VLGC支承基座設計分析

(上海外高橋造船有限公司，上海 200137)

液化石油氣船與常規船型的不同點之一就是需要布置支承基座，用來限制獨立艙的垂向、橫向和縱向位移[1]。針對某VLGC船，介紹支承基座的設計與校核方法,該船設計參考英國船級社(LR)的規范和直接計算指南[3-4]，同時滿足IGC CODE的要求[5]。有限元分析校核過程采用Patran軟件建模，Nastran求解以及后處理分析軟件Shipright進行后處理。

1 支承布置初步設定

基座一般布置在船體強框位置處，根據該船船體和液艙結構形式，垂向支承基座S、防縱搖支承基座LP以及底部防橫搖支承基座LR布置在船體內底板上，頂部防橫搖支承基座UR布置在船體甲板，止浮支承基座AF布置在液艙頂部斜板上。基座因位置不同所承受載荷有較大差異，特別是在縱向，因此垂向支承、防橫搖、止浮支承基座分為A、B、C三種規格以便節省材料。基座支承初步設定見圖1。

2 有限元粗網格分析

該船的粗網格模型建模要求與常規船型大致相同，網格大小為肋距/縱骨間距[6]。對支承基座，在粗網格分析中進行簡化建模，采用Spring單元來模擬木塊樹脂在此處產生的作用，基座的粗網格模型見圖2。為了準確模擬木塊樹脂的作用，對Spring單元的建模、屬性設定和分析要求較高。

Spring單元要保證方向一致性，對于同一種類型基座的Spring單元，單元軸向要保持一致不能存在夾角。例如該船所有垂向支承基座的Spring單元軸向與主坐標Z向平行。

Spring單元為一維彈簧單元，通過定義彈簧的彈性剛度、阻尼、單元的節點自由度等實現。該船Spring單元剛度為

(1)

式中：H1、H2為木塊、樹脂的厚度，mm；E1、E2為木塊、樹脂的彈性模量，MPa；A1、A2為木塊、樹脂的垂直受壓方向的截面積， mm2。

彈簧單元節點的自由度可以依據木塊受壓的方向及參考的坐標系。例如，在主坐標系下，垂向基座彈簧單元node1和node2的自由度選擇為UZ，防橫搖基座彈簧單元node1和node2的自由度選擇為UY，防縱搖基座彈簧單元node1和node2的自由度選擇為UX，止浮基座彈簧單元自由度的設定進行了簡化，其node1和node2的自由度也選擇為UZ。

彈簧單元不僅能夠承受壓力還能承受拉力，實際上木塊只承受壓的狀態，因此對彈簧單元進行迭代分析。當有彈簧單元承受拉力時，應把受拉彈簧單元刪除，重新對模型進行計算，直至所有的彈簧單元僅承受壓應力。在具體的分析過程中一般認為迭代計算5次就可達到目的。要想確定彈簧單元受拉還是受壓，首先要明確彈簧的方向，例如：當垂向支座的彈簧單元矢量方向沿-Z向時，讀取的彈簧力為負值則表示彈簧受壓，反之受拉。根據LR船級社的指導意見，彈簧單元矢量方向設定的原則為：垂向支座與止浮支座的彈簧單元矢量方向設定為-Z向，防橫搖支座的彈簧單元矢量方向為-Y向,防縱搖支座的彈簧單元矢量方向設定為-X向。

3 基座壓力分析

船體艙段有限元計算分析可以得到船體結構應力響應以及彈簧單元所承受的壓力，艙段分析要進行多種工況校核，每個工況下基座承擔的壓力會有所不同。因此要對所有工況下的壓力值進行比較，篩選出每個基座所承擔的壓力最大值。具體步驟為：①從計算結果中讀出每個彈簧所受的力；②對屬于同一基座的彈簧進行求和，得到基座所承受的壓力；③對每個工況下基座所受的壓力進行比較選出最大壓力值。部分統計結果見表1。

