三體船新型分布式連接橋結構強度分析

黃立為，魏成柱,2，陳爐云，梁曉鋒，易宏*

1 上海交通大學 海洋智能裝備與系統教育部重點實驗室，上海 200240

2 中國艦船研究設計中心, 上海 201108

0 引 言

三體船是20 世紀末發展起來的一種新型高性能船舶，在快速性、穩性和耐波性等方面擁有獨特的優勢，其應用范圍已從最初的軍事領域擴展到客船、游艇等商用領域，受到國內外各界的廣泛關注。Vakilabadi 等[1]針對高速三體船進行模型試驗，分析了迎浪規則波下不同航速、不同海況對縱蕩和縱搖運動的影響；唐浩云等[2]對三體船在迎浪不規則波中的運動和載荷進行了試驗研究。在三體船結構方面，鄧樂[3]開展了高速三體船結構的力學特性研究，針對三體船結構的受力特征和載荷傳遞特點進行了分析；譚偉[4]采用直接計算法對鋁合金三體船的結構強度進行分析，指出了三體船結構的危險位置；甄春博等[5-6]對多工況下三體船結構的強度和疲勞進行計算研究，分析了各種因素對三體船結構的影響。上述研究成果表明，承載橫向彎矩和扭矩的連接橋結構是三體船結構設計的關鍵所在。

目前，三體船廣泛采用的是整體式連接橋結構，這種結構有些類似于船舶的雙層底結構，分橋面和橋底2 塊面板，面板間以橫艙壁作為主要支撐，并以橫梁或縱骨保證局部強度。整體式連接橋結構的優點是可提供額外的甲板布置面積和額外的艙容，但其缺點也較明顯：一是內部結構比較復雜，建造成本較高；二是結構重量大，由于連接橋的垂向位置通常與甲板相當，會導致三體船的結構重心處于較高水平。這些缺點會降低三體船的裝載能力和穩性，增加建造成本。可見，連接橋結構的減重設計是一個具有重要現實意義的問題。為解決該問題，一些學者進行了更深入的研究，其減重思路可歸納為2 類：一類是針對連接橋內部的骨架布置形式和尺寸進行優化；另一類是針對連接橋與主體和片體連接處的過渡結構進行優化。徐敏等[7]采用有限元方法對橫骨式、縱骨式、密加筋型和箱型梁型這4 種連接橋骨架結構進行了對比研究；操安喜等[8]對連接橋端部的應力集中問題進行了優化研究。上述研究雖然都取得了一定的減重效果，但并未突破整體式連接橋結構形式的限制，減重水平有限。

為突破傳統連接橋的形式限制，有一種思路是放棄采用整體式連接橋而采用新型連接橋形式。研究表明，對三體船連接橋來說，最危險的載荷是橫向分離彎矩[9]。承擔該載荷的主要部分是連接橋的腹板，而面板的應力則非常小，利用率很低。因此，本文擬提出新型分布式連接橋結構，這種結構的特點是去除了整體式連接橋中間的大部分面板結構，形成了一種新的離散化連接橋結構。從而在滿足抵抗橫向彎矩要求的基礎上，大幅降低結構重量和重心，具有良好應用前景。

為進一步驗證新型分布式連接橋結構的優勢，本文將以上海交通大學開發的某三體穿梭艇為研究對象[10]，采用直接計算的方法分別對分布式連接橋結構（新型）和整體式連接橋結構（傳統型）進行計算與對比。首先，在數值計算中根據該艇建立實尺度的全船三維模型，以現行的三體船規范作為參考[11-12]，根據中國船級社（CCS）規范確定計算載荷、計算工況及相應的邊界條件；然后，通過有限元分析分別計算改進前、后這2 種連接橋結構形式的結構應力分布及變形狀況，在此基礎上確定相對較優的結構形式，為三體船結構設計提供參考。

1 結構介紹

本文提出的分布式連接橋結構是一種橫貫主船體的連續箱型剖面梁結構，其剖面為一矩形，舷側局部如圖1 所示。

圖1 分布式連接橋的結構形式Fig. 1 The structure of dispersed cross-deck

由圖1 可知，相對于傳統的整體式連接橋，分布式連接橋在去除了面板的同時，也相應地喪失了這部分甲板的布置面積以及對應位置處連接橋內部的艙容。因此，當這種減重方式與船體總布置需求相沖突時，應綜合考慮分布式連接橋在船體縱向的尺寸。在三體船連接橋與主船體舷側連接處存在非常明顯的應力集中問題，為降低應力集中水平，文中采用了3 種手段進行改進：一是將分布式連接橋采用貫通主船體的設計，使連接橋結構具有很好的連續性；二是在連接橋與舷側連接處采用肘板加強過渡；三是增加舷側連接處局部外板的厚度。

2 模型概述

三體船數值模型是根據上海交通大學開發的某型三體穿梭艇建立的。該艇總長20 m，總寬9 m，主體型寬2.8 m，片體型寬1 m，主體型深4 m，主體設計吃水1.75 m。

