散貨船甲板室翼橋結構設計和振動分析

徐永青，吳紫宇，付佳

(上海外高橋造船有限公司,上海 200137)

大型散貨船的機艙和甲板室布置在艉部，這就使得甲板室更加接近主機、2個螺旋槳為船上主要激勵源，導致甲板室長時間處于較大激勵作用之下。此外為了改善駕駛視線和減少船運人數，甲板室被設計得很高，沿船長很短，使得甲板室本身整體的縱向剛度降低，增加發生有害振動的風險。翼橋結構布置在駕駛甲板兩側，其一端為懸空結構，與甲板結構相比剛度較弱。原方案中以上幾個因素共同作用可能引起翼橋結構的振動問題，為此，分析不同的翼橋結構方案，重點關注翼橋的振動特性，得到翼橋結構設計的要點，同時為甲板室結構優化提供依據。

1 有限元模型

1.1 甲板室模型

考慮到居住區域的邊界條件，船體板外側附連水及貨艙貨物重量的影響，以船體中橫剖面、基本結構圖、典型橫艙壁等詳細設計圖紙為基礎，在有限元軟件中建立全船模型。其中，船體外殼板、各層甲板、側壁圍板等構件以Shell單元模擬；橫梁、縱骨和肋骨等加強結構用Beam單元模擬；船上設備、壓載水以及貨油等重量用Mass單元模擬，施加在面板上，保證模型裝載總重與實船相同，重心位置和裝載手冊保持基本一致。船體尾部、機艙、居住區、煙囪及機艙棚的細網格大小為縱骨間距，其余區域則采用以強橫梁間距的大網格劃分，大網格內的骨材合并，保證合并前后剛度一致，整船有限元模型見圖1。

圖1 甲板室有限元模型

1.2 邊界條件

翼橋結構一端與甲板室連接，另端為自由約束，因此在進行翼橋模態分析時只需準確模擬上層建筑的邊界即可。經過大量實船的振動仿真分析，發現甲板室采用簡支約束與實際情況較為吻合，即===0。

1.3 材料屬性

鋼板彈性模量為2.06×10MPa；泊松比為0.3；密度為7 850×10kg/m。

2 結構設計

根據翼橋結構特點，通過修改其主要承力構件尺寸的方式來改變結構剛度，進而改變固有頻率。通過修改構件為翼橋底封板、橫向構件、兩翼下方支撐結構形式，分別設計出4種方案。

方案一：去掉原方案中的圓管支撐，將D甲板上的斜板架支撐往翼橋懸空端部前移并加長支撐臂，去掉上封板的開孔。

方案二：在支撐臂與D甲板連接處加設四塊防傾肘板，其余與方案一相同。

方案三：保持上封板的開孔，其他同方案二。

方案四：在方案二的基礎上，2根支撐臂之間的橫梁位置增設2個短支撐，與下封板連接。

各方案有限元模型見圖2。

圖2 翼橋設計方案有限元模型

3 模態分析

對不同設計方案的翼橋結構進行模態分析，確定其固有頻率及振型，并與SMCR工作狀態下的主機缸頻、螺旋槳葉頻比較，驗證是否避開共振頻率范圍。在留有一定頻率余量基礎上，從各設計方案的翼橋結構固有頻率、結構重量兩個方面進行考量，選取較優的方案作為備選方案。

3.1 設備工作頻率

船上設備如主機、螺旋槳其工作時產生振動為有害振動，是影響船體構件的疲勞壽命的因素之一。設備工作狀態下的頻率為

(1)

式中：為主機工作轉速，r/min；為主機缸數或螺旋槳槳葉數；本號船主機為6缸機，SMCR工作狀態下的轉速為75 r/min，則SMCR轉速下的頻率為7.5 Hz；螺旋槳為定螺距4葉槳，則SMCR下的工作頻率為5.0 Hz。

