力矩包括二次垂向彎矩778 kN·m、二階頻率3.22 Hz、一次H型傾覆力矩778 kN·m、缸頻8.04 Hz。本船為單機(jī)、四葉單槳、無減速齒輪，因此，得出葉頻為6.43 Hz，倍葉頻為12.87 Hz。

2.4 頻率儲備的目標(biāo)值

頻率錯開設(shè)計(jì)，從運(yùn)轉(zhuǎn)機(jī)械遠(yuǎn)離結(jié)構(gòu)共振區(qū)的方向來區(qū)分，存在亞臨界運(yùn)轉(zhuǎn)(subcritical running)和超臨界運(yùn)轉(zhuǎn)(supercritical running)兩種方法[9- 10]。鑒于超臨界運(yùn)轉(zhuǎn)會對主機(jī)降速運(yùn)轉(zhuǎn)有所限制而亞臨界運(yùn)轉(zhuǎn)則沒有限制以及為了給項(xiàng)目后期減振留下余地，本文選用機(jī)械亞臨界運(yùn)轉(zhuǎn)即結(jié)構(gòu)固有頻率高于激勵頻率的設(shè)計(jì)方法。保守起見，沿各個(gè)振動方向的頻率儲備目標(biāo)值先統(tǒng)一取20%[11]。

2.5 頻率計(jì)算結(jié)果

羅經(jīng)甲板沿各個(gè)方向振動的一階頻率計(jì)算結(jié)果如表1，可見：

1)橫扭耦合振動基頻與螺旋槳倍葉頻比較接近，有可能發(fā)生共振。

2)垂向基頻與倍葉頻錯開不到20%，仍可能落在共振區(qū)內(nèi)。

3)縱向基頻與倍葉頻錯開20%以上，已避開共振區(qū)。

表1 羅經(jīng)甲板基頻計(jì)算結(jié)果

3 模態(tài)分析及結(jié)構(gòu)優(yōu)化

計(jì)算表明，駕駛室振動最為嚴(yán)重且難以解決的是羅經(jīng)甲板的局部振動。因此，分析其3個(gè)方向的模態(tài)特性。

3.1 羅經(jīng)甲板模態(tài)分析

3.1.1 垂向振動

由于羅經(jīng)甲板橫向跨距大，因此板架剛度主要取決于縱向跨距、板架邊界支撐主要靠內(nèi)圍壁和前窗框，若將邊界看作彈性支座，則其彈性系數(shù)主要取決于內(nèi)圍壁和前窗框的橫向彎曲剛度。

3.1.2 縱向振動

縱向振動的邊界約束主要為縱向剪力墻，對于一人橋樓駕駛室而言，上下連續(xù)的縱向外圍壁已基本消失，余下只有縱向內(nèi)圍壁板，因此內(nèi)圍壁的縱向長度較為關(guān)鍵。此外，若內(nèi)圍壁空間布置左右不對稱，縱向振動還會與扭轉(zhuǎn)振動發(fā)生耦合。

3.1.3 橫扭耦合振動

空間上內(nèi)、外圍壁前后布置不對稱，這樣的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)決定了橫向振動會與扭轉(zhuǎn)振動發(fā)生耦合；由于內(nèi)圍壁為非圓截面，扭轉(zhuǎn)時(shí)還會伴隨羅經(jīng)甲板翹曲。振型在水平面內(nèi)的投影近似為以內(nèi)圍壁中心為軸的旋轉(zhuǎn)振動，扭轉(zhuǎn)振動的約束主要靠內(nèi)圍壁最外端壁板和后圍壁構(gòu)成的圍井。

3.2 設(shè)計(jì)變量

在不改動駕駛室外形和功能區(qū)布置的前提下，只有增加邊界剛度、結(jié)構(gòu)自身剛度或減輕振動系統(tǒng)的質(zhì)量，才能提高結(jié)構(gòu)頻率。選取設(shè)計(jì)變量及取值范圍見表2。

