82 000 t散货船船体结构振动控制

洪 明 郑素青 徐超友 许俊臣

（1.大连理工大学 船舶工程学院 大连116024；

2.青岛船舶重工有限公司 船舶与海洋工程设计所 青岛266520）

0 引 言

散货船是航运的主流船型之一，随着航运界对船舶经济性、可靠性及环保性能等指标的提高，近来大型船舶又开始回归大马力低速少缸柴油机，然而，有害振动控制又成为设计和建造重点关注问题。本文讨论的82 000 t散货船就是采用少缸柴油机，总布置图如图1所示，该船充分考虑满足船型在主尺度限制、满足CSR（共同结构规范）、EEDI（能效设计指数）、船舶燃油舱保护、压载水管理、PSPC（压载舱涂层保护性能标准）及主机TierII排放等相关标准。

图1 82 000 t散货船总布置图

船舶垂线间长225.40 m、型宽 32.26 m、型深20.10 m、设计吃水12.20 m、载重量 81 300 t，服务航速 14.3 kn，主机选用 Wärtsilä 5RT-flax58T，螺旋桨为4叶定距桨。

设计阶段应该对船体振动充分重视，根据船体设计建造特点，各个阶段处理的内容和方法也有所侧重，参见表 1［1］。

表1 不同设计阶段船舶振动控制过程

上世纪80年代开始，国内就围绕船体振动设计进行了大量研究。本文将在此基础上，针对82 000 t散货船，结合作者多年工作中有关船体结构有害振动控制过程的研究来进行分析。

1 激励分析与减振措施

船上主要激励源来自推进系统中的大马力低速柴油机和螺旋桨，考虑到使用的经济性，该船设计采用的是Wärtsilä公司的产品5RT-flax58T，该机型额定工况虽然有很好的燃油效率，但存在相比6缸及以上机型大一个数量级的激励。大型低速柴油机存在激励如图2所示，其中不平衡力设计中已经消除，特别需要注意的有2阶垂向不平衡力矩和侧向倾覆H力矩。

图2 大型低速船用柴油机激励类型示意图

ABS和柴油机制造商定义相关的量PRU（不平衡力矩与主机功率的比值）来指导实船对应措施，针对2阶垂向不平衡力矩1 953 kN·m，根据Wärtsilä公司给出RT-flax58T系列的PRU值，图2中可以看出5RT-flax58T机型2阶垂向不平衡力矩对应的PRU值达到190 Nm/kW，处于建议考虑使用平衡补偿装置。

为了降低主机2阶垂向不平衡力矩对船体结构振动的影响，在设计中采用了挪威GERTSEN&OLUFSEN公司生产的外置不平衡补偿器C-200V1，安装在舵机平台舵轴后强力构件处（如图3所示）。船舶主机运行时，不平衡补偿器系统根据主机飞轮上所采集的信号获得主机2阶不平衡激励相位，然后确定补偿器偏心大小和相位，最终在艉部补偿器安装处产生一个激励，以最大程度抵消主机垂向2阶激励。也就是在船舶上，多数的有害振动或者来源于螺旋桨，或者来源于主发动机。传统的减振方法倾向于将重点放在振动本身和如何消除局部共振上面。应用外置不平衡补偿器的方法，振动的症状或被减轻和/或被转移到其他组件上，但是振动的根源仍然存在。

图3 外置不平衡补偿器安装示意图

5RT-flax58T机型存在1 183 kN·m的侧向H力矩，为了减小对上层建筑结构振动的影响，在主机机架顶端两侧分别安装了4个液压撑杆，固定机架的同时，液压单元阻尼能够很好地吸收振动能量。

螺旋桨激励强度既取决于叶型也很大程度上受到伴流场的影响。该船通过船模实验，在艉部螺旋桨右前方设计安装导流罩以获得更佳的伴流。最终不仅提高螺旋桨推进效率，均匀的伴流也会大大减小螺旋桨工作时作用在船体上方的水动力。导流罩安装位置如图4所示。

图4 艉部导流罩位置示意图

经过计算得船上主要激励频率分别为：

主机和螺旋桨轴频：

fME=N/60=1.47 Hz

主机2阶垂向不平衡力矩频率：

f2ME=2×fME=2.93 Hz

主机5阶机架横向倾覆力矩频率：

f5ME=5×fME=7.33 Hz

螺旋桨叶频脉动激励频率：

fPROP=Z×N/60=5.87 Hz

螺旋桨倍叶频脉动激励频率：

f2PROP=2×Z×N/60=11.73 Hz

2 船体总体振动和上层建筑整体振动分析

船舶设计过程中，推进系统的设计应该充分考虑振动的因素，根据船体和上层建筑的主要尺度就可以分别预报出船体和上层建筑总体振动特性，主机的2阶不平衡力矩和螺旋桨叶频都会引起船体垂向振动和上层建筑纵向振动，故选择推进系统中主机和螺旋桨（主要指桨叶）就一定要避免共振风险。主机存在2阶垂向不平衡力矩，因此总体振动只要考虑垂向振动，选用美国船级社（ABS）推荐Kumai方法，首阶（2 节点）垂向固有频率 N2v为［2］：

