船用新型雷达桅振动特性

杜宜洋， 张 倩

(1.大连职业技术学院 交通工程学院，辽宁 大连 116035；2.大连船舶重工集团有限公司，辽宁 大连 116011)

0 引 言

随着造船行业的不断发展壮大，在船舶设计过程中，已经更新换代不同形式的船用雷达桅。船舶在大海中航行时，会受到风、浪、洋流等外部激励，同时一些周期性的激励也会由船舶自身的主机和推进器产生，甲板会传送这些激励至雷达桅上，使雷达桅振动更显著，其上部电子装置无法正常运转，更糟糕时会振落装置，造成事故，阻碍船舶的正常航行。目前，国内外已有很多学者采用有限元法(Finite Element Method, FEM)对船舶雷达桅的振动问题进行分析。杨振财等[1]基于FEM研究浮式生产储卸油装置(Floating Production Storage and Offloading，FPSO)上筒形桅杆的振动特性，并对其边界条件作出简化。梁军等[2]应用基于神经网络的半主动控制方法和模拟仿真方法，使雷达桅的振动显著降低。丁德勇[3]假设雷达桅作为杆件加以简化，分别采用经验公式法和FEM分析雷达桅的振动特性，并比较研究这两种方法的预报结果。首志平等[4]通过分析对比各种桅体设计的原则和影响因素,根据相关数据特点,形成系统的桅体优化设计原则。

一般来说，影响雷达桅振动的因素主要有3个：(1)船舶在航行过程中产生的激励；(2)基座，即雷达桅与船体的连接形式；(3)雷达桅自身结构设计。通常高耸结构的固有频率比较低，容易引发共振现象，因此考虑雷达桅结构越低越好，然而应信号灯与雷达等电子设备的要求，雷达桅结构须保证一定的高度[5]。新型雷达桅的设计主要来自2个方面：(1)由于样船增加防泥沙压载舱使上层建筑增高，为满足盲区要求，增加桅杆高度，使雷达桅自身结构变得细高，增加振动风险；(2)主桅从罗经甲板穿至驾驶甲板，为降低振动风险，雷达桅基座增强。另外，为避免雷达桅结构振动与外界激励接近引起共振，雷达桅结构的固有频率与外界激励频率之间应具有一定的频率储备。通常，评价方法有2种：(1)固有频率法，根据中国船级社(CCS)《船上振动控制指南》要求应有15%的频率储备；(2)响应方法，参照挪威船级社(DNV)规范要求为45 mm/s。对此，针对样船新型雷达桅结构进行频率储备和响应计算的分析。

1 有限元理论

新型雷达桅采用FEM进行动力分析，其运动方程[6]为

(1)

当作用力为零时得到自由振动方程：

(2)

若忽略阻尼得到无阻尼自由振动方程：

(3)

2 船型主要参数

样船具有超大型油船(Very Large Crude Carrier，VLCC)的布置特点，设置球鼻艏、方形艉、单桨、单机、斜艏柱、艉机型、单层连续甲板，还设置防泥沙压载舱、舵球等节能布置。该船设计满足各项国际公约最新标准。为装载60℃以下不会蒸发的原油，货油舱和压载舱均执行保护涂层性能标准(Performance Standard of Protective Coatings，PSPC)要求。该船为远洋船，不限航区，轮机高度自动化，拥有具备现代国际先进水平的驾驶、机电、无线电等配置。

样船主要技术参数如表1所示。

表1 样船主要技术参数

3 有限元分析

3.1 模型描述

采用FEM对样船进行振动分析，应用程序为PATRAN/NASTRAN。

根据表1中的数据，建立样船振动分析模型。模型包括船舶机舱前壁至尾部范围内的结构(包括上层建筑及机舱棚结构)。其中，所有结构(包括外板、内底板、底中桁、旁底桁、肋板、纵桁等)采用壳单元进行模拟，纵骨采用梁单元进行模拟。单元尺寸为800.0 mm×800.0 mm。壳单元和梁单元具有拉压、扭转和弯曲能力，单元具有6个自由度，分别是沿x、y、z方向的线位移和绕x、y、z轴的转角。模型采用直角坐标系统，定义如下：x轴，纵向，指向船首为正；y轴，横向，指向左舷为正；z轴，垂向，向上为正。图1为原雷达桅有限元模型，图2为新型雷达桅有限元模型。

