32 000 m3 LEG船压缩机室振动计算与控制

谢继光，陶晖，洪伟

(上海绎凯船舶设计有限公司，上海200030)

LEG(液化乙烯)船再液化装置(以下简称模块)结构复杂，自身抗振能力差。然而油气设备和压缩机的行业标准和设计指南对大型压缩机系统的振动规定实质上比较宽松[1]，以美国石油学会(API)的往复式压缩机标准《API 618(第5版)》及成撬标准《API2A-WSD》为例，两者通过一系列分析设计流程来控制结构振动与气体脉动[2-3]，但并未强制要求做响应计算，也未明确规定在振动响应计算和测试方法中如何计入支撑结构的刚度。原27 500 m3LEG船在前期设计中缺乏相关经验，压缩机室主甲板发生了强烈振动，后期减振十分困难[4]。对同系列后续32 000 m3LEG船充分重视振动预防工作，前期预报结果不但要满足ISO20283-5的舒适性标准[5]和EFRC(往复式压缩机欧洲论坛)的《往复式压缩机系统振动指南(第4版)》(简称EFRC指南)的安全性A级指标[6]，而且要在控制结构重量及建造成本的基础上，尽量将振动降到最低。

该系列船装载C型双耳罐，主甲板为平面造型，跨距大、刚性差、基频低、中低阶模态密集，通过优化设计可避开1阶共振，但很难做到与2阶激励频率避开20%以上，因此，参考国内外动力机器基础设计相关规范的变动，对压缩机基础结构只考核动态响应、不再强制要求固有频率避开机器扰力频率[7]。由于模块结构复杂，中低频区模态计算的完整度和精度较低，因此，采用不依赖模态的直接瞬态法进行时域响应分析[8]，并通过对内围壁、支柱的位置调节，找出优化设计方案。

1 简介

32 000 m3LEG船对比27 500 m3LEG船压缩机室向船艏方向移动8个肋位，使将压缩机房整体落在横舱壁上方，见图1。设置顶墩并跨4档肋距，从而强化边界约束并减小主甲板纵向跨距(主甲板与房顶纵向跨距分别为10.4 m、16.8 m，横向跨距均为17.2 m)。此外，还做了一定的结构加强(以下记为A方案)，包括加高主甲板强横梁(580～700 mm)，加密、加高房顶强梁及外围壁垂直桁(450～800 mm)，以更好地限制内部管架及中冷器等大型容器在水平面内晃动。

图1 压缩机房在主甲板上的定位

借鉴陆地建筑上的抗震设计手段，增加支柱和剪力墙等结构以增加弯曲刚度及剪切刚度。在尽量减少对通道、设备与管系的干涉基础上，设计若干减振方案见表1，并将结构重量与A方案对比。作为参考，压缩机与电机总重31 t、室内管架重58 t、室内管系及其他设备重52 t、屋顶管系重13 t。根据经验，方案C1～D3均保留Fr141(顶墩斜板与主甲板相交于该肋位)的4根支柱，以将房顶连接到“刚性边界”顶墩处。对各方案分别建立有限元模型并进行固有频率及振动响应的计算。

表1 船体结构减振设计方案及特点

2 模态分析

有限元模型范围从压缩机室向前、后各延伸一个舱段至货舱横舱壁处，向下延伸至顶边舱下纵壁处，完整包含左、右两舷；模型前后及下方端部节点简支作为边界条件。管架平台、管系、设备以质点单元模拟并分配到主甲板及房顶的相关节点上；通过增加钢板密度模拟涂料附加质量；压缩机和电动机本体用质点模拟并通过MPC(多点刚性约束)连接到基座上，传动轴用梁单元模拟。

货物压缩机转速为710 r/min，其主要激励频率为11.83、23.67 Hz，参照API618规定，结构固有频率应尽量避开该频率的±20%区间范围。压缩机间主要结构的前5阶固有频率见表1。

1)A方案房顶可能发生1阶共振，故排除选择该方案；其余各方案的室内主甲板和房顶均避开了1阶共振区，但均存在2阶共振风险。

2)压缩机间前方露天主甲板的1阶固有频率12.24 Hz存在1阶共振风险；后方主甲板的6阶固有频率22.48 Hz、侧围壁的1阶固有频率24.25 Hz、以及露天管系的大量模态存在2阶共振风险。

3)以A方案的压缩机房顶为例，其2、3阶模态均为三节线振型，节线分别位于跨距纵向中点和横向中点，见图2a)、b)。表2为主要结构前5阶固有频率计算结果。由表2可见，通过设置剪力墙来同时加强弯、剪刚度的C1～C3、D方案，能有效抑制其中一个振型，但对另一个振型抑制效果不明显，例如，C3方案完全抑制了主甲板原2阶振型，但主甲板原3阶振型的固有频率仅从23.89 Hz提升到24.53 Hz；而通过梁-柱“悬吊”主甲板的B方案，将2种振型的固有频率均提升约12%(分别从22.07、23.89 Hz提升到24.77、26.91 Hz)。因此，从模态角度很难判断梁-柱体系和剪力墙体系哪个更优越。

表2 主要结构前5阶固有频率计算结果 Hz

图2 压缩机室房顶的三节线振型

3 响应分析

在有限元模态计算模型的基础上，对管架、管系及设备进一步细化，管架平台以梁单元模拟，管系分段以质点单元模拟，大型液体容器用板单元模拟，并提高密度以模拟内容物质量，其余设备以质点单元模拟并通过MPC关联到管架上。

对压缩机MPC的主节点(对应设备手册中的计算点)分别施加激振力的1、2阶分量及合力，结构阻尼取0.03并运行时域响应计算。其中：压缩机垂向不平衡力Fv(单位：kN)及不平衡矩Mv(kN·m)分别为

