雙體鋁合金風電運維船結構強度有限元分析

于興鵬，管義鋒，趙鐵軍，馬春清

(1.江蘇科技大學 船舶與海洋工程學院，江蘇 鎮江 212003；2.江蘇現代造船技術有限公司，江蘇 鎮江 212003；3.廣州文沖船舶修造有限公司，廣東 廣州 511462)

0 引言

由于鋁合金材料的焊后屈服強度相對鋼材較低，且鋁的密度是2.7 t/m3，若船體采用鋁合金為建造材料，相比鋼制船有很多的優點，如結構重量輕、耐海水腐蝕能力，且在相等航速下所需要的推進功率比鋼船要低[1–2]。雙體船不同于單體船，雙體船利用連接橋連接的獨特雙片體結構，使其有了較大寬度的甲板，因此不能像分析單體船那樣分析雙體船了[3]。由于雙體船其寬度大長度小的特點，在遭遇到橫浪和斜浪時，它的總縱強度影響不大，但是會受到橫向彎曲和扭轉，這是雙體船結構強度研究的重點，目前常采用有限元的分析方法來研究雙體船的結構強度[4]。

1 模型概述

1.1 船體結構分析及屬性

船體的結構模型可以通過有限元分析軟件MSC.Patran 進行船體建模并設置相關屬性，然后運用Nastran 得到船體的應力分布和變形規律變化圖[5]。

在進行有限元分析之前要先建立全船的有限元結構模型，由于連接橋是其承受應力的關鍵結構，本文結構調整主要對連接橋的結構進行研究分析[6]。采用國際單位制，即長度為mm，力為N，質量為t，密度為t/mm3，應力為MPa[7]。

1.2 全船有限元模型建立

以某高速風電運維船為研究對象，其主尺度參數為總長19.88 m，型寬8 m，水線長19.38 m，片體寬2.60 m，型深3.20 m，設計吃水1.20 m，肋距#?1～#39 均為0.50 m，航速25 kn，續航力150 nmile，航區為沿海航區。建立全船的有限元模型，對船體的總橫強度、總扭轉強度進行分析研究，特別是對雙體船連接橋的強度進行調整分析[8]。

模型取全船范圍內船體結構構件，全船構件尺寸均為設計尺寸。本文根據文獻資料建立了2 種結構骨架型式，即縱骨架式結構和全橫骨架式結構。其中縱骨架式結構模型節點總數為27 352，單元總數38 698，有限元模型圖如圖1 所示。全橫骨架式結構模型節點總數27 450，單元總數38 061，有限元模型圖如圖2 所示。材料為耐蝕高強度鋁合金，模型結構質量見表1。

圖1 縱骨架式全船有限元模型Fig.1 Longitudinal frame type whole ship finite element model

圖2 全橫骨架式有限元模型Fig.2 Full transverse skeleton type finite element model of the whole ship

