超大型集裝箱船上層建筑不同布置形式的動(dòng)態(tài)特性研究

李文華 吳嘉蒙 馬 駿 謝小龍

（1.中國(guó)船舶及海洋工程設(shè)計(jì)研究院 上海 200011；2.大連理工大學(xué) 船舶工程學(xué)院 大連116004）

0 引 言

集裝箱船因其特有的貨艙大開口結(jié)構(gòu)型式，使船體的抗扭剛度偏弱，導(dǎo)致船體扭轉(zhuǎn)振動(dòng)與彎曲振動(dòng)在低階模態(tài)耦合在一起；而且近幾年隨著集裝箱船設(shè)計(jì)和建造的大型化，其設(shè)計(jì)趨勢(shì)及采用的一些設(shè)計(jì)要求也可能導(dǎo)致振動(dòng)問題愈加突出［1］。此外，隨著能效設(shè)計(jì)指數(shù)（EEDI）指標(biāo)和節(jié)能減排的要求，越來越多的設(shè)計(jì)都考慮在營(yíng)運(yùn)過程中采用降功率的方法，并在某一段航速范圍內(nèi)進(jìn)行油耗優(yōu)化設(shè)計(jì)，從而導(dǎo)致主機(jī)和螺旋槳激勵(lì)的寬頻帶特征，并對(duì)主船體和上層建筑等產(chǎn)生振動(dòng)影響。因此，集裝箱船的振動(dòng)和響應(yīng)分析正越來越受到關(guān)注。

集裝箱船的上層建筑布置形式通?？煞譃閱螎u式和雙島式。單島式是指將上層建筑和機(jī)艙棚連為一體，通常布置在艉部或機(jī)艙上方；雙島式是指將上層建筑和機(jī)艙棚分開布置，機(jī)艙棚布置在機(jī)艙上方，船員生活區(qū)和駕駛室等布置在船舯靠前部位。通常，單島式布置多用于萬箱以下的集裝箱船，而雙島式布置則多用于萬箱以上的集裝箱船。對(duì)于萬箱級(jí)別的集裝箱船，單島式和雙島式都可采用。

雖然單島式或雙島式的布置主要基于視線及船體抗扭剛度的要求提出，但由于其不同的布置形式及抗扭剛度，勢(shì)必影響集裝箱船主船體和上層建筑/機(jī)艙棚等的動(dòng)態(tài)特性。國(guó)內(nèi)對(duì)此研究剛剛起步［2］，因此很有必要針對(duì)不同上層建筑布置形式對(duì)船體振動(dòng)及響應(yīng)的影響進(jìn)行研究。

1 研究對(duì)象及方法

由于常規(guī)的能量法和遷移矩陣法不考慮振動(dòng)耦合，因此本文將采用有限元方法進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。雖然研究結(jié)論都將通過算例分析得到，但這并不影響其一般性［3］。

本文選取的1型10 000 TEU超大型集裝箱船，分別按單島式和雙島式布置其上層建筑。模型范圍包含上層建筑在內(nèi)的整船模型，網(wǎng)格大小按強(qiáng)框間距劃分。為便于在振動(dòng)響應(yīng)計(jì)算時(shí)施加主機(jī)激振力矩，主機(jī)也模擬為有限元模型［4］。

單島式布置和雙島式布置下的全船有限元模型如圖1所示，艉部和機(jī)艙段有限元模型見圖2。

圖1 10 000 TEU集裝箱船有限元模型

圖2 10 000 TEU集裝箱船上層建筑、艉部及機(jī)艙段的有限元模型（單島式）

2 質(zhì)量分布

振動(dòng)分析需考慮的質(zhì)量包括空船質(zhì)量、載重量和附連水質(zhì)量［2］。

本文中空船質(zhì)量的調(diào)整是采用調(diào)密度的方法，對(duì)于比較重的機(jī)械設(shè)備采用加質(zhì)量點(diǎn)的方法調(diào)整，最終使模型的重心及質(zhì)量分布與實(shí)際一致［5］。

整個(gè)船體隨載況不同，會(huì)產(chǎn)生不同的振動(dòng)模態(tài)。本船振動(dòng)分析時(shí)考慮了兩種工況：壓載到港和滿載出港。表1列出了本船在兩種裝載工況下相應(yīng)的質(zhì)量。

