不同建模范圍的某非對稱絞吸挖泥船橫向強度差異分析

劉 浩 王 偉 張吉萍 謝永和

（浙江海洋大學 船舶與機電工程學院 舟山316022）

引 言

近年來，隨著國內經濟持續增長以及對于疏浚設備的迫切需求，挖泥船作為主要的疏浚設備已得到長足發展。其中，絞吸挖泥船的船體結構較為特殊，尤其是本文所述某型絞吸挖泥船，其船首為非對稱型。由于其不同于普通客船與貨船，再加上該種挖泥船在工作過程中，外載荷與船上設備會對其自身結構產生較大的作用力，并且這部分載荷很復雜［1］，故船體橫向強度便成為此種絞吸挖泥船一個重要安全因素。

目前，針對挖泥船的研究有吳漪、楊啟等人對絞吸挖泥船橋架起吊系統進行的結構強度分析［2］；馮琦、楊啟對絞吸挖泥船拋錨桿系統進行的強度結構分析［3］；蔣如宏，何炎平等人對大型絞吸挖泥船臺車系統的設計所進行的研究［4］等。然而，對于絞吸挖泥船結構方面的研究目前仍比較欠缺。為確保船體結構具有足夠抵抗外力的能力以及完善相關的結構研究的目的，本文對某型非對稱絞吸挖泥船結構強度進行計算分析，并參照載荷的相關規定與要求，給出三種不同的建模范圍（全艙全寬、全艙半寬、半艙全寬），同時對比相同載荷工況下不同建模范圍對船體結構強度的影響，總結出一些規律。

1 有限元模型的建立

1.1 船型及結構概況

已知某型絞吸挖泥船垂線間長118.80 m、型寬20.60 m、型深7.20 m、設計吃水5.00 m、方型系數0.8299。泥艙部分設置成雙舷側結構，雙層底高度1050 mm、肋骨間距600 mm、實肋板間距2400 mm。該船基本結構見圖1。

圖1 某型絞吸挖泥船基本結構圖

1.2 結構有限元模型

利用MSC.Patran軟件對本船的艙段結構建立有限元三維模型。圖2中包括全艙全寬（模型a）、全艙半寬（模型b有槽形開口）、全艙半寬（模型c無槽形開口）、半艙全寬（模型d）4個模型。模型坐標系采用笛卡爾坐標系，原點位于艙段尾端面船底中線處，X軸沿船長指向船首，Y軸沿船寬方向指向左舷，Z軸沿型深向上。［5-6］

圖2 有限元模型

2 邊界條件

參考中國船級社《國內航行海船建造規范》（2015）及其修改通報等相關要求［7-10］，確定有限元模型的邊界條件。施加的邊界條件具體見表1、表2（模型a和模型b的邊界條件）和表3。

表1 全艙全寬局部載荷的邊界條件

表2 全艙半寬局部載荷的邊界條件

表3 半艙全寬局部載荷的邊界條件

模型艙壁交線處均勻布置垂向彈簧單元，其位置為本船內殼板、舷側外板與中部貨艙前后艙壁交線上。彈性系數計算公式見式（1），結果見表4。

式中：G為表示鋼材剪切彈性模量，取0.792×105N/mm2；A為表示艙壁間舷側內外板的剪切面積，mm2；lH為表示中部貨艙長度，mm；n為表示內殼板、舷側外板上垂向交線節點個數。

表4 舷側外板、內殼板上彈性系數

3 載荷工況

3.1 計算工況

根據船舶裝載計算書，取兩種工況進行計算。其中工況LC01表示航行時泥艙滿載和攜帶了全部燃料及備品，此時平均吃水為4.986 m；而航行時泥艙無泥且攜帶了全部燃料及備品為工況LC02，平均吃水為3.041 m。

3.2 計算載荷

結構強度計算時，結構所承受載荷視計算工況而定，包括艙內貨物壓力、壓載水壓力、舷外水壓力和甲板上浪壓力等，不考慮總縱彎矩及端面剪力，具體如下［8］：

（1）海水靜壓力

（2）艙內液體側向壓力

（3）波浪動壓力

舷外水線處水動壓力：

船底邊緣處水動壓力：

船底中縱剖面處水動壓力：

水線面以下任意點的波浪動壓力：

水線面以上舷側外板上任意點水動壓力：

模型中各工況下的水動壓力數值見表5。

表5 各工況下的水動壓力數值

（4）露天甲板的上浪載荷

（5） 貨物引起的泥艙內貨物壓力總壓力Pc（且不小于0）

4 計算與分析

不同模型的主要構件應力云圖如圖3-圖10所示。為使四個模型的比較結果更為明顯，以全艙全寬模型計算結果的參數為標準（百分數取為0），取另外兩種模型不同工況下計算結果的絕對值，再計算差值的百分數，結果如表6所示。

圖3 全艙全寬模型工況1應力云圖

圖4 全艙半寬模型（有槽形開口）工況1應力云圖

圖5 全艙半寬模型（無槽形開口）工況1應力云圖

圖6 半艙全寬模型工況1應力云圖

圖7 全艙全寬模型工況2應力云圖

圖8 全艙半寬模型（有槽形開口）工況2應力云圖

圖9 全艙半寬模型（無槽形開口）工況2應力云圖

由單跨梁的彎曲理論可知半艙模型各構件受力大小約為全艙模型受力的一半是合理的。

從計算結果可知：

（1）在相同載荷作用下，四種模型的應力均滿足規范要求且分布規律基本相同；在這兩種典型工況下，它們的高應力區范圍較少且主要分布在槽形開口附近，該處結構的過渡與加強應該注意，整體結構余量較大。

（2）通過圖3、圖4、圖5與圖7、圖8、圖9之間的對比以及表6得出它們的高應力分布區域差不多，但船體部分的某些構件在不同模型下的應力差距很大，這說明模型范圍對應應力影響比較明顯。而通過圖2、圖5與圖6、圖9進行比較后可知，全艙全寬與全艙半寬結果基本一致，但仍然存在船體部分的某些構件在不同模型下的應力差距很大。可見，模型范圍對應力影響比較明顯。

（3）從圖3、圖4與圖6、圖7的比較可知，在全艙半寬這兩種模型下，無槽形開口半模的板應力變化比較大，該絞吸挖泥船的強度校核要用有槽形開口的全艙半寬模型。但由于船體的不對稱，全艙全模更具準確性。全艙全寬與半艙全寬整體應力分布趨勢基本一致，應力極值差別不大，由于邊界影響，變形差別較大。

（4）因為從艙段級別分析來說，采用MSC.Patran進行計算分析時，梁單元結果會有一定程度失真，直接對比討論價值不高，故只列出其應力大小。從表6中差值百分數可知半艙全寬、全艙半寬與全艙全寬四種模型各結構計算結果有一定起伏，這表示端面約束、結構不完整性使半艙全寬、全艙半寬模型得出結果不能很好反應實際情況。

表6 三種模型各主要構件在各工況下的最大合成應力與差值百分數

續表6

5 結 語

通過對某型不對稱絞吸挖泥船全艙全寬，全艙半寬，半艙全寬范圍的建模并進行結構強度對比分析，總體來說，在相同載荷工況下，四種不同范圍下的模型對考核區域的變形及分布規律基本相同，均滿足規范衡準。但整船僅有一個貨艙，且考慮首端不對稱性，全艙全寬模型能更真實反映實際情況，但該類型絞吸挖泥船的結構強度可以用含槽形開口的半模來校核。此外，船體前端開槽引起的不對稱性對結構強度影響并不大，且因該處形成變截面，故需注意結構的過渡與加強。