Fv=14.958cos(ωt+150)+ 2.341cos(2ωt-150)Mv=58.726cos(ωt+27.7)+ 8.839cos(2ωt-27.6)

(1)

式中：ω为曲轴角速度,(°)/s;t为运行时间，s。

结果表明，露天甲板振动可忽略，外围壁横向振动最大峰值为1.0 mm/s、RMS(均方根)值为0.64 mm/s，露天管架纵向振动最大峰值为0.52 mm/s、RMS值为0.34 mm/s，都无需额外减振措施。以主甲板、管架、房顶3个平面的垂向振动为减振设计主要研究对象，取若干典型测点作为减振优化设计的考察点，测点布置见图3。其中测点1～4位于压缩机基座上；测点5、6位于主甲板纵向跨距中点及横向跨距的1/4、3/4点，代表远离压缩机的主甲板振动极值点；测点7、8分别位于二层平台过道及房顶检修口。图3中虚线位于Fr141和Fr145，为顶墩与主甲板的交线。经振动响应计算后输出典型测点的稳态响应垂向振动速度分量峰值见表3。

图3 测点布置(主甲板平面投影)

表3 稳态振动垂向速度响应峰值(双机同相) mm/s

图4 稳态时域响应

1)无论是否发生2阶激励频率共振，1阶激励响应分量仍为总响应的主要成分，1阶响应分量大致为2阶的3倍。

2)定量分析中，2阶响应分量不能忽略，甚至某些方案如C3方案的主甲板响应，2阶分量超出1阶分量成为总响应的最主要成分。

3)考虑到1阶激励幅值是2阶的6倍左右，不难得出，压缩机室主结构的2阶响应动力放大系数大于1阶(约2～3倍)。

4)B方案增加了大量的梁-柱结构重量，但主甲板总响应无改善、房顶的减振比例远低于预期。从时域结果来看，设在Fr141的4根支柱处于压缩机本体的中心附近、对不平衡矩Mv的反作用力臂几乎为0，因此，对控制压缩机振动几乎无效，而振动波却直接顺着支柱传递至房顶，导致房顶振动加剧。由图3稳态时域响应对比可见，不设支柱的A方案，测点8(房顶)的速度响应与测点1、3(压缩机两端)的速度响应无明显联系，而Fr141设支柱的B方案，测点8的响应直接受测点1、3的响应总和控制，且2个方案下测点1、3的时程速度曲线几乎不变。

4)在房间后端增设短纵壁(C1)或短横壁(D)仅对主甲板减振有效、对基座附近无效；反之在房间前端增设短纵壁(C2)不仅对主甲板、对基座附近减振也有效，因此更具综合效益。

5)增设连续中纵壁(C3)对压缩机附近减振有最好的效果，但对主甲板的减振效果反而比短纵壁(C1、C2)的效果退化，考虑到C3对通道和管系的干涉程度过为严重，C2方案显得更为优越。

根据上述结果，短肢墙或梁-柱体系各有不足，考虑将2种体系进行组合。重新设计减振方案：房顶强梁高1.2 m，Fr142设置4根支柱、并在支柱下方加设局部横梁，Fr138～142设短纵壁，Fr140～141基座底部纵桁局部加高300 mm，记为E1方案；此外，为分析压缩机撬对振动的影响，在E1方案的基础上在基座与压缩机之间增设H350×17/2×(200×20)的压缩机撬，记为E2方案。各方案稳态垂向振动的RMS值计算结果见表4。因ISO 20283-5标准要求1～80 Hz频域内振动速度的加权RMS值小于6 mm/s，EFRC指南A级指标要求10～200 Hz频段内振动速度总RMS值小于2 mm/s，见表3、4。

表4 稳态振动垂向速度响应RMS值(双机同相) mm/s

1)所有方案均满足2个标准的要求。

2)原27 500 m3LEG测点1、3、4的双机工况速度响应峰值分别为9.30、15.17、18.24 mm/s，主甲板、管架、房顶3个平面的速度响应峰值分别为13.50、4.43、11.27 mm/s，均远大于32 000 m3LEG船，后者最大峰值至少比前者低80%以上。

3)将梁-柱体系与剪力墙结合的E1方案，在结构增重仅7 t的基础上对各测点有明显减振效果，振动最恶劣的测点1峰值降低至2.244 mm/s、RMS值仅1.336 mm/s，对比A方案各降低了24%。

4)增设压缩机撬(约3.2 t)对垂向振动有微弱的减振作用，但若加大撬面积并取消对应管架，将模块由架装式彻底改为撬装式，则水平面内的约束被严重削弱，面内振动风险将增加。

4 结论

1)32 000 m3LEG船各结构设计方案的振动响应都非常小，也都满足ISO和EFRC的相关指标。可见合理布置模块是决定振动性能优劣的最主要因素，而结构设计起到的是小范围调控及消灭薄弱环节的作用。

2)由于1阶激振力为主要激励成分，低频强迫振动仍是响应的主要成分；2阶激振力虽然幅值较小，但由于该频域的结构共振难以避免，动力放大系数大，故响应预报中也不可忽略。

3)相比梁-柱体系，围壁对该船减振效果更好、结构重量也更轻。

4)连续围壁的布置对通道及管系有较大干涉，若改为局部围壁并与梁-柱体系组合，则干涉少、重量轻、减振效果好，更贴合实际应用。

5)从振动角度，对该船的模块布置其室内支柱不宜设在顶墩所在肋位上，因在该处无法提供对不平衡矩的减振力臂，却会传递动能并加剧房顶振动；将支柱前移至压缩机端部会更加有效。

6)本文的分析和结果都建立在气体脉动压力得到良好控制的基础上，对此可参照API618的DA2(设计方法2)流程进行分析设计。