表1 模型結構質量Tab.1 Model structure quality

1.3 載荷計算及載荷施加

1.3.1 總橫彎矩計算及施加

雙體船在橫浪作用下受到總橫彎矩，其計算公式如下：

式中：MBX為總橫彎矩，把數據代入得到MBX=418.36 kN·m 。

總橫彎矩MBX由橫向對開力Fy等效模擬，Fy計算公式如下：

計算時，將Fy按圖3 所示作用于模型0.5d片體左右強橫框架處。

圖3 橫向對開力 Fy示意圖Fig.3 Schematic diagram of lateral opening force

計算得橫向對開力Fy=191.91 kN。

1.3.2 垂向剪力的計算及施加

雙體船在海上高速航行時，會引起總橫彎矩和垂向剪力，其計算公式如下：

式中：C2為航區系數，沿海航區C2=0.182。計算得垂向剪力Qt=104.45 kN。

1.3.3 扭矩的計算及施加

雙體船在斜浪中航行時，受到橫向Y軸的扭矩，其計算如下：

其中：C3為系數，C3=0.075。

計算得Mty=834.14 kN·m 。

對縱向X軸（即船長方向）的扭矩計算公式如下：

計算得Mtx=464.85 kN·m。

2 工況組合及邊界條件分析

2.1 工況組合及載荷施加計算

雙體船結構強度分析中，還要充分考慮彎扭組合情況，按CCS 規范要求，本船結構分析中計算的載荷組合工況如表2 所示。

表2 雙體船計算工況Tab.2 Calculation conditions of catamaran

2.2 邊界條件分析

根據參照《小水線面雙體船指南》確定邊界條件，可以在雙體船的船首和船尾連接橋結構上選取3 個點約束邊界條件。各工況的邊界條件的約束情況如表3～表5 和圖4～圖6 所示。表中，Cons 表示固定，--表示自由，下同；C′點為C的替代點。

表3 邊界條件1 支點約束情況Tab.3 Boundary condition 1 fulcrum constraint

表4 邊界條件2 支點約束情況Tab.4 Boundary conditions 2 fulcrum constraints

表5 邊界條件3 支點約束情況Tab.5 Boundary conditions and 3 fulcrum constraints

圖4 邊界條件1 支點約束示意圖Fig.4 Schematic diagram of boundary condition 1 fulcrum constraint

圖5 邊界條件2 支點約束示意圖Fig.5 Schematic diagram of boundary condition 2 fulcrum constraint

圖6 邊界條件3 支點約束示意圖Fig.6 Schematic diagram of boundary condition 3 pivot constraint

1）工況1 和工況2 邊界條件如表3 所示；

2）工況3～工況6 邊界條件如表4 所示；

3）工況7 邊界條件如表5 所示。

2.3 計算結果分析

根據CCS 規范要求，對于雙體船鋁合金結構強度計算應滿足表6 中許用應力。

表6 總強度許用應力Tab.6 Total strength allowable stress

通過有限元分析，對雙體船具體的計算應力結果見表7 和表8，橫骨架式船體結構部分應力云圖如圖7 所示。

圖7 橫骨架式船體結構合成應力分布圖Fig.7 The composite stress distribution diagram of the transverse frame hull structure

表7 縱骨架式模型相當應力和剪切應力Tab.7 Equivalent stress and shear stress of longitudinal frame model

表8 全橫骨架式模型相當應力和剪切應力Tab.8 Equivalent stress and shear stress of the full transverse skeleton model

通過以上對雙體運維船縱骨架式和橫骨架式的計算結果分析可以看出，2 種結構架式的結構設計均滿足規范要求，最大應力位置出現在連接橋甲板艏艉與橫框架連接處。且在縱骨架式和橫骨架式連接橋板厚一樣的情況下，全橫骨架式連接橋甲板的相當應力略低于縱骨架式的相當應力，其他2 種構架的各部分構件應力相當。另一方面全橫骨架式結構的質量比縱骨架式的結構質量輕，所以選用質量較輕的全橫骨架式結構方案。

3 連接橋結構方案調整及分析比較

3.1 連接橋結構方案調整

為使風電運維船在工作時具有較高的安全性，且考慮到本文研究的風電運維船船型小，其海上風電場風浪比一般海域大的情況，需要提高船體的結構強度。而連接橋結構的強度對于提高整船的結構是至關重要的，所以，為了提高該船的結構性和安全性，需要對該船的連接橋結構進行調整改進。

由于全橫骨架式結構方案的質量較輕，而且考慮到高速船的質量問題，選擇全橫骨架式結構進行結構的調整計算對比，對其連接橋結構區域設計了3 種不同的結構調整方案，并進行分析對比。

