中型豪華郵船艙室模塊吊運工裝有限元分析

朱安慶, 葛 浩, 王炬成, 周 紅

(1.江蘇科技大學 船舶與海洋工程學院，江蘇 鎮江 212100；2.江蘇現代造船技術有限公司，江蘇 鎮江 212003)

0 引 言

中型豪華郵船居住艙室由于數量巨大，且內裝工作繁雜，因此均采用模塊化建造。在郵船建造過程中，艙室單元的吊運安裝工作在郵船船塢搭載中期階段開始，直至郵船試航后才能全部結束。在完成郵船船體主結構塢內吊裝搭載后，艙室單元的吊運和裝船定位作業占據郵船全船建造較大的工作量，但受上層建筑布置和結構的限制，艙室模塊裝船作業受到空間限制和交叉作業的影響，會耗費大量的時間和人力。我國在豪華郵船的設計建造方面處于起步階段，截至目前，國內鮮有對中型豪華郵船艙室模塊吊裝方案的相關研究。

為縮短郵船建造周期、提升船塢利用率、減少吊裝次數和進一步提高郵船建造效率并節約成本，需要針對中型豪華郵船艙室模塊的結構特點開展艙室模塊高效裝船方案研究，分析在吊裝過程中艙室模塊容易變形的原因，以制定合理的艙室單元吊裝方案。根據吊裝方案設計一種中型豪華郵船艙室模塊吊運工裝，利用有限元軟件仿真分析，選取工裝吊裝前的靜止狀態和吊裝時的運動狀態這兩種典型狀態，通過應力云圖和位移云圖觀察工裝在不同狀態的最大應力和最大變形，分析工裝的應力分布和變形規律[1]，參考船級社相關規范，驗證吊運工裝的可行性。

1 預制模塊化艙室單元

為滿足乘客的舒適度和個性化需求，預制模塊化艙室單元的設計理念廣泛用于郵船建造[2]。預制模塊化艙室單元即提前在艙室單元生產車間，將天花板、圍壁板和衛生單元等相關設備整體組裝為一個獨立的艙室單元，再進行整體艙室的裝車運輸和吊運上船。采用預制模塊化艙室單元技術可提升組件裝配質量，將艙室單元建造工作由船上拼裝轉換至車間提前組裝，不僅可改善艙室建造施工環境，而且可提升艙室組裝精度和建造效率[3]。預制模塊化艙室單元裝配工藝流程如圖1所示。

圖1 預制模塊化艙室單元裝配工藝流程

2 艙室模塊吊裝方案

艙室單元在特定的制造廠完成裝配后運至船廠，待郵船上層建筑結構、管路、風管、敷料、絕緣、電纜和油漆等施工報驗后開始吊裝定位。由于在出塢前船廠相關資源如起重機、人員等均比較緊張，因此需要制定詳細的吊裝進艙方案以縮短吊裝進艙周期[4]。

