鋪板連接結構減振設計分析

黃惜春 陳美霞

1中國艦船研究設計中心，湖北武漢430064 2華中科技大學船舶與海洋工程學院，湖北武漢430064

0 引 言

為了高效利用有限的內部空間，常規潛艇的大多數艙室都布置有1～2層鋪板（平臺）。鋪板除了具有分隔各功能區域的作用外，也可為眾多設備和管系提供安裝和支撐平臺。以往的鋪板連接結構設計通常只考慮滿足深水壓力作用下的靜變形要求以及為保護設備正常工作的抗沖擊要求，對聲學方面的要求考慮較少。而國內外的大量研究［1-4］則表明，結構聲學設計對潛艇的減振降噪具有重要意義。

目前，鋪板上布置有各類液壓機、風機、液壓泵、蓄能器等設備以及海水管、通風管等管系。這些設備和管系的振動通過與鋪板連接的基座和馬腳傳遞到鋪板，再通過鋪板與殼體的連接結構傳遞到殼體，最終向水中輻射噪聲。隨著減振降噪設計的不斷發展，一些原來布置在殼體上的有源振動設備也將逐步向鋪板、艙壁和液艙等船體結構轉移，因此，鋪板應具備減振降噪的功能。作為鋪板上的振動向殼體傳遞的主要通道，鋪板連接結構的減振設計也是結構聲學設計的重要內容。

通常，船體結構損耗系數會比材料內部損耗系數高1個數量級，這是由于船體構件中的能量損失與結構型式和連接型式等要素關系密切。有研究表明，對于均質結構，在材料損耗系數不大的情況下，彈性波可以沿結構傳播到很遠的距離而無明顯衰減。但當結構中的截面發生突變，則會使彈性波在傳播過程中不連續，可反射或抑制一部分彈性波，從而起到隔離彈性波的作用。而且，不同連接形式的隔振量也存在較大差異。由于鉚接與焊接對振動傳遞產生的影響不同，因此，與鋼質船體結構相比，鋁合金船體結構的損耗系數高2～3倍。

充分利用連接結構的耗能性和隔振性進行減振設計，是結構聲學設計的重要途徑。由于不同連接形式的隔振量不同，因此，在進行結構設計時，應盡量采用隔振量大的連接形式，以提高連接結構的隔振性和耗能性。同時，由于不同波型的彈性波通過連接結構的能力有差異，所以在進行結構設計時，可以進行波型轉化，從而進一步提高連接結構的隔振量。針對結構進行減振設計的另外一個途徑就是增加阻振質量，合理設計阻振質量的參數，同樣可以取得較好的減振效果［5-8］。但是，如果在結構設計中對重量控制嚴格，則阻振質量的應用也將會受到限制。

有限元方法是分析復雜工程結構中低頻振動特性的有效方法。本文將采用有限元方法建立鋪板及殼體的計算模型，對比分析中低頻段鋪板采用不同連接結構方案時，在不同激勵位置的振動傳遞特性。同時，也將進行鋪板連接結構參數對振動傳遞的影響分析，最后，通過縮比模型試驗驗證鋪板連接結構在中低頻及高頻的減振效果。

1 鋪板連接結構減振設計

鋪板連接結構包括上部弧形連接板、縱桁和連接肘板。其中，上部弧形連接板與殼體焊接，縱桁面板通過螺栓與支撐肘板面板連接，肘板與殼體焊接，具體連接型式如圖1所示。鋪板上的彎曲振動在結構連接處一部分傳遞給上部弧形板，一部分傳遞給縱桁腹板，另一部分被連接結構反射回。連接處的彎曲力矩將激勵連接結構產生彎曲波，沿板平面的剪力將激勵結構產生縱向波。上部弧形板的振動直接傳遞給殼體，縱桁中的振動傳遞到連接肘板后，再通過支撐肘板的面板和腹板將振動傳遞給殼體。

圖1 原始結構圖Fig.1 The original structure

文獻［9］對不同連接結構的振動能量傳遞系數進行了定量分析。若振動經過連接結構，則振動隔離量為：

式中，L為振動隔離量，dB；?1為障礙前結構振動能量的平均密度；?2為障礙后結構振動能量的平均密度。連接結構中振動隔離量可表示為：

式中，τ為縱波或彎曲波能量通過連接結構的傳遞系數。

線形連接結構中的彎曲波傳遞系數為：

式中，μ12為前面結構與后面結構的厚度比；μ21為后面結構與前面結構的厚度比。

當連接板厚度相等（μ12=μ21=1），傳遞系數τ=1時，連接結構振動隔離量 L=0 dB，也即等厚度的線形連接結構對彎曲波沒有隔振效果。

對于L形連接結構，彎曲波傳遞系數為：

當連接板厚度相等（μ12=μ21=1），傳遞系數τ=1/2時，連接結構振動隔振量 L=3 dB，也即等厚度的L形連接結構的隔振效果為3 dB。

方案1：考慮到鋪板連接結構中縱桁有一定的高度，于是在縱桁與肘板之間構造U形連接結構，將縱桁腹板與U形板T形連接，縱桁中的縱向波轉化為U形板的彎曲振動，同時，還延長了振源向殼體傳遞的途徑，增加了傳遞途徑上振動能量的耗散，具體結構型式如圖2所示。