式中：Δv为考虑舷外水影响2节点垂向振动等效质量 t；

Iv为船体舯横剖面惯性矩，m4；

Δ为船舶排水量，t；

L为两柱间长，m；

B为船宽，m；

T为平均吃水，m。

2阶（3节点）及以上垂向振动固有频率Nnv与首阶（2节点）固有频率N2v关系为：

式中：n为节点数；

α为船型相关系数，散货船系数取1。

通常为了避免螺旋桨叶频和主机曲轴纵向振动引起上层建筑整体纵向共振，需要估算出上层建筑的整体纵向固有频率。上层建筑固有频率采用美国船级社（ABS）的推荐公式进行近似计算：

式中：f∞为与上层建筑高度成函数关系的根部固定固有频率；fe/f∞为修正系数。

根据该船的上层建筑形式，由ABS推荐的插值图表可得该船的 f∞取 750 cpm、fe/f∞取 0.625，所求得的数值代入fe=fe（fe/f∞），得到上层建筑纵向振动固有频率为f=7.81 Hz。

根据预报的主船体固有频率的结果，主机在设计转速下，设计避免了螺旋桨叶频、倍叶频及主机的2阶垂向不平衡力矩与主船体垂向前3阶固有频率遭遇，也就是螺旋桨和主机激励不会与主船体低阶总体发生共振。根据预报的上层建筑固有频率的结果，主机在设计转速下，设计避免了螺旋桨叶频、倍叶频及主机的2阶垂向不平衡力矩与上层建筑整体纵向首阶固有频率遭遇，也就是螺旋桨和主机激励不会与上层建筑纵向整体首阶发生共振。图5为主船体和上层建筑固有频率与主机和螺旋桨主要激励频率遭遇示意图。

图5 主船体和上层建筑固有频率以及主机和螺旋桨主要激励频率遭遇示意图

实船振动测量表明，在主机工作范围内，船体总体和上层建筑整体都没有出现明显共振及较大的振动，推进系统设计选型从振动控制角度合理。

3 结构有限元振动分析与减振设计

根据技术设计阶段船体结构控制特点，针对船舶机舱各层平台及上层建筑各层甲板，通过结构有限元方法计算出各个局部相应振动固有频率。如果结构固有频率靠近某激励频率，可以根据结构有限元计算出来的振型及结构实际情况，增加支柱或隔壁，这是最有效的方式；其次可增加横梁或纵桁。增强边界刚度以及增加甲板板厚则通常不可采用。

结构有限元分析的模型化对计算结果影响非常大。针对计算局部低阶固有振动模态，单元剖分尺度可以选择横梁或肋骨间距量级；板可以使用同时承受拉压和弯曲的壳单元；横梁及小的骨材可以使用梁单元；对于大的强力构件，腹板和面板分别用壳单元剖分更为合理。边界条件是可以通过延伸来弥补边界简化的误差。结构集中质量不仅要考虑质量大小，还需要考虑质量的重心位置，质量大小和位置都应通过质量单元来模拟。

基于结构有限元技术，对82 000 t散货船机舱各平台及上层建筑各层甲板进行固有频率计算，对可能发生共振的区域进行结构加强。实船航行振动测量结果表明，机舱及上层建筑工作和生活区都没有出现振动衡准不能接受的有害振动，局部结构振动设计达到预计效果。

4 航行振动测量与评价

考虑到设计主机采用Wärtsilä 5RT-flax58T-D，主机激励相对较大，因此在设计过程中，根据振动分析采取了相应措施。此外，为了分析主船体是否发生共振，以及重点局部区域振动是否满足相应标准，还应考核设计中所采取措施的效果，在实船试航过程中，在尾端点对32个不同主机转速下的振动信号进行测量与分析，对船体的总体振动特征点以及重要舱室局部振动特征点也进行了测量，并结合 GB/T 7452-2007（ISO 6954∶2000）对振动量级进行评价。