表2 敏感度分析中的變量及取值范圍

3.2.1 支柱

為了不在視線限制區(qū)域內(nèi)增加新的盲區(qū)，將支柱位置設(shè)在內(nèi)圍壁兩側(cè)的窗簾中間。由于駕駛甲板下一層的乘員艙室的振動指標(biāo)更為嚴(yán)格，將支柱下端對齊下一層圍壁，以防止振動傳遞到駕駛甲板。預(yù)先對支柱橫向彎曲振動頻率進(jìn)行校核，保守起見，參照兩端簡支等直梁的橫向振動基頻計(jì)算公式[12]

(1)

當(dāng)采用圓管型支柱時(shí)，式(1)簡化為

(2)

代入支柱尺寸：直徑133 mm×管壁厚8 mm、高度3 m，得到基頻為39.6 Hz，滿足避振要求。

3.2.2 窗框

DNV船級社對”NAUT- OC”入級符號規(guī)定，視線限制區(qū)域的窗戶之間的分隔寬度不得超過150 mm，若使用加強(qiáng)筋，窗玻璃間的分隔寬度不得超過100 mm，加強(qiáng)筋高度不得超過120 mm。本船窗框原設(shè)計(jì)以窗玻璃間的外圍壁板作為分隔，板寬98 mm，其上焊接尺寸為100 mm×63 mm×8 mm的角鋼。若將該部分圍壁板和加強(qiáng)筋去掉，修改為尺寸120 mm×6 mm的方鋼作為窗框，可以提高其抗剪和抗彎扭剛度[13]，原設(shè)計(jì)和優(yōu)化設(shè)計(jì)方案對比見圖4。這種窗框目前難以滿足規(guī)范的A- 0級防火要求，但新IGC Code和MSC96已在考慮免除對駕駛室窗框的A- 0級要求。

圖4 駕駛室窗框原設(shè)計(jì)和優(yōu)化設(shè)計(jì)對比

3.3 敏感度分析和優(yōu)化設(shè)計(jì)

為便于對比各設(shè)計(jì)參數(shù)的敏感度，將各變量單獨(dú)搜索的結(jié)果列于表3，其中VA為原始設(shè)計(jì)。

1)對垂向振動頻率的敏感順序?yàn)?>8>7>4B>4A>4C>9>5，即最有效的方法是增設(shè)支柱，其次是加高羅經(jīng)甲板強(qiáng)梁，而羅經(jīng)甲板輕量化也有比較明顯的效果。

2)對縱向振動頻率的敏感順序?yàn)?>9>4A>3>2B>6=5，即最有效的方法是羅經(jīng)甲板和舷墻的輕量化，加大強(qiáng)梁反而會使系統(tǒng)加重，進(jìn)而降低頻率；其次改進(jìn)窗框節(jié)點(diǎn)也有輕微效果；增設(shè)支柱有輕微反效果。

3)對橫扭耦合振動頻率的敏感順序?yàn)?>4B>5>4A>7>4C>2B，即最有效的方法是降低舷墻高度以減小轉(zhuǎn)動慣量，其次是改進(jìn)窗框節(jié)點(diǎn)和加厚內(nèi)圍壁板來提高扭振的內(nèi)、外緣約束；羅經(jīng)甲板輕量化也有較明顯的效果；支柱基本不起作用。

通過對1～9的組合形成兩種優(yōu)化方案VR1、VR2。其中VR2比VR1多出兩根室內(nèi)支柱，對美觀有所影響，但由于VR2方案的垂向振動頻率顯著高于VR1，且實(shí)施方案仍能滿足一人橋樓的視線要求，本船最終選擇了VR2方案。通過結(jié)構(gòu)優(yōu)化，垂向基頻提升了35.4%，縱向基頻提升了2.5%，橫扭耦合基頻提升了16.4%。

