杜宜洋， 張 倩

(1.大連職業(yè)技術學院 交通工程學院，遼寧 大連 116035；2.大連船舶重工集團有限公司，遼寧 大連 116011)

0 引 言

隨著造船行業(yè)的不斷發(fā)展壯大，在船舶設計過程中，已經更新換代不同形式的船用雷達桅。船舶在大海中航行時，會受到風、浪、洋流等外部激勵，同時一些周期性的激勵也會由船舶自身的主機和推進器產生，甲板會傳送這些激勵至雷達桅上，使雷達桅振動更顯著，其上部電子裝置無法正常運轉，更糟糕時會振落裝置，造成事故，阻礙船舶的正常航行。目前，國內外已有很多學者采用有限元法(Finite Element Method, FEM)對船舶雷達桅的振動問題進行分析。楊振財等[1]基于FEM研究浮式生產儲卸油裝置(Floating Production Storage and Offloading，FPSO)上筒形桅桿的振動特性，并對其邊界條件作出簡化。梁軍等[2]應用基于神經網絡的半主動控制方法和模擬仿真方法，使雷達桅的振動顯著降低。丁德勇[3]假設雷達桅作為桿件加以簡化，分別采用經驗公式法和FEM分析雷達桅的振動特性，并比較研究這兩種方法的預報結果。首志平等[4]通過分析對比各種桅體設計的原則和影響因素,根據相關數據特點,形成系統(tǒng)的桅體優(yōu)化設計原則。

一般來說，影響雷達桅振動的因素主要有3個：(1)船舶在航行過程中產生的激勵；(2)基座，即雷達桅與船體的連接形式；(3)雷達桅自身結構設計。通常高聳結構的固有頻率比較低，容易引發(fā)共振現象，因此考慮雷達桅結構越低越好，然而應信號燈與雷達等電子設備的要求，雷達桅結構須保證一定的高度[5]。新型雷達桅的設計主要來自2個方面：(1)由于樣船增加防泥沙壓載艙使上層建筑增高，為滿足盲區(qū)要求，增加桅桿高度，使雷達桅自身結構變得細高，增加振動風險；(2)主桅從羅經甲板穿至駕駛甲板，為降低振動風險，雷達桅基座增強。另外，為避免雷達桅結構振動與外界激勵接近引起共振，雷達桅結構的固有頻率與外界激勵頻率之間應具有一定的頻率儲備。通常，評價方法有2種：(1)固有頻率法，根據中國船級社(CCS)《船上振動控制指南》要求應有15%的頻率儲備；(2)響應方法，參照挪威船級社(DNV)規(guī)范要求為45 mm/s。對此，針對樣船新型雷達桅結構進行頻率儲備和響應計算的分析。

1 有限元理論

新型雷達桅采用FEM進行動力分析，其運動方程[6]為

(1)

當作用力為零時得到自由振動方程：

(2)

若忽略阻尼得到無阻尼自由振動方程：

(3)

2 船型主要參數

樣船具有超大型油船(Very Large Crude Carrier，VLCC)的布置特點，設置球鼻艏、方形艉、單槳、單機、斜艏柱、艉機型、單層連續(xù)甲板，還設置防泥沙壓載艙、舵球等節(jié)能布置。該船設計滿足各項國際公約最新標準。為裝載60℃以下不會蒸發(fā)的原油，貨油艙和壓載艙均執(zhí)行保護涂層性能標準(Performance Standard of Protective Coatings，PSPC)要求。該船為遠洋船，不限航區(qū)，輪機高度自動化，擁有具備現代國際先進水平的駕駛、機電、無線電等配置。

樣船主要技術參數如表1所示。

表1 樣船主要技術參數

3 有限元分析

3.1 模型描述

采用FEM對樣船進行振動分析，應用程序為PATRAN/NASTRAN。

根據表1中的數據，建立樣船振動分析模型。模型包括船舶機艙前壁至尾部范圍內的結構(包括上層建筑及機艙棚結構)。其中，所有結構(包括外板、內底板、底中桁、旁底桁、肋板、縱桁等)采用殼單元進行模擬，縱骨采用梁單元進行模擬。單元尺寸為800.0 mm×800.0 mm。殼單元和梁單元具有拉壓、扭轉和彎曲能力，單元具有6個自由度，分別是沿x、y、z方向的線位移和繞x、y、z軸的轉角。模型采用直角坐標系統(tǒng)，定義如下：x軸，縱向，指向船首為正；y軸，橫向，指向左舷為正；z軸，垂向，向上為正。圖1為原雷達桅有限元模型，圖2為新型雷達桅有限元模型。