方案1：甲板加強型-僅將連接橋甲板厚度增加；

方案2：首尾端區域強橫梁-將首尾端連接橋普通橫梁改為強橫梁；

方案3：全強橫梁制-將連接橋甲板結構隔一肋位設置的強橫梁改為每一肋位設置。

1）甲板加強型方案

連接橋甲板是連接橋結構的重要組成，通過有限元分析計算，得出連接橋甲板的計算應力相比其他部位的應力值較小，嘗試將連接橋甲板厚度由5 mm 增加到8 mm/12 mm/16 mm。

2）首尾端區域強橫梁方案

由于原結構方案中最大應力主要集中在連接橋首尾端位置，因此，通過把首尾端普通橫梁改為強橫梁來增強連接橋強度，其有限元模型如圖8 所示。

圖8 首尾端區域強橫梁方案Fig.8 Strong beam scheme for the head and tail area

3）全強橫梁制方案

由于原結構方案中最大應力主要集中在連接橋強橫梁的端部位置，再加上小型雙體船連接橋甲板的具體情況，將連接橋甲板強橫梁由原來的隔一肋位設置增加為每一肋位設置強橫梁，其結構尺寸保持不變，其有限元模型如圖9 所示。

圖9 全強橫梁連接橋模型方案Fig.9 Full-strength beam connecting bridge model scheme

3.1.1 調整方案強度計算

對上述3 種結構方案進行強度應力分析，其模型結構質量見表9，方案1 模型質量取連接橋甲板厚度為5 mm，計算應力結果見圖10，方案1 和方案2 計算結果見表10 和表11，部分應力云圖見圖11。

圖11 船體結構合成應力云圖Fig.11 Synthetic stress cloud diagram of hull structure

表10 首尾端區域強橫梁模型最大計算應力Tab.10 The maximum calculated stress of the strong beam model at the head and tail regions

表11 全強橫梁制模型最大計算應力Tab.11 Maximum calculated stress of the full-strength beam system model

圖10 甲板加強型模型相當應力值Fig.10 The equivalent stress value of the reinforced deck model

表9 調整方案模型結構質量Tab.9 Structural quality of adjustment plan model

通過僅增加連接橋甲板厚度，其相當應力值表明：原厚度改為8 mm/12 mm/16 mm 時，應力變化并不明顯，各個工況值相比原模型的值略有降低，但幅度很小。從連接橋增加板厚應力計算結果來看，船體的整體結構強度趨于平穩。而且增加連接橋板厚一方面對板厚過渡處理增加了難度，另一方面也會增加船體的整體質量。所以，通過加厚連接橋甲板這一方案來提高船體整體結構強度并不是一個合理可行的方法。

4 結語

通過對上述雙體船連接橋的強度計算結果分析，得到：

1）在原結構方案的基礎上，通過對設計的3 種結構方案進行強度計算，其相當應力均有所降低，但是降低幅度不大，其中甲板加強型方案降低幅度最不明顯，全強橫梁制方案降低最明顯，但各工況下最大應力小于許用應力，均滿足強度要求。

2）通過對3 種結構方案的調整，其強度計算應力分析表明，3 種方案在橫浪狀態（LC1，LC2）下所受的最大應力相當，均為18.1 MPa 上下，但在斜浪狀態（LC3，LC4，LC5，LC6）下，方案1的最大相當應力為40.3 MPa，方案2 和方案3的最大相當應力均為23.9 MPa，方案2 和方案3的應力明顯比方案1 降低很多。

3）對比全船應力云圖，在上述計算的各工況下，全強橫梁制方案最大剪切應力位置出現在雙體船連接橋與強構件相連接處，所以，最大應力的位置也有可能出現連接橋與強構件的連接處。因此，在雙體船設計時對其連接橋與強構件相接的構件位置也應注意進行加強。

4）比較3 種調整方案，在連接橋甲板板厚相同時，甲板加強型方案的質量最小，全強橫梁制方案的質量最大，但是連接橋首尾端區域強橫梁方案和全強橫梁制方案的應力水平相差不大，甲板加強型方案的應力水平最差，所以為了結構的安全性和提高航速，選擇質量及結構較優的首尾端區域強橫梁方案。