圖2 U型連接結構圖Fig.2 The U-shaped structure

將阻振質量沿著振動傳遞途徑配置在板與板的連接處，可以隔離振動。對于線形連接板，彎曲振動經阻振質量在等厚度板中傳遞時，阻振質量的隔振量可以表示為：

式中，mM為阻振質量單位長度質量，kg/m；m為板單位面積質量，kg/m2；k為板中彎曲波波數，m-1；kM1為阻振質量中彎曲振動波數，m-1；kM2為阻振質量中扭轉振動波數，m-1；rM為阻振質量橫截面慣性半徑，m。

方案2：利用阻振質量的減振作用，在原始方案的基礎上，在鋪板與殼體之間加設截面為50 mm×50mm的方鋼，具體結構型式如圖3所示。

圖3 方鋼連接結構圖Fig.3 The blockingmasses structure

2 動響應分析

本文將采用有限元法進行振動傳遞特性分析。為了減小其他結構對研究內容的影響，計算模型只包括鋪板、連接結構及殼體。邊界條件為艙段軸向位移零約束，計算模型如圖4、圖5所示。

圖4 鋪板及殼體有限元模型Fig.4 The finite elementmodelof platform and cylindrical shell

圖5 3種連接結構有限元模型Fig.5 The FEmodelsof the three kinds of connection structuresof platform

響應點選取殼體上3檔肋位，每檔肋位5個點，上部選取為弧形板與殼體連接處，下部選取為肘板與殼體連接處。其中，#1肋位距離激勵點的垂直距離最近，響應點從上至下分別為1～5點；其次為#2肋位，響應點從上至下分別為6～10點；最遠的為#3肋位，響應點從上至下分別為11～15點。激勵點位置及響應點位置如圖6所示。

圖6 激勵位置及響應點位置Fig.6 The exciting positions and response positions

考慮到設備的實際安裝情況，振源在鋪板上的位置各不相同。通常，鋪板由板及縱橫加強筋構成，振源對鋪板的激勵點位于縱、橫加強筋交接處和橫向筋處，甚至是板格上。在不同的位置，結構輸入阻抗和由振源進入結構的振動能量不同，振動傳遞特性也不同［10］。為了較全面地了解鋪板連接結構對振動傳遞特性的影響，本文將對不同激勵位置工況進行對比分析研究。

2.1 激勵點位于縱、橫筋交接位置

振源激勵點位于鋪板的縱向加強筋與橫向加強筋的交接位置，響應點分別位于3個肋位，共有15個響應點。進行單位激勵力作用下的諧響應計算，殼體上部分響應點法向加速度響應譜如圖7～圖11所示。各響應點的平均振級如表1和表2所示。

圖7 響應點1加速度響應譜Fig.7 The response of point1

圖8 響應點2加速度響應譜Fig.8 The response of point2

圖9 響應點3加速度響應譜Fig.9 The response of point3

圖10 響應點4加速度響應譜圖Fig.10 The response of point4

圖11 響應點5加速度響應譜Fig.11 The response of point5

表1 原始方案及優化方案不同肋位處響應點0～200 H z加速度振級對比Tab.1 The acceleration response levelof the points on d ifferent fram es under 200 H z

表2 原始方案及優化方案不同位置響應點0～200 Hz加速度振級對比Tab.2 The acceleration response levelof the points at different positions under 200 Hz

在激勵點位于鋪板縱筋和橫筋交接位置的工況下，0～200 Hz頻段的分析結果顯示，相對于原始方案，U形連接結構方案（方案1）的減振效果明顯，所有考察點的平均加速度振級降低了約3.3 dB；而方鋼連接結構方案（方案2）的減振效果則不明顯，所有考察點的平均加速度振級增加了約0.3 dB。在方案1中，#2肋位的減振效果明顯優于#1肋位，略好于#3肋位。此外，方案1中所有響應點加速度振級均不同程度地降低了，且每檔肋位下部3個考察點的減振效果要比上部連接點更加明顯，這是因為該方案主要是針對鋪板的下部連接結構進行了改進。與原始方案相比，方鋼連接結構方案（方案2）除#3肋位的振級略有降低外，另2個肋位均沒有減振效果，振級還略有增加。此外，每檔肋位上部連接點的加速度振級略有降低，但在下部連接點，殼體的振動響應反而增加，從而導致所有考察點的平均加速度振級增加了約0.3 dB。由上述分析可見，激勵點位于鋪板縱筋與橫筋的交接位置時，鋪板下部采用U形連接結構較原始方案減振效果顯著；方鋼連接結構對鋪板與殼體的上部連接點的振動有一定的抑制作用，但對下部連接點的振動卻有放大作用，從而導致總減振效果不佳。