在本艇設計中，為降低結構重量，提出了分布式連接橋結構形式。這種結構形式主要考慮了抵抗橫向分離彎矩的能力，而一定程度上忽略了其他載荷的影響。而且這種結構形式缺乏較強的縱向連接結構，沒有形成縱向抗扭箱，當三體船尺寸進一步增加時，橫向扭矩會導致連接橋產生較大的變形。因此，這種結構適用于橫向扭矩影響較小的中、小型三體船，而對于尺寸較大的三體船，則需要針對扭矩的影響開展進一步的分析。

應用通用型有限元軟件平臺MSC.Patran，分別建立采用整體式連接橋和分布式連接橋的三體船數值模型。在模型中，外板、橫艙壁、連接橋、縱桁、強橫梁、強肋骨等結構采用四邊形板單元劃分，普通橫梁、普通肋骨采用梁單元劃分。其中，板單元的邊長設置為50 mm。全船材料統一設置為Q235 鋼。模型如圖2 和圖3 所示。

圖2 整體式連接橋的全船模型Fig. 2 The geometry model and FE model of trimaran with integral cross-deck

圖3 分布式連接橋的全船模型Fig. 3 The geometry model and FE model of trimaran with dispersed cross-deck

考慮到實際建造時片體肋骨間距的要求，分布式連接橋的面板寬度最好與片體肋位寬度對應，這樣連接橋的腹板就可以過渡到片體橫艙壁上。針對該需求，面板寬度取為400 mm，腹板高度則與整體式連接橋的全船模型一致，為250 mm。從可比性的角度出發，上述2 個模型除連接橋結構形式不同外，其余主船體和片體結構均一致，且各結構構件的幾何尺寸，如板厚、骨材的截面形式也保持一致。

3 計算載荷與工況

3.1 船體外載荷

三體船由1 個主體和2 個小片體組成，其布局要比普通單體船復雜得多，因而在航行時受到的外載荷也更加多樣化。普通單體船航行時受到的載荷按作用效果可以分為總縱垂向彎矩、水平波浪彎矩和縱向扭矩，而三體船由于片體的存在，還會受到橫向的分離彎矩和扭矩的影響，這種橫向的彎矩和扭矩是三體船特有的載荷成分[13]。

確定各項載荷的大小是結構分析的前提，在缺乏船模實驗數據的情況下，針對三體船外載荷的計算主要有2 類：一類是直接計算法，另一類是規范計算法[14]。如果采用基于流體動力學理論的直接計算法確定波浪載荷，在計算時需要考慮三體船營運限制所對應的波浪條件、船舶航速和波浪砰擊的影響，而規范計算法則綜合考慮了這些因素，并以主船體和片體重心的垂向加速度等參數來模擬航行時波浪對三體船的作用力。本文的主要目的是進行結構分析而非水動力分析，雖然采用規范計算法其數值通常比實際值大，但對于本文的結構分析影響比較小，故可忽略。為計算載荷大小，采用CCS《海上高速船入級與建造規范》[12]中針對三體船直接計算規定的計算公式來確定各項載荷。限于篇幅，本文將不列出這些公式，而僅給出計算所需的參數，如表1 所示。

表1 計算參數Table 1 Calculation parameters

結合表1 的基本參數，求得三體船所承受的各類載荷如表2 所示。

3.2 工況定義

在船舶運動中，存在多種載荷耦合的情況，因而在確定各項載荷的基礎上，可通過不同的工況組合來模擬實船的受力情況。參考勞氏船級社三體船規范要求，采用7 種典型的工況進行了計算。這些工況中包含了迎浪、橫浪和斜浪這3 種海況，每種工況中都有一種載荷達到最大值，以作為該工況下的主要載荷。這些工況的載荷組合形式如表3 所示。

表2 計算載荷Table 2 Calculated loads

表3 各工況下的載荷組合Table 3 Cases of the load combinations

3.3 邊界條件

在中縱剖面上取艏柱、艉封板水線處各一點，約束三體船的垂向位移；在船中橫艙壁位置，在甲板、龍骨與中縱剖面相交處各取一點，約束三體船的縱向位移；在2 個片體中橫剖面龍骨處各取一點，約束三體船的橫向位移。這種約束模式能在限制全船剛體運動的同時，不影響船體各部分的相對變形。

4 數值計算與結果分析

4.1 應力對比

根據CCS 規范，外載荷的加載方式如下：將縱向彎矩換算成沿船長方向分布的一系列等效集中力，施加于船底縱桁；橫向彎矩換算成等效的橫向對開力，施加于片體龍骨；橫向扭矩換算成等效的反對稱分布力，施加于片體龍骨；水平彎矩和縱向扭矩換算成一系列的力偶，施加于各強框架與舷側相交位置。按表3 所示工況進行外載荷加載，并進行有限元計算分析，獲得三體船連接橋區域的應力數值和變形如圖4～圖10 所示。

