超大型集裝箱船上層建筑不同布置形式的動態特性研究

李文華 吳嘉蒙 馬 駿 謝小龍

（1.中國船舶及海洋工程設計研究院 上海 200011；2.大連理工大學 船舶工程學院 大連116004）

0 引 言

集裝箱船因其特有的貨艙大開口結構型式，使船體的抗扭剛度偏弱，導致船體扭轉振動與彎曲振動在低階模態耦合在一起；而且近幾年隨著集裝箱船設計和建造的大型化，其設計趨勢及采用的一些設計要求也可能導致振動問題愈加突出［1］。此外，隨著能效設計指數（EEDI）指標和節能減排的要求，越來越多的設計都考慮在營運過程中采用降功率的方法，并在某一段航速范圍內進行油耗優化設計，從而導致主機和螺旋槳激勵的寬頻帶特征，并對主船體和上層建筑等產生振動影響。因此，集裝箱船的振動和響應分析正越來越受到關注。

集裝箱船的上層建筑布置形式通常可分為單島式和雙島式。單島式是指將上層建筑和機艙棚連為一體，通常布置在艉部或機艙上方；雙島式是指將上層建筑和機艙棚分開布置，機艙棚布置在機艙上方，船員生活區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。對于萬箱級別的集裝箱船，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，勢必影響集裝箱船主船體和上層建筑/機艙棚等的動態特性。國內對此研究剛剛起步［2］，因此很有必要針對不同上層建筑布置形式對船體振動及響應的影響進行研究。

1 研究對象及方法

由于常規的能量法和遷移矩陣法不考慮振動耦合，因此本文將采用有限元方法進行數值計算。雖然研究結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的整船模型，網格大小按強框間距劃分。為便于在振動響應計算時施加主機激振力矩，主機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、艉部及機艙段的有限元模型（單島式）

2 質量分布

振動分析需考慮的質量包括空船質量、載重量和附連水質量［2］。

本文中空船質量的調整是采用調密度的方法，對于比較重的機械設備采用加質量點的方法調整，最終使模型的重心及質量分布與實際一致［5］。

整個船體隨載況不同，會產生不同的振動模態。本船振動分析時考慮了兩種工況：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的質量。

表1 10 000 TEU集裝箱船的兩種典型載況

附連水質量的確定，本文采用源匯分布法，即在MSC/NASTRAN內程序計算時，通過定義有限元模型濕表面單元和吃水高度，用Helmholtz方法求解流體運動的拉普拉斯方程，進而求解出附連水質量。

3 主要激勵

船舶營運時的激勵源主要是：螺旋槳、主機、輔助設備和海浪，其中尤以螺旋槳和主機的激勵最為顯著［3］。

3.1 螺旋槳激勵

對于螺旋槳激振力，本文采用的是DNV船級社的CFD計算方法［6］，其計算程序為NV571-97。經Matlab模擬的艉部脈動壓力結果如圖3所示。

圖3 螺旋槳葉頻下船體艉部脈動壓力的模擬

本船采用6葉槳，MCR下最大轉速為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 主機激勵

本船采用MAN公司新研發的10S90ME-C9.2型主機。根據設備商提供的激振力/力矩數據，選取如表2所示工況下較大的激振力矩和對應頻率。

表2 10S90ME-C9.2主機的各階激振力矩及頻率（MCR下）

4 自由振動及結果分析

4.1 有限元計算結果

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

表3～表5為壓載和滿載工況下，目標船自由振動前8階的振型和固有頻率值，以及上層建筑或機艙棚的前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應的目標船的振型示意。

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 結果比較

根據上述計算結果，可以發現：

（1）雙島式上層建筑布置形式下計算所得的1階扭轉振動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剛度。但是2階扭轉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階扭轉節點處，其對2階扭轉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垂向振動固有頻率的影響不大，主要原因是上層建筑的布置對船體梁整體的質量分布影響不大，船體主要的重量分布由集裝箱和附連水決定，而上層建筑的質量遠小于這兩項的質量，所以其對船體梁的垂向振動影響較小。

（3）上層建筑的布置形式對水平振動的影響比較復雜，主要原因可能是集裝箱船水平振動和扭轉振動發生耦合。

5 強迫振動及結果分析

振動響應計算采用模態疊加法。考慮一定范圍內的航速經濟性要求，轉速范圍從（50%～110%）MCR螺旋槳激振力和主機激振力矩在各轉速下的值按文獻［1］的方法計算得到。振動阻尼按DNV船級社推薦的要求取值［6］。

具體響應評估位置，可根據船東需要或者發證需要，主要選取船員工作與休息區域以及重要設備儀器所在區域。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［7］評估船體振動響應情況，具體結果見下頁表6。

經初步計算發現：

圖5 單島式上層建筑測點布置情況

圖6 雙島式上層建筑測點布置情況

表6 ISO 6954-2000振動頻率全頻速度加權值 單位：mm/s

（1）對于單島式上層建筑布置，主機7階激振力矩引起的振動響應較大，特別是翼橋端部區域（node22280）， 縱向速度響應值達到16.75 mm/s，其頻響曲線如圖7所示，具體設計時已作修改；

圖7 單島式目標船在主機七階激勵下各測點X方向的響應曲線

（2）對于雙島式上層建筑布置，無論是在螺旋槳還是主機激勵下，各測點處得到的振動響應值均滿足ISO 6954-2000衡準；

（3）從各階振動響應計算結果可以看出：雙島式與單島式相比，由于居住處所的布置遠離激勵源，振動響應值明顯減小；

（4）雙島式布置下，后島煙囪處主甲板上node81337和node81631的振動響應與單島式對應測點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，剛度降低導致雙島式后島煙囪的振動響應比單島式高。實船設計時已予以充分重視。

6 結 論

通過分別對單島式和雙島式上層建筑布置形式下10 000 TEU集裝箱船的總振動計算，得到主要結論如下：

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

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

（3）由于雙島式布置下前島的位置遠離激勵源，因此該居住處所的響應值普遍小于單島式；但相比而言，雙島式后島處煙囪的振動響應值要比單島式布置下的大，實船設計時應予以充分重視。

［1］吳嘉蒙.集裝箱船的振動與響應評估［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評估［J］.船舶，2008（2）：45-49.

［3］金咸定，趙德有.船體振動學［M］.上海：上海交通大學出版社，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］中國船級社.船上振動控制指南［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.