图6是随主机转速变化尾端点响应中主机2阶相应垂向振动分量测量结果。

图6 随主机转速变化尾端点主机2阶相应垂向振动分量分布

结合图5，发现轴频激励与船体垂向2阶在85 r/min附近时，可能会发生共振，主机2阶垂向不平衡力矩在70 r/min附近，也可能发生共振。从测量结果分析，轴频激励在整个测量主机转速范围都非常小（＜0.5 mm/s），说明主机和螺旋桨轴频激励量级非常小。主机2阶激励在69 r/min有个共振峰，对应响应为0.791 mm/s，远远小于GB/T 7452-2007的要求，其峰值频率与预报的垂向3阶固有频率非常吻合。

螺旋桨叶频和倍叶频在主机运行转速范围内正如预报结果，没有出现明显船体整体共振迹象。

主机CSR转速（88 r/min）下，上层建筑顶部纵向振动响应见图7。响应频谱中最大峰值为7.25 Hz，对应振动速度为0.948 mm/s，也远小于GB/T 7452-2007要求。

图7 主机CSR下上层建筑顶部纵向振动响应频谱

船舶典型舱室振动量级，按照GB/T 7452-2007规定，1～80 Hz加权有效值测量结果如表2所示，所测船上工作区域和生活区域振动都在GB/T 7452-2007规定振动轻微的上限内。

表2 船舶工作区域和生活区域部分典型振动测量结果（按GB/T7452-2007规定振动有效值）

为了保证获得正确的测量结果，测量时船舶应该处于正常的状态和海域环境，测量仪器应该在国家法定机构标定有效期内。除了针对GB/T 7452-2007衡量的测量数据，并按GB/T 7452-2007规定的加权方式得到的有效值，其他任何方式都是不能接受。

5 结 论

由于振动涉及人员的舒适性、设备的可靠性及结构的安全性，所以设计建造过程中防止有害振动非常重要的，有害振动控制应该是一项贯穿设计建造全过程的工作。本文仅是从结构振动方面考虑，衡量也仅限制在GB/T 7452-2007规定的生活区域与工作区域。通过这项工作可以得出以下结论：

（1）理论上，控制振动可以从减小激励量级、避免共振及增加阻尼来实现，在船舶结构振动上通常前两者更现实：减小激励量级，针对主机选择振动性能优良的机型，或增加相应的平衡补偿器；针对螺旋桨考虑选用侧斜螺旋桨，及追求最佳伴流的船体艉部去流段线型。由于船体结构总体和局部振动响应计算的难度，选择避免共振来减低有害振动出现概率是目前可能的一种手段。

（2）在方案设计阶段，设计参数（尤其主机与螺旋桨推进系统的参数）确定，要充分考虑尽可能避免与船舶总体及上层建筑整体低阶固有频率遭遇，由于整体特征具有统计特性，基于经验方法近似预报可以达到很好的效果。本文的预报结果和实船测量吻合得很好，没有出现船体总体和上层建筑整体共振，方案阶段振动控制达到预期效果。

（3）在技术设计阶段，结构的设计要考虑避免与船上主要激励共振，尤其艉部（包括机舱和上层建筑）的工作与生活区域甲板。本文通过局部结构有限元计算，对有危险的区域进行适当加强，实船试航测量结果表明，工作和生活区域振动都满足相应衡准要求。

（4）对于采用少缸柴油机的船舶，激励主要体现在2阶垂向不平衡力矩及机架横向n（缸数）阶倾覆力矩。在方案设计阶段，主要是控制避免主机设计转速对应2阶垂向不平衡力矩频率与船体总体垂向固有频率遭遇。增加2阶不平衡补偿器会在一定程度上减少总体振动的量级，设计类似船舶时也可考虑加装。不过，由于2阶不平衡激励频率非常低，一般不会引起局部结构共振，为了减少横向倾覆力矩引起振动，该船设计过程中在主机机架顶部设置4处横向阻尼支撑，在提高了横向刚度的同时，也吸收了一定程度的振动能量。上层建筑设计时应注意整体横向刚度的加强，避免上层建筑整体横向振动而引起各层甲板垂向过大振动。实船舱室振动测量结果表明处理非常有效。

（5）为了验证设计振动控制的有效性，积累提高设计建造水平，测量时要考虑船舶整体、上层建筑整体及舱室局部；为了提供技术规格书中航行振动状态，依据GB/T 7452-2007（ISO 6954∶2000）测量及评价船上工作与生活区域振动，不包含其他任何地方。

船体振动设计既涉及理论又关系到测量。在船体设计的基础上，完成振动设计需要具备一定的结构有限元知识和必要的振动测量知识，这样才能保证所设计的船舶既拥有优良的振动特性，也满足相应规范及公约的要求。

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