表3 17 000 m3液化乙烯船羅經(jīng)甲板振動的設(shè)計(jì)參數(shù)敏感度分析及優(yōu)化設(shè)計(jì) Hz

4 結(jié)論

經(jīng)試航驗(yàn)證，本文模態(tài)特性計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確，說明本文采用的有限元建模方法和計(jì)算設(shè)置是可靠的，結(jié)構(gòu)優(yōu)化減振措施是可行的。計(jì)算表明，甲板強(qiáng)梁的加高對于縱向振動不利，剪力墻(圍壁)的加厚對提升剪切剛度無明顯效果，圍壁扶強(qiáng)材的加高對提升彎曲剛度也無明顯效果，而且可以預(yù)見，由于橋樓位于頂端，其結(jié)構(gòu)過度加強(qiáng)會導(dǎo)致頂端質(zhì)量的增加，對上建整體固有頻率是不利的。因此橋樓的振動控制并不是一味地對結(jié)構(gòu)加厚、加強(qiáng)，而是一部分結(jié)構(gòu)參數(shù)的“加法”和其他參數(shù)“減法”的結(jié)合?！凹臃ā敝饕ㄖе暮侠碓鲈O(shè)和窗框節(jié)點(diǎn)的優(yōu)化，“減法”則為部分結(jié)構(gòu)尤其是羅經(jīng)甲板和舷墻的輕量化，后者對于提升各方向振型的固有頻率都非常有利。

一人橋樓容易發(fā)生低頻共振的主因是羅經(jīng)甲板跨距大，且駕駛室外圍壁連續(xù)性差，無法形成剪力墻?？拷Y(jié)構(gòu)優(yōu)化對防振性能的改善畢竟有限，應(yīng)在設(shè)計(jì)前期選擇合理的駕駛室造型和布局，例如盡可能擴(kuò)大內(nèi)圍壁，或改變外立面造型，從而利用不影響視線的位置設(shè)置局部連續(xù)圍壁等。

[1] 朱兵，劉以社.DNV2011版NAUT- OC入級中橋樓設(shè)計(jì)要點(diǎn)[J].船舶設(shè)計(jì)通訊，2011(增刊):53- 59.

[2] 陳默.9 000 DWT化學(xué)品船的DNV一人橋樓設(shè)計(jì)[J].船舶設(shè)計(jì)通訊，2011(3):65- 69.

[3] 王峰，張?jiān)骑L(fēng).羅經(jīng)甲板有限元振動分析[J].船舶設(shè)計(jì)通訊，2011(增刊):81- 84.

[4] 遲少艷，洪明，趙德有.32500/34300DWT散貨船艙室甲板結(jié)構(gòu)振動性能預(yù)報(bào)及振動控制[J].船舶，2003(4):12- 15.

[5] Dnv Rules For Classification of ship[S]. Det Norske Veritas, January，2011.

[6] ISO6954：2000(E)，Mechanical vibration- Guidelines for the measurement, reporting and evaluation of vibration with regard to habitability on passenger and merchant ships[S]. 2ndedition，2003.

[7] 王健明，盧慧敏，戴睿，等.偏心梁和非偏心梁建模方法合理性分析[J].船海工程，2017,46(2):44- 53.

[8] Iwer Asmnssen. Wolfgang Menzel. Holger Mumm. Ship Vibration [M]. Hamburg: Germanischer Lloyd,2001.

[9] 吳嘉蒙，陳曙梅.2750TEU集裝箱船的局部振動評估[J].船舶，2008(5):10- 16.

[10] Study on Vibratory Response of Deck in Superstructure[R]. The Society of Naval Architects of Japan, 1986.

[11] 船舶設(shè)計(jì)實(shí)用手冊，結(jié)構(gòu)分冊[M].3版，北京：國防工業(yè)出版社，2013.

[12] 金咸定，夏麗娟.船體振動學(xué)[M].上海：上海交通大學(xué)出版社，2011.

[13] 徐美芳.一人橋樓窗框節(jié)點(diǎn)解決方案[J].船舶設(shè)計(jì)通訊，2014(1):28- 33.