圖1 原雷達桅有限元模型

圖2 新型雷達桅有限元模型

由于防泥沙設計的應用，原雷達桅已經不能滿足盲區(qū)要求。由圖2可看出：新型雷達桅又細又高，需要通過增強雷達桅基座降低振動風險。具體加強方案有2種：(1)改變上層建筑結構形式加強雷達桅結構；(2)不改變上層建筑結構形式對雷達桅結構進行加強。

3.2 方案1頻率儲備計算

新型雷達桅從羅經甲板穿至駕駛甲板，占用一部分上層建筑，因此雷達桅基座加強需要改變上層建筑結構?；鶠閳A形結構，具體加強布置如圖3所示。

圖3 方案1雷達桅基座加強布置

針對方案1進行縱向和橫向固有頻率計算，其縱向振型和橫向振型如圖4和圖5所示。樣船約定最大持續(xù)功率(Specified Maximum Continuous Rating, SMCR)轉速為67.0 r/min，持續(xù)常用功率(Continuous Service Rating,CSR)轉速為63.5 r/min，分別計算方案1轉速達到額定數值時其頻率評估情況，結果如表2和表3所示。

圖4 方案1縱向模態(tài)振型

圖5 方案1橫向模態(tài)振型

表2 方案1 SMCR轉速達67.0 r/min時的頻率儲備評估

表3 方案1 CSR轉速達63.5 r/min時的頻率儲備評估

采用固有頻率的方法。由表2可知：當SMCR轉速達67.0 r/min時，方案1的頻率儲備最低為24.8%，滿足大于15%的要求。由表3可知：當CSR轉數達63.5 r/min時，方案1的頻率儲備最低為20.6%，滿足大于15%的要求。

3.3 方案2頻率儲備計算

通過與雷達桅設計人員和房間布置人員討論，認為雷達桅基座穿過羅經甲板，不利于通道內的行走，因此在不改變上層建筑結構的情況下，通過改變雷達桅基座結構形式進行加強?；臑榘雸A形結構，具體加強布置如圖6所示。

圖6 方案2雷達桅基座加強布置

針對方案2進行縱向和橫向固有頻率計算，其縱向振型和橫向振型如圖7和圖8所示。樣船SMCR轉速為67.0 r/min，CSR轉速為63.5 r/min，分別計算方案2轉速達到額定數值時其頻率評估情況，結果如表4和表5所示。

圖7 方案2縱向模態(tài)振型

圖8 方案2橫向模態(tài)振型

表4 方案2 SMCR轉速達67.0 r/min時的頻率儲備評估

采用固有頻率的方法。由表4可知：當SMCR轉速達67.0 r/min時，方案2的頻率儲備最低為22.2%，滿足大于15%的要求。由表5可知：當CSR轉速達63.5 r/min時，方案2的頻率儲備最低為29.0%，滿足大于15%的要求。

表5 方案2 CSR轉速達63.5 r/min時的頻率儲備評估

對比方案1與方案2可知：

(1)2種方案的縱向振型和橫向振型一致。

(2)2種方案均滿足要求，最小頻率儲備為方案1，當CSR轉數達63.5 r/min時，頻率儲備為20.6%。

(3)方案1為完全對位加強結構，需要改變上層建筑結構達到設計要求。方案2為非完全對位加強結構，無須改變上層建筑原本結構，結果同樣滿足要求，從設計角度來說，方案2更優(yōu)。

3.4 諧響應計算

雖然2種方案均滿足頻率儲備要求，為更好地量化對比，對方案1和方案2進行諧響應分析。在諧響應分析中，重點計算主機二階(縱向激勵)與主機七階(橫向激勵)的響應，方案1和方案2的計算位置如圖9和圖10所示，計算結果如表6所示。

圖9 方案1諧響應測點

圖10 方案2諧響應測點

由表6可知：方案2的二階激勵響應數據低于方案1，其七階激勵響應值雖然較方案1稍大，但滿足DNV衡準要求；方案1測點為距羅經甲板6.1 m處，而方案2測點為距羅經甲板11.7 m處，可認為方案2更優(yōu)。

表6 方案1與方案2諧響應計算結果 mm/s

4 結 論

針對某船設計新型雷達桅及其2種加強方案，分別進行頻率儲備計算與諧響應分析，并對相關問題進行探討，得出結論如下：

(1)模態(tài)分析結果表明，2種方案的頻率儲備均滿足要求。

(2)對新型雷達桅結構加強，2種方案諧響應計算結果均能滿足DNV衡準要求，驗證所提出的新型雷達桅結構的有效性。

(3)對比方案1，方案2不需要改變上層建筑原本結構，從設計角度等綜合因素考慮，方案2更優(yōu)。

綜上所述，建議實船采用新型雷達桅結構，同時對其進行半圓形結構基座加強，但需要盡可能用肘板進行過渡。