图1 原雷达桅有限元模型

图2 新型雷达桅有限元模型

由于防泥沙设计的应用，原雷达桅已经不能满足盲区要求。由图2可看出：新型雷达桅又细又高，需要通过增强雷达桅基座降低振动风险。具体加强方案有2种：(1)改变上层建筑结构形式加强雷达桅结构；(2)不改变上层建筑结构形式对雷达桅结构进行加强。

3.2 方案1频率储备计算

新型雷达桅从罗经甲板穿至驾驶甲板，占用一部分上层建筑，因此雷达桅基座加强需要改变上层建筑结构。基座为圆形结构，具体加强布置如图3所示。

图3 方案1雷达桅基座加强布置

针对方案1进行纵向和横向固有频率计算，其纵向振型和横向振型如图4和图5所示。样船约定最大持续功率(Specified Maximum Continuous Rating, SMCR)转速为67.0 r/min，持续常用功率(Continuous Service Rating,CSR)转速为63.5 r/min，分别计算方案1转速达到额定数值时其频率评估情况，结果如表2和表3所示。

图4 方案1纵向模态振型

图5 方案1横向模态振型

表2 方案1 SMCR转速达67.0 r/min时的频率储备评估

表3 方案1 CSR转速达63.5 r/min时的频率储备评估

采用固有频率的方法。由表2可知：当SMCR转速达67.0 r/min时，方案1的频率储备最低为24.8%，满足大于15%的要求。由表3可知：当CSR转数达63.5 r/min时，方案1的频率储备最低为20.6%，满足大于15%的要求。

3.3 方案2频率储备计算

通过与雷达桅设计人员和房间布置人员讨论，认为雷达桅基座穿过罗经甲板，不利于通道内的行走，因此在不改变上层建筑结构的情况下，通过改变雷达桅基座结构形式进行加强。基座改为半圆形结构，具体加强布置如图6所示。

图6 方案2雷达桅基座加强布置

针对方案2进行纵向和横向固有频率计算，其纵向振型和横向振型如图7和图8所示。样船SMCR转速为67.0 r/min，CSR转速为63.5 r/min，分别计算方案2转速达到额定数值时其频率评估情况，结果如表4和表5所示。

图7 方案2纵向模态振型

图8 方案2横向模态振型

表4 方案2 SMCR转速达67.0 r/min时的频率储备评估

采用固有频率的方法。由表4可知：当SMCR转速达67.0 r/min时，方案2的频率储备最低为22.2%，满足大于15%的要求。由表5可知：当CSR转速达63.5 r/min时，方案2的频率储备最低为29.0%，满足大于15%的要求。

表5 方案2 CSR转速达63.5 r/min时的频率储备评估

对比方案1与方案2可知：

(1)2种方案的纵向振型和横向振型一致。

(2)2种方案均满足要求，最小频率储备为方案1，当CSR转数达63.5 r/min时，频率储备为20.6%。

(3)方案1为完全对位加强结构，需要改变上层建筑结构达到设计要求。方案2为非完全对位加强结构，无须改变上层建筑原本结构，结果同样满足要求，从设计角度来说，方案2更优。

3.4 谐响应计算

虽然2种方案均满足频率储备要求，为更好地量化对比，对方案1和方案2进行谐响应分析。在谐响应分析中，重点计算主机二阶(纵向激励)与主机七阶(横向激励)的响应，方案1和方案2的计算位置如图9和图10所示，计算结果如表6所示。

图9 方案1谐响应测点

图10 方案2谐响应测点

由表6可知：方案2的二阶激励响应数据低于方案1，其七阶激励响应值虽然较方案1稍大，但满足DNV衡准要求；方案1测点为距罗经甲板6.1 m处，而方案2测点为距罗经甲板11.7 m处，可认为方案2更优。

表6 方案1与方案2谐响应计算结果 mm/s

4 结 论

针对某船设计新型雷达桅及其2种加强方案，分别进行频率储备计算与谐响应分析，并对相关问题进行探讨，得出结论如下：

(1)模态分析结果表明，2种方案的频率储备均满足要求。

(2)对新型雷达桅结构加强，2种方案谐响应计算结果均能满足DNV衡准要求，验证所提出的新型雷达桅结构的有效性。

(3)对比方案1，方案2不需要改变上层建筑原本结构，从设计角度等综合因素考虑，方案2更优。

综上所述，建议实船采用新型雷达桅结构，同时对其进行半圆形结构基座加强，但需要尽可能用肘板进行过渡。