某科考船起重設備甲板結構強度分析與探討

余 倩，范 銘，高海軍，張重洋，徐幼娟，葉 帆

(武漢船舶設計研究院有限公司，湖北武漢430064)

0 引言

某科學考察船甲板上安裝的液壓折臂吊機主要用于布放回收科考作業設備及輔助工作艇。液壓折臂吊的工作特點是負載大、力臂長、作業海況復雜，導致其傾覆力矩和回轉力矩較大，往往對甲板及其支撐結構有較高的強度要求［1-2］。隨著有限元分析方法的普及和應用，船舶結構的強度分析和計算校核也越來越多地采用有限元分析方法。張超［1］通過對結構應力變形結果進行分析，確定主要破壞載荷和載荷傳遞的方式及強度不足的部位和原因。李強［2］闡述了甲板設備支撐結構有限元結構分析方法，以及在加載過程中應該注意的受力轉換。本文以某科學考察船為例，采用ANSYS有限元計算軟件，分析和探討甲板支撐結構的加強方案和效果，為科考船的結構設計提供借鑒和參考。

1 船舶基本情況

1．1 船舶主要參數

總長 45．0 m

船寬 8．4 m

型深 4．0 m

設計吃水 2．6 m

肋骨間距 0．5 m

1．2 參考規范

本船結構分析依據《鋼質海船入級規范》(2012)、《國內航行海船建造規范》2014綜合文本、《船舶與海上設施起重設備規范》(2007)等。

1．3 材料特性

本文所涉及的主甲板結構和船艉結構的鋼材均為船用結構鋼B級，材料特性及屈服強度見表1。

表1 船用鋼材料特性及屈服強度

1．4 許用應力

按照《國內航行海船建造規范》2014綜合文本第3．5．1．12條要求，在各種工況下，甲板支承結構(船體用結構鋼B級)的計算應力應不大于表2中的許用值。

表2 結構的許用應力

2 無加強結構的艙段模型計算

2．1 艙段模型

由于吊機中心位于Fr16橫艙壁上的甲板中線面內，所以局部強度計算模型根據Fr10至Fr22的船體結構及吊機基座下的結構進行建模。在ANSYS三維笛卡爾坐標系中建立起重設備甲板支撐結構立體艙段(Fr10至Fr22)有限元計算模型。以平行基線850 mm的水平線與Fr10交點為坐標原點，船長方向為X軸，正方向由船艉指向船首;艙寬方向為Y軸，正方向由船中指向左舷;型深方向為Z軸，正方向由基線指向甲板。計算中將甲板板及基座板、橫艙壁板和舷側外板、船底板均用Shell181板殼單元離散，將甲板、舷部外板、橫艙壁板以及船底板上的縱橫構架均采用Beam188梁單元離散。

立體艙段三維有限元計算模型如圖1所示。模型中單元總數6 478個，其中Shell63單元4 429個，beam188單元2 048個，MASS21單元1個。

圖1 有限元計算模型

2．2 邊界條件

根據實際情況，在Fr10船體結構的邊緣與Fr22船體結構的邊緣施加簡支邊界條件，具體情況見表3。表中，rot為自由轉動。

表3 邊界條件表

參考相關計算分析指南，還應將起重吊機支撐中心建立1個獨立點MPC，將起重吊機基座下的有關節點的 ux，uy，uz，θx，θy，θz與其相關聯，即建立剛性域，其模型圖如圖2所示。

圖2 邊界條件和剛性域

2．3 施加載荷

根據起重設備廠商提供的主要性能參數及設計參數，吊機中心高度為甲板以上5 000 mm。當吊機吊起2 t重物并以最大回轉半徑工作時，液壓折臂吊機對甲板的最危險作用力矩(顛覆力矩)Mmax為180 kN·m，對甲板最大壓力 Fzmax為 55．0 kN，此時作用在甲板上的最大回轉力矩M為30．0 kN·m，假設其作用于吊桿支撐中心獨立點MPC位置。鑒于吊機可以在360°范圍內全回轉，本文以3種極端工況來進行分析。假定當吊臂朝向右舷－Y軸方向為0°作為第1種工況，第2種工況是吊臂轉向船艉，也就是與Y軸成90°的－X方向，而吊臂向后旋轉45°可作為第3種工況，其數值見表4。表中載荷位置見圖2。

表4 3種工況計算載荷表

2．4 計算結果及分析

計算結果見表5，應力云圖如圖3～圖5所示。

由表5可以看出，3種工況下立體艙段板單元的最大相當應力和最大剪切應力均滿足許用應力要求;工況1和工況3下梁單元的最大相當應力滿足許用應力要求，而工況2則超出許用范圍。

由以上計算結果可以看出，工況2傾覆力矩沿船寬方向施加時，在Fr13至Fr16和Fr16至Fr19甲板區域會產生很大的彎矩，而甲板橫向多為次要構件，縱向主要構件間距太大，甲板無加強支撐結構，僅有交叉構件承擔載荷作用，因此甲板產生高應力區域，最大相當應力為156．82 MPa，已偏于危險;交叉構件梁單元的相當應力值為223．36 MPa，大于梁單元許用應力［σ］，如果不進行結構加強則可能對結構造成破壞。

3 加強結構的模型計算和分析

3．1 艙段模型和邊界條件

由以上的計算和分析可以看出，立體艙段僅在工況2的載荷作用下，梁單元的相當應力大于許用應力，不能滿足規范要求，因此，本文僅進行工況2的計算和分析，邊界條件不變。3種工況下的板單元剪切應力均已滿足規范要求。