2.2 激勵點位于橫筋上

對于設備基座位于鋪板橫向加強筋位置的情況，將振源激勵點設置在鋪板橫向加強筋上。殼體上部分響應點的法向加速度響應譜如圖12～圖16所示，各響應點的平均振級如表3、表4所示。

圖12 響應點1加速度響應譜Fig.12 The response ofpoint1

圖13 響應點2加速度響應譜Fig.13 The response ofpoint2

圖14 響應點3加速度響應譜Fig.14 The response of point3

圖15 響應點4加速度響應譜Fig.15 The response of point4

圖16 響應點5加速度響應譜Fig.16 The response of point5

表3 原始方案及優化方案不同肋位處響應點0～200Hz加速度振級對比Tab.3 The acceleration response levelof the points on different fram es under 200Hz

表4 原始方案及優化方案不同位置響應點0～200Hz加速度振級對比Tab.4 The acceleration response levelof the points at different positionsunder 200Hz

在激勵點位于鋪板橫向加強筋位置工況下，0～200 Hz頻段的分析結果顯示，相比于原始方案，方案1的減振效果顯著，所有考察點的平均加速度振級降低約3.9 dB；方案2的減振效果不明顯，所有考察點的平均加速度振級降低約1.5 dB。方案1中，#2肋位的減振效果要明顯優于#1肋位和#3肋位；所有響應點加速度振級均不同程度地降低了，每檔肋位下部3個考察點的減振效果要比上部連接點更加明顯，這同樣是因為該方案主要是針對鋪板下部連接結構進行了改進。與原始方案相比，方案2除#1和#3肋位略有降低外，#2肋位沒有減振效果，振級反而略有增加。此外，方案2大部分連接點的加速度振級均有不同程度的降低，但下部部分連接點的殼體振動響應反而增加，從而導致所有考察點的平均加速度振級只有約1.5 dB的減振效果。由上述分析可見，激勵點位于鋪板橫向加強筋位置時的情況與位于鋪板縱、橫向加強筋交接位置時相似，在鋪板下部采用U形連接結構較原始方案有顯著的減振效果；方鋼連接結構對鋪板和殼體的上部連接點的振動有一定的抑制作用，但對下部部分連接點的振動卻有放大作用，從而導致總減振效果不佳。

2.3 激勵點位于板格上

對于設備基座布置在鋪板縱、橫向加強筋圍成的板格中間的情況，將振源激勵點設置在板格中間。部分響應點的法向加速度響應譜如圖17～圖21所示，各響應點的平均振級如表5、表6所示。

圖17 響應點1加速度響應譜Fig.17 The response ofpoint1

圖18 響應點2加速度響應譜Fig.18 The response ofpoint2

圖19 響應點3加速度響應譜Fig.19 The response of point3

圖20 響應點4加速度響應譜Fig.20 The response of point4

圖21 響應點5加速度響應譜Fig.21 The response of point5

表5 原始方案及優化方案不同肋位處響應點0～200 Hz加速度振級對比Tab.5 The acceleration response levelof the points on different fram es under 200Hz

表6 原始方案及優化方案不同位置響應點0～200 Hz加速度振級對比Tab.6 The acceleration response levelof the points at different positions under 200Hz

在激勵點位于板格上的工況下，0～200 Hz頻段的分析結果顯示，相比于原始方案，方案1的減振效果不及前2種工況，所有考察點的平均加速度振級降低了約2.3 dB；方案2的減振效果較前2個工況則有明顯提高，所有考察點的平均加速度振級降低了約3.8 dB。在方案1中，#1肋位的減振效果要優于#2肋位和#3肋位；#3肋位上部2個點的振級略有增加，其余響應點的加速度振級均不同程度降低；與前2個工況類似，每檔肋位下部3個考察點的減振效果要明顯優于上部連接點。與原始方案相比，方案2除#3肋位的振級略有增加外，#1，#2肋位的減振效果顯著提高。此外，方案2大部分連接點的加速度振級有不同程度的降低，下部個別連接點的殼體振動響應增加。值得注意的是，方案2中上部連接點在該工況下的平均加速度振級明顯降低。綜上所述，激勵點位于板格中部位置時，方案1的減振效果不及前2種工況，方案2的減振效果較前2種工況有明顯提高。在該工況下，在鋪板下部采用U形連接結構較原始方案有一定的減振效果，下部連接點的減振效果明顯優于上部連接點；方鋼連接結構對抑制鋪板和殼體的上部連接點的振動有明顯作用，對下部連接點的減振效果不及上部連接點明顯。

