李浩然，向陽，李飛，李著新

(武漢理工大學 a.能源與動力工程學院；b.船舶動力工程技術交通運輸行業(yè)重點實驗室，武漢 430063)

船舶雙層底是振動傳遞的主要結構，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域的研究[1-7]主要應用于主機設備、軸系以及管路的減振，直接作用于船體結構來降低振動的研究較少；對阻振質量的布置位置的研究主要集中在激勵設備的基座上，在振動主要傳遞路徑上采取阻振控制的研究較少。因此，考慮對雙層底結構進行吸振阻振設計并開展試驗。通過截取實際艦船的機艙雙層底結構，將其按照1/2縮減，對縮減后的雙層底結構進行設計并建立相應的有限元模型；根據設計方案搭建試驗臺架；然后通過測量離心泵機腳處的振動數據作為激勵源，繼而完成模型的諧響應計算，確定主要吸振頻率和吸振器安裝位置，基于諧響應計算結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；最后對試驗臺架開展吸振阻振的控制效果試驗。

1 板殼的結構聲強理論

船舶的雙層底結構是典型的板殼結構，可以用板殼理論來描述其動力學特性[8]，認為沿著其某個具體方向上單位寬度的輸入功率流為結構聲強，表示為

Ik==<-σkl(t)vl(t)>

k,l=1,2,…

(1)

式中：σkl(t)和vl(t)分別為t時刻結構在k，l方向上的應力分量和速度分量，<…>為時間的平均量。

對第n階瞬時結構聲強In(t)進行時間平均后，得到通過結構某點的凈聲強In。

(2)

經傅里葉變換得到頻域內結構聲強表達式。

(3)

基于單元中的內力和相應的位移的定義，板殼單元在x、y軸方向上的結構聲強分別為

(4)

2 結構模型設計及試驗平臺搭建

2.1 雙層底板架結構模型的設計

雙層底板架結構模型見圖1。

該結構為截斷模型，為保證截斷部分的邊界與實船振動傳遞基本一致，需要盡量減少邊界振動波的反射，在試驗中將雙層底板架結構預留的截斷部分插入木質沙箱中吸收邊界的振動能量。結構上部裝有離心泵基座和典型基座，為了在實際試驗過程中模擬真實的海水支撐，在結構底部布置4個減震器進行支撐。

2.2 有限元模型的建立

根據設計的結構，采用HyperMesh軟件建立有限元模型。該模型主要由內外底板、底桁、實肋板、基座，以及相應結構上的梁結構組成，所有結構材料為Q235，材料參數為：密度=7 850 kg/m3，彈性模量=2.1×1011 Pa，泊松比=0.3。內外底板和底桁結構上布置有L型角鋼結構，在搭建試驗臺架時L型角鋼為貫穿于實肋板的整體結構。因此，在有限元建模時，對實肋板結構同樣采取挖孔處理。對于離心泵結構，因其結構復雜，在模型創(chuàng)建時將其等效為質量點，同時考慮到后期采用ANSYS軟件進行諧響應分析時激勵的施加方式，此處采用大質量點進行模擬，大質量取為模型質量的106倍，大質量點距離離心泵基座面板的高度是根據實際離心泵的重心高度設置，然后將各個大質量點與基座面板上對應機腳位置處的節(jié)點建立剛性連接。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[9]中的方法建立沙箱結構，參數與文獻[9]保持一致，見圖2b)。對雙層底結構進行網格劃分時，將單元尺寸取為20 mm，根據實際情況對結構賦予相應的材料屬性、單元類型以及實常數信息，其中內外底板、底桁、實肋板以及基座均為板結構，采用SHELL 181單元，L型角鋼和其他梁結構采用BEAM 188單元。

圖2 有限元模型

2.3 試驗臺架的搭建

試驗臺架見圖3。

圖3 試驗室中的試驗臺架

其中試驗臺架上的激勵源選擇YDG80-315(I)型單級立式離心泵，轉速為1 450 r/min，額定流量為50 m3/h。截斷邊界選擇木質沙箱圍合，并填充沙土吸收邊界振動波的傳遞。

試驗臺架底部的4個減震器是根據臺架總質量、單個減震器的垂向剛度，以及減震器的變形極限選擇了ZTF型可調式彈簧減震器，其中整個試驗臺架、離心泵，以及沙土總質量約為5.536 t。考慮安裝過程中減震器傾斜的可能，為確保垂向能夠達到彈性支撐能力，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 試驗臺架底部支撐局部示意

3 吸振阻振方案設計及分析

3.1 吸振方案設計及分析

將離心泵剛性安裝在基座上，并與管路系統相連，試運行良好之后，測量離心泵在額定工況下的振動和試驗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個測點用于測量離心泵的振動，測點編號為A1～A4，測點分布見圖5a)。由于整個結構存在較強的對稱性，在外底板中僅選取其中一側的65個測點用于測量其在離心泵激勵下的振動響應情況，測點編號為B1～B65，測點分布如圖5b)所示。

圖5 測點位置分布示意

振動信號的采集通過東華DH5927N振動測試系統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，經由線纜連接到東華測試系統機箱上。測試時的采樣頻率為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頻率范圍的數據提取分析。

通過對基座面板上4個測點的機腳振動加速度和外底板的振動加速度數據進行取平均、去趨勢項等處理，得到基座面板上4個測點的頻譜見圖6，外底板65個測點的平均振動加速度級見圖7。

