一人桥楼驾驶室振动分析和结构优化

(上海绎凯船舶设计有限公司，上海 200030)

近几年船东选择一人桥楼或大视野大跨距驾驶室设计成为一种趋势，船级社规范对一人桥楼入级符号有安全性要求和舒适性要求两部分内容，但目前大多数文献只关注了安全性，即工作站视野、功能性布局以及设备配备的要求，忽略了舒适性即振动和噪声的要求[1]。而这一类驾驶室设计常有较大的结构削减，例如，前围壁和侧围壁通常采用大窗门，窗玻璃间的围壁结构几乎消失，尤其是外观为无折角的“一”字形前围壁时，结构连续性受到极大破坏；并且罗经甲板跨距一般比较大，例如全封闭驾驶室，或者为了腾出视线角度，将内围壁整体移到驾驶室后方的[2]，罗经甲板的横向或纵向跨距会大大加长，甲板板架的质量也随之增加。这些围壁结构连续性、甲板跨距和质量的变化，导致结构固有频率降低，驾驶室更容易与螺旋桨或主机发生低频共振并形成二次噪声，设计可能无法满足舒适性要求。

目前大多数研究认为，上建甲板在水平方向的振动属于上建整体振动的一部分，在局部振动计算时不需要单独考虑甲板的水平振动，因此，驾驶室计算的有限元模型范围往往只有一到两层甲板[3]；但一人桥楼驾驶室由于剪力墙数量少，罗经甲板水平振动与上建整体振动的模态相对独立，因此振动计算模型需要进行修正。以往采用结构加强方案进行振动控制，属于做“加法”的减振[4]；但一人桥楼由于驾驶甲板以上的所有结构共同组成一个连续振动系统，常规的局部加强并不能显著提高系统刚度，因此其振动控制可以探讨轻量化，即做“减法”减振的可能性。

1 17 000 m3液化乙烯船简介

1.1 设计参数和上建特征

某加注DNV船级社”NAUT- OC”入级符号的17 000 m3液化乙烯船，艉部上建共5层、从C甲板以上与烟囱分离，其驾驶室布置及罗经甲板结构见图1。驾驶室设计为全封闭桥楼以改善靠泊作业环境，其横向跨距较大，罗经甲板长10.75 m、宽23.2 m、板厚9 mm，下方有纵桁和强横梁支撑，驾驶室中心高3 m，室内无支柱。驾驶室外围壁结构见图2，窗门为大开口，前窗宽为1 565～1 900 mm(驾控台中心线正前方的窗除外)；前围壁和侧围壁的上、下围壁板厚度10 mm，但缺少中间围壁板、上下不连续，无法形成有效的剪力墙；无开窗部分后围壁的板厚为8 mm。此外，内围壁板厚为8 mm或6 mm。

图1 驾驶室布置及罗经甲板结构

图2 驾驶室外围壁结构

1.2 试航测试结果

本船试航振动测试除了要满足DNV船级社对”NAUT- OC”船级符号的要求外，根据规格书还需满足ISO6954—2000标准的推荐值；对比规范和标准，两者实际上是一致的[5- 6]。试航记录罗经甲板振动速度的峰值为：纵向4.8 mm/s、横向2.4 mm/s、垂向10.0 mm/s，超出了ISO6954- 2000的推荐值；桅没有发生共振，但罗经甲板上安装的天线有部分受到损伤；驾驶室内围壁正前方约1 m处有低频嗡鸣声，现场无法判断是否为内围壁板横向共振激发的结构噪声或罗经甲板垂向共振引起密闭空间容积周期性变化产生的气压脉动噪声。