3.2 固有頻率及振型

通過調整材料密度來控制模型的重量，使之重量、重心與實際保持一致，減少質量誤差對計算結果的影響。應用有限元法分別對不同設計方案的翼橋進行模態分析，見圖3。

圖3 各設計方案的翼橋振型

由圖3可知：方案一至方案四翼橋的固有頻率都在11.0 Hz附近，為一階縱向振型。頻率11.0 Hz均大于主機缸頻、螺旋槳葉頻，超出主機缸頻46.7%，避開共振區域。計算各方案的翼橋結構重量，與原方案比較作為方案評判方面之一，各方案翼橋的結構重量見表1。

表1 不同方案的翼橋特性比較

從表1可知，4個方案的結構重量與原方案相比有較大幅度減少。其中方案一減重15.36 t，折減接近50%；方案三重量減少12.35 t，4個方案中減重最少，但與原方案相比減少了39.8%。從結構減重方面來看，方案一優于其他3種方案。

4 振動響應計算

在原方案的全船有限元模型基礎上，只改變翼橋區域內的結構，在壓載和滿載工況下進行分析全船的振動響應情況，比較翼橋端部的響應值。最后從固有頻率、結構質量以及振動響應值3個方面來評定4種設計方案，從中選優。

4.1 響應計算

船用主機的2階垂向不平衡力矩、6階H型傾覆力矩，以及螺旋槳的脈動壓力是引起船體振動的主要激勵源，分別將激勵源載荷施加到全船有限元模型，見圖4。

圖4 振動響應計算有限元模型

計算發現主機6階傾覆力矩所引起響應值高于其他2種激振力，因此在分析翼橋設計方案的振動響應時，只需計算6階傾覆力矩下翼橋振動響應，比較各方案的響應情況。

以振動規范ISO 6954:2000(E)為考核標準，駕駛室屬于船員工作區域，翼橋為駕駛室的一部分，振動響應上限值為8 mm/s、286 mm/s，為便于比較文中僅從速度方面進行對比。計算得到各方案的翼橋響應值見表2。

表2 翼橋振動響應值 mm/s

從表2可知：LC2工況下的振動響應值均小于LCI工況下，這是受全船重量影響，主要是貨艙內的貨物重量超過LC1。為了較為詳細地分析每個設計方案優劣，分別從、和3個方向比較翼橋振動速度響應值大小。LC1工況下速度從方向來看，方案一到方案四的速度響應值均小于原方案的7.18 mm/s，其中，方案四的速度響應值為4.15 mm/s，為最小值；從方向而言，方案一、二、四速度響應值小于原方案的5.24 mm/s，方案四速度響應值最小，為4.21 mm/s，方案三的速度響應值為5.50 mm/s，大于原方案；從方向來講，只有方案四的速度響應值小于方案，其余3種方案均大于原方案，LC2工況下速度響應情況與LC1下相似。從振動響應角度來看，方案四的速度響應值小于其他3種方案，振動性能較為優異。

4.2 方案選定

通過對翼橋結構重量、固有頻率以及振動響應計算分析，每個方案有各自優缺點。其中從重量方面來看，4個方案的優劣排列依次為：方案一、方案四、方案二和方案三；原方案與4個設計方案的固有頻率均在11.0 Hz范圍，并沒有較大的差異；從振動響應方面來說，方案四的振動性能優于其余方案。分析各方面的數據可得出方案四為較優方案，雖然其結構重量為16.61 t，比結構重量最輕的方案一重0.94 t，在可接受范圍以內。

5 結論

1)方案四的振動性能優于其他3種方案，總量比方案一重0.94 t，工程上可以接受；其固有頻率為11.05 Hz，避開了主機缸頻7.5 Hz、螺旋槳葉頻5.0 Hz，相對主機缸頻有47.3%的頻率余度，不存在發生共振的危險。

2)翼橋結構一端為懸空結構，在船舶運行過程中振動響應值較大，除了受船上設備激振力影響，海風對其有一定作用，結構設計時應給予考慮，以保證足夠的結構剛度。

3)支撐方式與支撐點位置對翼橋振動響應有較大的影響，支撐方式的設計應結合結構模態分析結果，精準定位支撐點，選擇合適的支撐方式以減輕結構重量。