表1 基座承受壓力的部分統計表格(負值表示受壓)/N

4 支承布置圖修定

對基座的承載壓力分析后依據各基座的承載能力修改支承布置。如：頂部防橫搖減少了布置的數量，進行隔檔布置；前艙壁外側的垂向支撐能力不足增設了一個B型支座等。修改后的布置圖見圖3。

圖3 修改后的支承布置

根據修定的布置圖修改粗網格模型重新計算，再次統計每個基座承載的壓力。根據計算的結果選取典型基座進行網格細化。選取的主要依據一是在同類型基座中所承擔的壓力最大；二是基座所在的位置及其加強結構具有一定的代表性。

對基座的細網格進行分析，包含對基座結構細節的強度校核和疲勞校核。細網格模型的建模要求參考船級社規范，不同的網格大小其校核衡準是不同的。基座強度校核的細化模型見圖4。

圖4 基座細網格模型

模型細化后嵌入到艙段粗網格模型中進行加載計算分析。此時可以只選定危險工況進行細網格計算分析，以便節省分析時間。計算后檢查模型結果，對不滿足強度要求的結構進行優化，重新加載計算。細網格分析就是一個對模型不斷計算、優化的過程，最終使得結構滿足強度要求。

5 基座校核方法優化

5.1 木塊模擬單元的選取

采用Spring彈簧單元來模擬木塊的作用，以此來傳遞液貨艙與船體之間的載荷。Spring單元迭代計算過程比較簡單，對計算機配置的要求不高，通用性強。但是Spring單元的特性是同時能夠承受拉壓力，因此在分析過程中需要根據上次計算的彈簧力把所有受拉Spring單元刪除后重新迭代計算。此種迭代計算方法可能對最終的彈簧力造成一定的誤差，受拉Spring單元刪除后彈簧力重新分布，在刪除的Spring單元中可能出現重新受壓的單元。此方法計算產生的誤差在衡準可接受范圍內，不影響工程的實際應用。

在研究中發現也可以選取gap單元來模擬木塊的特性，gap單元為一維非線性接觸單元，可以定義壓縮剛度、拉伸剛度、剪切剛度等屬性。定義gap單元的壓縮剛度值而令拉伸剪切剛度為零，在分析時木塊受壓gap單元傳遞有效載荷，木塊受拉gap單元傳遞載荷為零。如此，就能準確描述木塊的特性，最終得到準確的木塊受壓載荷。采用gap單元來模擬木塊，計算分析比較復雜，迭代計算耗時比較長，同時對計算機的配置要求很高，一般需要采用工作站進行分析。

5.2 粗網格中基座模型的簡化

分析發現，可以簡化基座模型來提高建模速度，節省分析工時，同時不影響最終的分析結果。在粗網格模型中某基座所承擔的壓力主要受布置位置、艙室自重、液貨自重、貨物加速度的影響，基座本身的影響不大。同時細網格分析時基座壓力直接從主模型中讀取，統計的基座最大壓力值只做參考，對最終的細網格結果無影響。因此對該基座模型進一步簡化，見圖5。基座模型簡化不僅可以提高建模的速度，而且可以減少對圖紙的依賴(前期分析時不需要基座結構圖完備)。對于基座模型簡化同時也減少了spring單元的個數，節省對彈簧力的統計時間。

圖5 基座的粗網格模型

5.3 木塊模擬單元的不均勻受壓

當基座木塊受壓時存在受壓不均勻的情況，一側受壓嚴重，另一側受壓相對較輕。在有限元計算分析時由于木塊模擬單元之間是相互獨立的，彼此不傳遞載荷，使得單元受壓不均勻狀態更為嚴重。在本文細網格分析結果中，某基座的彈簧力見圖6。左上角的彈簧力為1.19×106N，左下角彈簧力為3.45×105N，右下角的彈簧力為3.26×105N，同時在右下角的一些彈簧單元因為承受拉力而在迭代計算過程中刪除。結果表明木塊上的彈簧力相差較大，甚至出現一側局部受拉的現象，這與木塊的特性有一些差異，會使分析結果過于保守。通過學習研究發現，用實體單元來模擬木塊可以降低壓力過于集中的現象，以后細網格分析可將木塊建成體單元進行計算。

圖6 基座彈簧力圖