2 有限元模态计算

2.1 模型范围和边界

有限元模态计算的误差主要来自于几个方面：梁单元未考虑偏心或桁材单元类型不恰当引起的板架刚度误差[7]；未考虑敷料或设备质量引起的质量分布误差；模型过渡区过小引起的边界刚度误差。计算对比发现，当模型范围只有两层甲板时，其水平和垂向振动频率的计算结果都明显大于更多层甲板的模型，因此应尽量增加过渡区以减小边界误差。关于主船体，一方面由于罗经甲板低阶模态的频率在10～20 Hz，而主船体振动主要模态的频率一般在10 Hz以下[8]，频率已互相错开，不需要考虑两者间的耦合振动；另一方面，上建整体振动的主因是其整体刚度不够，或外围壁与横舱壁的连续性不佳，与驾驶室设计基本无关，因此也就不需要考虑上建的整体振动，所以有限元模型中不需要建主船体。据此，采用整体上建模型进行计算，其中C甲板以上的独立机舱棚予以忽略。计算对比发现，对模型的最下端节点使用简支或固定约束对驾驶室模态的计算结果基本无影响，但后者能更好地避免由底层围壁板的大量低阶模态引起的模态失真。有限元模型及边界约束条件如图3所示。

图3 有限元网格模型及边界约束

2.2 单元尺寸和类型

模型网格尺寸为肋距×纵骨间距。驾驶室内支柱划分为4个梁单元，以校核支柱自身是否可能发生横向弯曲振动；骨材简化为偏心梁单元；由于梁单元无法模拟与其他结构的焊接对型材的端部支撑，对于较高的桁材采用梁单元会带来很大误差，因此桁材的腹板选用壳单元进行模拟，而面板仍选用梁单元进行模拟；围壁板和甲板板选用壳单元；敷料简化为均布质量，设备简化为质点；由于窗门不受力，对其不划分网格而仅将质量均布到窗框上；桅下方支撑良好，继发振动可能性较低[9]，因此仅对主筒体划分网格，其余质量简化为质点并通过多点约束连接到主筒体顶端节点上。

2.3 激振源

上建振动最主要的激励源为螺旋桨和主机。本船主机CSR工况转速96.5 r/min，经查主机资料，其主要不平衡力矩包括二次垂向弯矩778 kN·m、二阶频率3.22 Hz、一次H型倾覆力矩778 kN·m、缸频8.04 Hz。本船为单机、四叶单桨、无减速齿轮，因此，得出叶频为6.43 Hz，倍叶频为12.87 Hz。

2.4 频率储备的目标值

频率错开设计，从运转机械远离结构共振区的方向来区分，存在亚临界运转(subcritical running)和超临界运转(supercritical running)两种方法[9- 10]。鉴于超临界运转会对主机降速运转有所限制而亚临界运转则没有限制以及为了给项目后期减振留下余地，本文选用机械亚临界运转即结构固有频率高于激励频率的设计方法。保守起见，沿各个振动方向的频率储备目标值先统一取20%[11]。

2.5 频率计算结果

罗经甲板沿各个方向振动的一阶频率计算结果如表1，可见：

1)横扭耦合振动基频与螺旋桨倍叶频比较接近，有可能发生共振。

2)垂向基频与倍叶频错开不到20%，仍可能落在共振区内。

3)纵向基频与倍叶频错开20%以上，已避开共振区。

表1 罗经甲板基频计算结果

3 模态分析及结构优化

计算表明，驾驶室振动最为严重且难以解决的是罗经甲板的局部振动。因此，分析其3个方向的模态特性。

3.1 罗经甲板模态分析

3.1.1 垂向振动

由于罗经甲板横向跨距大，因此板架刚度主要取决于纵向跨距、板架边界支撑主要靠内围壁和前窗框，若将边界看作弹性支座，则其弹性系数主要取决于内围壁和前窗框的横向弯曲刚度。

3.1.2 纵向振动

纵向振动的边界约束主要为纵向剪力墙，对于一人桥楼驾驶室而言，上下连续的纵向外围壁已基本消失，余下只有纵向内围壁板，因此内围壁的纵向长度较为关键。此外，若内围壁空间布置左右不对称，纵向振动还会与扭转振动发生耦合。

3.1.3 横扭耦合振动

空间上内、外围壁前后布置不对称，这样的结构特点决定了横向振动会与扭转振动发生耦合；由于内围壁为非圆截面，扭转时还会伴随罗经甲板翘曲。振型在水平面内的投影近似为以内围壁中心为轴的旋转振动，扭转振动的约束主要靠内围壁最外端壁板和后围壁构成的围井。