表1 10 000 TEU集裝箱船的兩種典型載況

附連水質(zhì)量的確定，本文采用源匯分布法，即在MSC/NASTRAN內(nèi)程序計(jì)算時(shí)，通過定義有限元模型濕表面單元和吃水高度，用Helmholtz方法求解流體運(yùn)動(dòng)的拉普拉斯方程，進(jìn)而求解出附連水質(zhì)量。

3 主要激勵(lì)

船舶營(yíng)運(yùn)時(shí)的激勵(lì)源主要是：螺旋槳、主機(jī)、輔助設(shè)備和海浪，其中尤以螺旋槳和主機(jī)的激勵(lì)最為顯著［3］。

3.1 螺旋槳激勵(lì)

對(duì)于螺旋槳激振力，本文采用的是DNV船級(jí)社的CFD計(jì)算方法［6］，其計(jì)算程序?yàn)镹V571-97。經(jīng)Matlab模擬的艉部脈動(dòng)壓力結(jié)果如圖3所示。

圖3 螺旋槳葉頻下船體艉部脈動(dòng)壓力的模擬

本船采用6葉槳，MCR下最大轉(zhuǎn)速為84 r/min。因此，其葉頻激振頻率為8.4 Hz，倍葉頻激振頻率為16.8 Hz。

3.2 主機(jī)激勵(lì)

本船采用MAN公司新研發(fā)的10S90ME-C9.2型主機(jī)。根據(jù)設(shè)備商提供的激振力/力矩?cái)?shù)據(jù)，選取如表2所示工況下較大的激振力矩和對(duì)應(yīng)頻率。

表2 10S90ME-C9.2主機(jī)的各階激振力矩及頻率（MCR下）

4 自由振動(dòng)及結(jié)果分析

4.1 有限元計(jì)算結(jié)果

船體自由振動(dòng)評(píng)估的目的是計(jì)算全船的固有頻率，并校核是否能避開激振頻率。為了保證精度，頻率評(píng)估范圍包括激勵(lì)頻率范圍，整個(gè)自由振動(dòng)的頻率范圍為0～20.0 Hz，包括了主機(jī)各階激振頻率、螺旋槳葉頻和倍葉頻［2］。

表3～表5為壓載和滿載工況下，目標(biāo)船自由振動(dòng)前8階的振型和固有頻率值，以及上層建筑或機(jī)艙棚的前3階振型和固有頻率值。圖4為滿載工況下各階固有頻率所對(duì)應(yīng)的目標(biāo)船的振型示意。

表3 單島式、雙島式10 000 TEU前8階固有頻率值和振型

表4 單島式10 000 TEU上層建筑前3階固有頻率值和振型

表5 雙島式10 000 TEU上層建筑前3階固有頻率值和振型

圖4 滿載工況下單島式和雙島式的前8階振型示意

4.2 結(jié)果比較

根據(jù)上述計(jì)算結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)：

（1）雙島式上層建筑布置形式下計(jì)算所得的1階扭轉(zhuǎn)振動(dòng)固有頻率比單島式高，主要原因是雙島式布置增加了船體梁剖面的扭轉(zhuǎn)剛度。但是2階扭轉(zhuǎn)固有頻率兩者基本相同，主要原因是雙島式中，前島的布置位置接近2階扭轉(zhuǎn)節(jié)點(diǎn)處，其對(duì)2階扭轉(zhuǎn)固有頻率基本沒有影響。

（2）單島式和雙島式上層建筑布置對(duì)垂向振動(dòng)固有頻率的影響不大，主要原因是上層建筑的布置對(duì)船體梁整體的質(zhì)量分布影響不大，船體主要的重量分布由集裝箱和附連水決定，而上層建筑的質(zhì)量遠(yuǎn)小于這兩項(xiàng)的質(zhì)量，所以其對(duì)船體梁的垂向振動(dòng)影響較小。

（3）上層建筑的布置形式對(duì)水平振動(dòng)的影響比較復(fù)雜，主要原因可能是集裝箱船水平振動(dòng)和扭轉(zhuǎn)振動(dòng)發(fā)生耦合。

5 強(qiáng)迫振動(dòng)及結(jié)果分析

振動(dòng)響應(yīng)計(jì)算采用模態(tài)疊加法?？紤]一定范圍內(nèi)的航速經(jīng)濟(jì)性要求，轉(zhuǎn)速范圍從（50%～110%）MCR螺旋槳激振力和主機(jī)激振力矩在各轉(zhuǎn)速下的值按文獻(xiàn)［1］的方法計(jì)算得到。振動(dòng)阻尼按DNV船級(jí)社推薦的要求取值［6］。