表5 典型工況下模型主要構件計算結果

圖3 甲板、橫艙壁、基座和梁單元的相當應力云圖(工況1)

圖4 甲板、橫艙壁、基座和梁單元的相當應力云圖(工況2)

圖5 甲板、橫艙壁、基座和梁單元的相當應力云圖(工況3)

3．2 加強結構方案描述

方案1:將甲板橫梁改為強橫梁，即將角鋼L75 mm×50 mm×5 mm改為⊥

方案2:增加甲板縱桁的數量。

方案3:將基座下甲板厚度增加至20 mm。

方案4:在Fr15和Fr17船中各增加Ф108 mm支柱2根，支柱的上底座安裝在甲板中縱桁上，下底座安裝在中內龍骨上。

3．3 計算結果及分析

計算結果見表6，應力云圖分別見圖6～圖9。

圖6 甲板、橫艙壁、基座和梁單元的相當應力云圖(方案1)

圖7 甲板、橫艙壁、基座和梁單元的相當應力云圖(方案2)

圖8 甲板、橫艙壁、基座和梁單元的相當應力云圖(方案3)

圖9 甲板、橫艙壁、基座和梁單元的相當應力云圖(方案4)

由以上結果可以看出，方案3雖然增加了甲板厚度，但并未改變甲板和橫艙壁交叉構件的結構形式，因此對提高結構強度效果不明顯。甲板交叉構件梁單元的相當應力為185．72 MPa，仍大于許用應力［σ］，且橫艙壁上的交叉構件梁單元的相當應力為144．45 MPa，也偏于危險，方案3不可選用。但考慮幾種方案的相當應力分布情況，為防止基座肘板端部與船體甲板焊接處應力集中而造成甲板破壞，基座下甲板還應加厚2～3 mm。

方案1將甲板橫梁改為強橫梁，看似并未對縱向加強，但實際上，強橫梁與甲板縱桁形成了橫向的T型材箱體結構。未作加強前，橫向次要構件剖面模數和慣性矩與縱向主要構件不匹配，而傾覆力矩通過基座主要傳遞到Fr15和Fr17甲板上，因此在Fr15和Fr17甲板中縱桁上形成高應力點。經方案1改進結構，橫向和縱向均為主要構件，剖面模數匹配，因此高應力點消除，原本集中的應力分散到周圍各個交叉點，甲板交叉構件的相當應力有明顯降低，在一定程度上起到加強甲板縱向結構的作用，效果較顯著。考慮到實際施工時，需特別注意一點，如果艙段施工建造后再進行更改，則較為費工費時。

方案2增加甲板縱桁的數量，與強橫梁一起形成縱向的T型材箱式結構。未作加強前，傾覆力矩通過基座主要傳遞到Fr15和Fr17甲板上，縱向主要構件之間間距較大，產生的剖面慣性矩偏大，因此在Fr15和Fr17甲板中縱桁上形成高應力點。方案2增加甲板縱桁數量后，縱向構件間的跨距大大降低，甲板縱桁產生的剖面慣性矩降低，高應力點消除，集中應力分散。方案2增強了甲板縱向的承載能力，效果顯著，即使艙段已經施工建造完成，也能快速進行更改，施工難度小，可行性高，因此方案2可選。

表6 加強結構模型主要構件計算結果

方案4采用2根支柱支撐在縱向構件與橫向構件的交叉點上。未作加強前，傾覆力矩通過基座主要傳遞到Fr15和Fr17甲板上，甲板構件交叉點處于無支撐狀態，承載長度和寬度較大，大面積的載荷集中在構件交叉點上，產生高應力點。在Fr15和Fr17船中增加支柱后，構件交叉點被支柱支撐，承載的長度和寬度均大大降低，載荷面積減小，集中應力分散。方案4增強甲板縱向的承載能力，效果顯著，且施工難度不大。結合本船的實際情況，在征得總體設計人員同意且不影響主機和軸系安裝的前提下，可行性高，因此方案4可選。

4 結論

(1)在可選的安裝范圍內，建議將甲板起重設備設置在垂向艙壁上。本文起重設備已經確定安裝在有橫艙壁的甲板上，因此艙段結構的加強主要集中在縱向，也就是船長方向。

(2)增加甲板縱桁數量和增加甲板下支柱2種方案能大幅提高艙段結構強度，效果顯著，便于施工，在船舶設計中均可考慮。

(3)由于本船Fr16至Fr35甲板下為機艙區域，因此，增加支柱時還應考慮施工是否方便，不能影響主機、軸系等重要設備的安裝。

［1］ 張超，紀肖，凌偉．起重機基座支撐結構強度分析［J］．船海工程，2014，43(6):54-59．

［2］ 李強．甲板設備支撐結構有限元計算［J］．中國水運，2013，13(6):84-86．

［3］ 呂厚波，冉建華．40 000 DWT散貨船錨機底座及支撐結構強度分析［J］．江蘇船舶，2014，31(1):1-3．

［4］ 酈羽，張海華，蔣武杰，等．錨絞機支撐結構的強度分析［J］．船海工程，2015，44(1):37-39．

［5］ 楊高勝，屈平，謝永和．深水絞機甲板支撐結構有限元結構分析［J］．中國水運，2010，10(12):110-111．