由圖4～圖10 所示的應力云圖可知，在各工況下，2 種形式連接橋的應力分布模式基本相同，最大應力相差無幾，且滿足材料的許用應力，結構處于安全狀態。按照CCS 的強度衡準規范，Q235鋼質船體的結構許用正應力為179 MPa，許用切應力為101 MPa。由表4 可知，采用整體式連接橋的結構最大正應力為141 MPa，最大切應力為78.2 MPa，滿足強度要求；采用分布式連接橋的結構最大正應力為136 MPa，最大切應力為70.6 MPa，滿足強度要求。相比整體式連接橋結構，分布式連接橋結構的應力略有降低，說明其具備比整體式連接橋更好的結構強度。

圖4 工況1 的應力云圖Fig. 4 Stress contours of case 1

圖5 工況2 的應力云圖Fig. 5 Stress contours of case 2

圖6 工況3 的應力云圖Fig. 6 Stress contours of case 3

圖7 工況4 的應力云圖Fig. 7 Stress contours of case 4

圖8 工況5 的應力云圖Fig. 8 Stress contours of case 5

圖9 工況6 的應力云圖Fig. 9 Stress contours of case 6

圖10 工況7 的應力云圖Fig. 10 Stress contours of case 7

表4 不同工況下的應力值Table 4 Stress values under different cases

由表4 可看出，在工況4 時三體船結構出現了最大應力，該工況對應的是橫向中垂，其主要載荷為橫向分離彎矩。因此對本三體船來說，橫向分離彎矩（中垂）為最危險載荷，這與之前研究的結果是一致的。

由圖4～圖10 可以看出，連接橋的應力集中主要出現在連接橋與舷側連接處和連接橋轉角處，在表4 中對這2 處應力做了統計。

為詳細說明連接橋的應力分布，對左舷側連接橋在工況4 時舷側連接處和轉角處的局部應力狀態進行了對比，其結果如圖11 和圖12 所示。

由圖11 和圖12 可知，2 種連接橋結構在舷側連接處和轉角處其應力集中都比較嚴重。在舷側連接處部分，分布式連接橋的正應力幅值為63.8 MPa，顯著低于整體式連接橋的正應力幅值98.6 MPa。出現這種差異的主要原因是分布式連接橋采用了橫向貫通結構，而整體式連接橋采用的卻是腹板與艙內強框架連接方式，其結構連續性不如分布 式連接橋，相比之下，分布式結構的載荷傳遞更具優勢。在連接橋轉角處，腹板下緣的應力值非常顯著，這部分的應力集中是由連接橋結構的型線變化所導致的。因此，該處結構是本船進行連接橋設計時需特別注意的地方，可考慮進行局部加強，或對連接橋的折角型線進行優化。

圖11 工況4 的局部應力云圖（整體式連接橋）Fig. 11 Local stress contours of case 4（integral cross-deck）

圖12 工況4 的局部應力云圖（分布式連接橋）Fig. 12 Local stress contours of case 4（dispersed cross-deck）

4.2 變形對比

以工況4 和工況7 下的連接橋結構為例，對比改進前、后連接橋結構的變形，結構變形云圖如圖13 和圖14 所示。

由圖13 和圖14 可知，在工況4 下，連接橋呈現出典型的橫向中垂，在工況7 下，呈現出典型的橫向扭轉，這與工況4 和工況7 的主要載荷是完全對應的。這2 種連接橋的變形模式基本相同，但分布式連接橋的變形幅值要大于整體式連接橋，這是由于分布式連接橋結構去除了中間的大量面板，導致其整體剛度不如整體式連接橋結構。因此，在實際設計中，如果對連接橋的變形有較高要求，需對其進行剛度加強，可考慮采用加大端部肘板尺寸等方式。

圖13 工況4 的變形云圖Fig. 13 Deformation contours of case 4

圖14 工況7 的變形云圖Fig. 14 Deformation contours of case 7

4.3 重量對比

采用2 種形式連接橋的三體船全船重量、重心對比如表5 所示。

由表5 可知，相比傳統的整體式連接橋，采用分布式連接橋使連接橋的結構重量降低了59.79%，全船結構重量降低了1 340 kg，降低比率為6.75%；結構重心降低了0.133 7 m，降低比率為5.54%。由此可知，相比整體式連接橋結構形式，采用分布式連接橋結構能在一定程度上降低三體船的重量和重心。

表5 重量和重心對比Table 5 Comparison of weight and vertical location of center of gravity

5 結 語

為減輕三體船重量，本文提出了一種分布式連接橋結構，并對采用整體式和分布式這2 種不同連接橋結構的全船模型進行了有限元分析，得到了2 種模型的應力和變形分布特性。分析表明，相比傳統的整體式箱型連接橋，新的分布式連接橋不僅能夠滿足結構強度要求，還能顯著降低三體船的結構重量和重心，是一種具有良好應用前景的連接橋結構形式，可為后續三體船的連接橋結構設計提供參考依據。