具體響應(yīng)評(píng)估位置，可根據(jù)船東需要或者發(fā)證需要，主要選取船員工作與休息區(qū)域以及重要設(shè)備儀器所在區(qū)域。本文選取的位置如下頁圖5和圖6所示。

本文采用ISO6954-2000衡準(zhǔn)［7］評(píng)估船體振動(dòng)響應(yīng)情況，具體結(jié)果見下頁表6。

經(jīng)初步計(jì)算發(fā)現(xiàn)：

圖5 單島式上層建筑測(cè)點(diǎn)布置情況

圖6 雙島式上層建筑測(cè)點(diǎn)布置情況

表6 ISO 6954-2000振動(dòng)頻率全頻速度加權(quán)值 單位：mm/s

（1）對(duì)于單島式上層建筑布置，主機(jī)7階激振力矩引起的振動(dòng)響應(yīng)較大，特別是翼橋端部區(qū)域（node22280）， 縱向速度響應(yīng)值達(dá)到16.75 mm/s，其頻響曲線如圖7所示，具體設(shè)計(jì)時(shí)已作修改；

圖7 單島式目標(biāo)船在主機(jī)七階激勵(lì)下各測(cè)點(diǎn)X方向的響應(yīng)曲線

（2）對(duì)于雙島式上層建筑布置，無論是在螺旋槳還是主機(jī)激勵(lì)下，各測(cè)點(diǎn)處得到的振動(dòng)響應(yīng)值均滿足ISO 6954-2000衡準(zhǔn)；

（3）從各階振動(dòng)響應(yīng)計(jì)算結(jié)果可以看出：雙島式與單島式相比，由于居住處所的布置遠(yuǎn)離激勵(lì)源，振動(dòng)響應(yīng)值明顯減小；

（4）雙島式布置下，后島煙囪處主甲板上node81337和node81631的振動(dòng)響應(yīng)與單島式對(duì)應(yīng)測(cè)點(diǎn)node20823和node21117相比反而有所下降，主要原因是雙島式布置下，后島的剛度不如單島式布置，剛度降低導(dǎo)致雙島式后島煙囪的振動(dòng)響應(yīng)比單島式高。實(shí)船設(shè)計(jì)時(shí)已予以充分重視。

6 結(jié) 論

通過分別對(duì)單島式和雙島式上層建筑布置形式下10 000 TEU集裝箱船的總振動(dòng)計(jì)算，得到主要結(jié)論如下：

（1）上層建筑布置形式不同，主要改變船體扭轉(zhuǎn)剛度，對(duì)集裝箱船首階扭轉(zhuǎn)振動(dòng)有一定影響；相比而言，雙島式布置下的船體梁首階扭轉(zhuǎn)振動(dòng)頻率大于同級(jí)別的單島式集裝箱船。

（2）上層建筑布置形式不同，對(duì)船體梁垂向振動(dòng)的影響不大；對(duì)水平振動(dòng)的影響較難判斷。

（3）由于雙島式布置下前島的位置遠(yuǎn)離激勵(lì)源，因此該居住處所的響應(yīng)值普遍小于單島式；但相比而言，雙島式后島處煙囪的振動(dòng)響應(yīng)值要比單島式布置下的大，實(shí)船設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)予以充分重視。

［1］吳嘉蒙.集裝箱船的振動(dòng)與響應(yīng)評(píng)估［J］.上海造船，2009，80（4）：14-18.

［2］吳嘉蒙.2 750 TEU集裝箱船的全船總振動(dòng)評(píng)估［J］.船舶，2008（2）：45-49.

［3］金咸定，趙德有.船體振動(dòng)學(xué)［M］.上海：上海交通大學(xué)出版社，2001：109-130.

［4］MUMM H，ASMNSSEN I.Simulation of low-speed main engine excitation forces in global vibration analysis［C］//Noise&Vibration in the Marine Environment.London.1995：1-20.

［5］中國(guó)船級(jí)社.船上振動(dòng)控制指南［M］.北京：人民交通出版社，2000：174-183.

［6］Det Norske Veritas.Prevention of Harmful Vibration in Ship［M］.1983.

［7］International Standard ISO 6954.Mechanical vibration and shock-Guidelines for the overall evaluation of vibration in merchant ships［S］.2000.