3.2 设计变量

在不改动驾驶室外形和功能区布置的前提下，只有增加边界刚度、结构自身刚度或减轻振动系统的质量，才能提高结构频率。选取设计变量及取值范围见表2。

表2 敏感度分析中的变量及取值范围

3.2.1 支柱

为了不在视线限制区域内增加新的盲区，将支柱位置设在内围壁两侧的窗帘中间。由于驾驶甲板下一层的乘员舱室的振动指标更为严格，将支柱下端对齐下一层围壁，以防止振动传递到驾驶甲板。预先对支柱横向弯曲振动频率进行校核，保守起见，参照两端简支等直梁的横向振动基频计算公式[12]

(1)

当采用圆管型支柱时，式(1)简化为

(2)

代入支柱尺寸：直径133 mm×管壁厚8 mm、高度3 m，得到基频为39.6 Hz，满足避振要求。

3.2.2 窗框

DNV船级社对”NAUT- OC”入级符号规定，视线限制区域的窗户之间的分隔宽度不得超过150 mm，若使用加强筋，窗玻璃间的分隔宽度不得超过100 mm，加强筋高度不得超过120 mm。本船窗框原设计以窗玻璃间的外围壁板作为分隔，板宽98 mm，其上焊接尺寸为100 mm×63 mm×8 mm的角钢。若将该部分围壁板和加强筋去掉，修改为尺寸120 mm×6 mm的方钢作为窗框，可以提高其抗剪和抗弯扭刚度[13]，原设计和优化设计方案对比见图4。这种窗框目前难以满足规范的A- 0级防火要求，但新IGC Code和MSC96已在考虑免除对驾驶室窗框的A- 0级要求。

图4 驾驶室窗框原设计和优化设计对比

3.3 敏感度分析和优化设计

为便于对比各设计参数的敏感度，将各变量单独搜索的结果列于表3，其中VA为原始设计。

1)对垂向振动频率的敏感顺序为1>8>7>4B>4A>4C>9>5，即最有效的方法是增设支柱，其次是加高罗经甲板强梁，而罗经甲板轻量化也有比较明显的效果。

2)对纵向振动频率的敏感顺序为7>9>4A>3>2B>6=5，即最有效的方法是罗经甲板和舷墙的轻量化，加大强梁反而会使系统加重，进而降低频率；其次改进窗框节点也有轻微效果；增设支柱有轻微反效果。

3)对横扭耦合振动频率的敏感顺序为9>4B>5>4A>7>4C>2B，即最有效的方法是降低舷墙高度以减小转动惯量，其次是改进窗框节点和加厚内围壁板来提高扭振的内、外缘约束；罗经甲板轻量化也有较明显的效果；支柱基本不起作用。

通过对1～9的组合形成两种优化方案VR1、VR2。其中VR2比VR1多出两根室内支柱，对美观有所影响，但由于VR2方案的垂向振动频率显著高于VR1，且实施方案仍能满足一人桥楼的视线要求，本船最终选择了VR2方案。通过结构优化，垂向基频提升了35.4%，纵向基频提升了2.5%，横扭耦合基频提升了16.4%。

表3 17 000 m3液化乙烯船罗经甲板振动的设计参数敏感度分析及优化设计 Hz

4 结论

经试航验证，本文模态特性计算结果准确，说明本文采用的有限元建模方法和计算设置是可靠的，结构优化减振措施是可行的。计算表明，甲板强梁的加高对于纵向振动不利，剪力墙(围壁)的加厚对提升剪切刚度无明显效果，围壁扶强材的加高对提升弯曲刚度也无明显效果，而且可以预见，由于桥楼位于顶端，其结构过度加强会导致顶端质量的增加，对上建整体固有频率是不利的。因此桥楼的振动控制并不是一味地对结构加厚、加强，而是一部分结构参数的“加法”和其他参数“减法”的结合。“加法”主要包括支柱的合理增设和窗框节点的优化，“减法”则为部分结构尤其是罗经甲板和舷墙的轻量化，后者对于提升各方向振型的固有频率都非常有利。

一人桥楼容易发生低频共振的主因是罗经甲板跨距大，且驾驶室外围壁连续性差，无法形成剪力墙。靠结构优化对防振性能的改善毕竟有限，应在设计前期选择合理的驾驶室造型和布局，例如尽可能扩大内围壁，或改变外立面造型，从而利用不影响视线的位置设置局部连续围壁等。

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