2.4 結構參數影響分析

理論分析表明，連接結構參數不同，隔振量就不同。為了研究鋪板連接結構參數對振動傳遞的影響，本文對聲學設計方案1中的鋪板下部U形連接板選取不同厚度進行了對比分析，各厚度方案激勵位置均設置在縱向和橫向加強筋交接處，考察點仍然選取3檔肋位連接結構與殼體交接處，每檔肋位從上至下各5個點，評價指標為平均振動加速度級，具體計算結果如表7所示。

表7 U型連接板取不同板厚0～200Hz加速度振級對比Tab.7 The acceleration response levelunder u-shaped structurew ith different thickness conditions 200 Hz

由鋪板下部U形連接板不同板厚方案對比分析結果顯示，在0～200 Hz頻段，隨著連接板厚度的減小，殼體平均振動加速度級呈降低趨勢。當連接板厚度從22mm減小到20，18，16mm時，全部考察點的平均振級降低了約0.8，1.3，1.6 dB。此外，各肋位振級減小量不同，#2肋位的減小幅值明顯高于其他2個肋位，#1，#2，#3肋位分別減小了1.0，4.6，2.3 dB；另不同區域考察點的減小量也不同，比較板厚為22mm和16mm的2套方案，3檔肋位從上至下各點的平均減小量分別為0.7，0.9，2.6，3.3和3.9 dB，下部連接點的振級減小量明顯高于上部連接點。

3 模型試驗

本文利用包含鋪板、基座、雙層殼體、上層建筑及艙壁的典型艙段縮比模型，開展了鋪板連接結構減振效果驗證試驗，分別針對原始連接和U形連接2套方案測試了激振機激勵下殼體在2 Hz～4 kHz頻段的法向加速度響應，并進行了對比分析。由于模型縮比后連接結構尺寸較小，因而每檔肋位從上至下只布置了3個測點，即弧形板（測點1）、肘板上部（測點2）和下部（測點3），共測試#1～#6共計6個肋位，18個測點。測點布置如圖22所示。限于篇幅，僅列出了#1～#3肋位測點加速度頻響函數，如圖23～圖25所示。原始連接方案與U形連接方案的減振效果對比如表8所示。

試驗結果顯示，與原始方案相比，U型連接結構在 2～200 Hz、2 Hz～1 kHz及 2 Hz～4 kHz頻段均有一定的減振效果，在2 Hz～4 kHz頻段，減振效果大于4 dB。肘板連接處的測點較上部測點的減振效果更明顯，在高頻時的效果尤其顯著，在2 Hz～1 kHz和2 Hz～4 kHz頻段，減振效果均大于3 dB。

圖22 模型試驗測點及激勵點布置圖Fig.22 The exciting positionsand response positions ofmodel test

圖23 #1肋位各測點加速度頻響函數各方案對比Fig.23 The acceleration response function of the pointson frame#1

圖24 #2肋位各測點加速度頻響函數各方案對比Fig.24 The acceleration response function of the pointson frame#2

圖25 #3肋位各測點加速度頻響函數各方案對比Fig.25 The acceleration response function of the pointson frame#3

表8 原始連接方案與U形連接方案減振效果對比Tab.8 The vibration reduction effect of original structure and U-shaped structure

4 結 論

綜上分析，可得出如下結論：

1）有限元分析結果顯示，與原始方案相比，在鋪板下部采用U形連接和在上部采用方鋼連接均有一定的減振效果，U形連接的減振效果相對更好。

2）連接結構的2種減振設計方案對殼體振動的影響區域不同，U形連接對肘板連接區域的殼體有顯著減振效果，方鋼連接的減振效果主要體現在上部連接區域的殼體。

3）鋪板連接結構的局部改變對殼體整體的減振效果不如局部減振效果明顯。

4）激勵源的位置不同，減振效果也不同。

5）適當減小U形連接板的厚度，減振效果會呈增加趨勢。

6）U形連接在2 Hz～4 kHz頻段有大于4 dB的減振效果，計算結果與試驗結果基本吻合。

本文僅從減振的角度，對鋪板連接結構進行了設計，為了滿足實艇使用要求，還需進一步開展水下靜變形、抗沖擊以及建造工藝等方面的研究。

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