圖6 4個測點振動加速度頻譜

圖7 外底板65個測點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，對雙層底板架結構模型進行諧響應分析。由于在后處理軟件ANSYS中無法直接施加加速度激勵，此處采用大質量法將基座面板上測點A1～A4處的加速度激勵轉化大質量力施加到對應的4個大質量點上，施加方向為-Y，垂直于基座面板。

設置求解頻率范圍20～400 Hz、間隔1 Hz，以及阻尼比0.03等參數信息后，得到其振動響應結果。24 Hz頻率下的振動位移見圖8?？梢钥闯觯?4 Hz時其位移響應幅值位于離心泵一側的端部，并沿著圖示長度方向位移響應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

根據文獻[10]中的結論，動力吸振器安裝在響應峰值點具有更好的吸振效果。因此，將吸振器選擇安裝在內底板上位移響應幅值較大的節(jié)點位置?？紤]到沙箱結構和動力吸振器的結構尺寸的影響，選擇4個節(jié)點作為動力吸振器的安裝位置，節(jié)點位置分布見圖9。

圖9 吸振器安裝位置示意圖

3.2 阻振方案設計及分析

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量來抑制振動的傳遞，首先要確定該頻率下的振動經由底桁和實肋板傳遞至外底板的主要傳遞路徑。基于諧響應計算結果，根據式(4)采用有限元功率流法計算24 Hz頻率下底桁和實肋板的結構聲強數據。為能夠直接體現振動傳遞的本質，參照文獻[9]對貢獻度的定義，在得到各個底桁和實肋板的結構聲強后，計算其與整個底桁和實肋板的結構聲強比值，然后根據比值的大小和正負確定振動的主要傳遞路徑和振動傳遞的方向。由于本文關注的是由內底板傳遞至外底板的振動。因此，重點分析雙層底板架結構在Y方向上的結構聲強。

為方便對底桁和實肋板的描述，對模型中的底桁和實肋板進行分組命名，規(guī)則見圖10。

圖10 底桁和實肋板命名規(guī)則

模型在24 Hz時，整個底桁和實肋板在X、Y、Z軸方向上的結構聲強累加值見表1。

表1 底桁和實肋板的結構聲強累加值

由表1可知，底桁和實肋板在Y軸方向的結構聲強均為負值，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底板正向傳遞至外底板。

24 Hz頻率下各底桁和實肋板在Y軸方向上的結構聲強分量和貢獻度見表2。

表2 底桁和實肋板的結構聲強和貢獻度

根據貢獻度的定義以及底桁和實肋板的結構聲強累加值可知：貢獻度為正值時，振動是正向傳遞。通過對比貢獻度大小，發(fā)現貢獻度排在前4位的分別為實肋板-2、底桁-2、實肋板-1、底桁-4，說明這4大塊結構為振動傳遞的重要路徑。由于每 1 大塊底桁和實肋板結構由若干小塊底桁和實肋板組成，具體到哪 1 小塊結構才是主要的傳遞路徑仍要繼續(xù)分析。重要傳遞路徑的結構聲強矢量見圖11。

圖11 24 Hz下底桁和實肋板結構聲強矢量變化

由圖11可知，振動能量主要通過底桁-2-1、底桁-4-1、實肋板-1-2、實肋板-1-3、實肋板-2-2、實肋板-2-3傳遞至外底板。主要傳遞路徑見圖12，可以看出底桁和實肋板的主要傳遞路徑位于靠近離心泵基座的一側，并且對應于離心泵的進水口側。

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量，能夠使得結構阻抗失配，從而達到減振降噪的目的。根據文獻[11]中對實心方鋼阻振質量厚度比的研究，阻振質量的選型按照板厚比8∶1進行選擇。

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

3.3 吸振阻振方案實施

通過移除在內底板上切割開孔，分別將6根實心方鋼阻振質量焊接在相應實肋板和底桁內側的中間高度位置，見圖13。實心方鋼阻振質量安裝完畢后，對破壞的結構盡可能的進行復原。

圖13 阻振質量結構安裝示意

阻振質量安裝完成后，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。實際安裝現場見圖14。

圖14 吸振器安裝現場

4 控制效果試驗

由于重點研究雙層底板架外底板的振動情況。因此，在測試時主要對試驗臺架外底板65個測點進行測量振動加速度。

通過對實施吸振阻振控制方案前后試驗臺架外底板65個測點的振動數據進行處理，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的87.96 dB減小到吸振阻振聯合控制方案時的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頻段內的平均振動加速度級進行合成，合成后的平均振動加速度總級從無減振措施時的89.79 dB降低到了采取吸振阻振聯合控制方案時的87.58 dB，降低了2.21 dB。

5 結論

1)對離心泵基座面板和試驗臺架外底板上的測點進行振動測試，發(fā)現24 Hz不僅是離心泵的主要激勵頻率，同時也是雙層底板架結構外底板振動響應的主要峰值頻率。

2)通過試驗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；基于諧響應計算結果，采用有限元功率流法確定了雙層底板架結構在24 Hz處振動的主要傳遞路徑。

3)在試驗臺架上布置安裝動力吸振器和阻振質量后，外底板在24 Hz處的平均振動加速度級由無減振方案時的87.96 dB降低到實施吸振阻振控制方案時的82.12 dB，降低了5.84 dB，控制效果顯著。