2.1 艙室模塊吊裝進艙流程

(1)通過叉車或起重機將打包的預制模塊化艙室單元運送至吊裝現場，并移除清理艙室單元外部防雨布等包裝。

(2)將艙室單元吊裝平臺放置在預定區域，通過叉車或起重機將艙室單元運送至吊裝平臺上，在平臺上提前鋪設防磕碰的墊木。

(3)艙室單元平穩放置在吊裝平臺上，鎖緊吊裝平臺上的活動圍欄，利用起重機將吊裝平臺和整個艙室單元吊送至郵船艙室單元工藝孔附近。

(4)在郵船艙室工藝孔附近的多層甲板上分別安裝1個吊碼，通過手拉葫蘆將吊運托架工裝進行固定，由現場施工人員操作液壓搬運小車將整個艙室單元轉送至郵船艙內。

(5)搬運小車將整個艙室單元提升并離開吊裝平臺，轉送至郵船艙室對應的固定安裝位置進行安裝。

(6)在艙室單元離開吊裝平臺后，用起重機將吊裝平臺吊運至地面預定位置，開始下一個郵船艙室單元的吊運安裝。

(7)在該甲板層的所有艙室單元完成吊裝進艙后，將郵船艙室工藝孔進行回封，開始其他甲板層的艙室吊運進艙工作。

2.2 艙室模塊吊裝方式

傳統船型艙室單元吊裝方式主要分為兩種：在艙室模塊上焊接吊耳，采用吊排吊運；利用吊裝平臺，使用固定帶吊裝。

在艙室模塊上焊接吊耳，分為頂部焊接吊耳吊裝和底部焊接吊耳吊裝。艙室單元頂部焊接吊耳吊裝如圖2所示。該吊裝方式對艙室單元的結構強度要求較高，而郵船艙室模塊的結構多為薄板結構。在實際的吊運過程中，頂部焊接的吊耳附近應力集中，導致艙室單元頂部受力不均勻，引發艙室單元變形甚至出現撕裂損壞的情況。

圖2 艙室單元頂部焊接吊耳吊裝

在艙室底部焊接吊耳，通過吊繩由艙室底部連接至吊排，如圖3所示。該吊裝方式對艙室單元底部框架結構強度要求高，在通常情況下會對郵船艙室單元底部產生撕裂變形。在實際的吊裝作業中，吊繩若受到風力或其他因素影響而發生左右晃動，會對艙室單元的周圍產生勒痕，導致艙室單元受到擠壓變形。

圖3 艙室單元底部焊接吊耳吊裝

利用吊裝平臺，使用固定帶吊裝，如圖4所示。將艙室單元固定在吊裝平臺上，1根固定帶固定在艙室模塊與吊裝平臺的中部，通過2根固定帶固定在吊裝平臺前后兩端，連接上方的吊排進行艙室單元起吊，通過平臺減少固定帶對艙室模塊底部造成的直接損傷，但在吊運過程中，受上方吊排尺寸的影響，固定帶可能會與艙室模塊發生擠壓產生勒痕，且該吊裝方式安全性低，若掌握不好艙室單元的質量重心，較易發生艙室單元滑移導致艙室單元跌落，操作難度大。

圖4 使用固定帶吊裝

通過對上述3種艙室單元吊裝方式的分析，不難發現：采用傳統艙室單元吊裝方式進行郵船艙室模塊的吊裝作業，有可能導致艙室單元受損甚至引發安全事故。隨著模塊化艙室單元吊裝技術的發展，利用吊籠進行艙室吊運的設計理念開始推廣。

采用吊籠進行艙室單元吊裝，不僅不用在艙室模塊結構上焊接吊耳，有效避免艙室單元直接受力，而且可保證艙室模塊在吊裝過程中的平穩性，防止艙室單元滑移墜落，操作簡單。艙室單元利用吊籠吊裝如圖5所示。

圖5 利用吊籠吊裝

2.3 艙室模塊吊運工裝設計

中型豪華郵船的艙室模塊大多采用規格相同或相似的單人艙室模塊和雙人艙室模塊。為滿足降低艙室模塊變形、覆蓋較多類型艙室模塊的吊裝需求，設計一種用于艙室模塊吊裝的吊籠工裝，主要由頂部框架、支柱、底板和可拆卸圍欄組成。吊籠工裝設計如圖6所示。

圖6 吊籠工裝設計

吊籠工裝的主體尺寸為7 000.00 mm×3 000.00 mm×3 000.00 mm，頂部框架、側面4根支柱和底部立柱均采用規格為200.00 mm×100.00 mm×8.50 mm的工字鋼，在支柱上設置高度為1 400.00 mm的可拆卸圍欄，方便艙室模塊裝卸和施工人員操作。底板的長寬尺寸為7 000.00 mm×3 000.00 mm，底板板厚為10.00 mm。為加強底板結構強度，在底板下方沿橫向設置6道型號為T300.00 mm×6.00 mm/100.00 mm×8.00 mm的T型材，間距為1 000.00 mm；沿縱向設置5道型號為L109.00 mm×23.00 mm×11.00 mm的角鋼，間距為500.00 mm。底板側面加裝6.00 mm的補板，可避免T型材因端部無加強結構、受到過大應力而產生變形。為保證在卸載時艙室單元由吊籠至平臺的轉運過渡，底板一端進行延伸，延伸板長度設計為600.00 mm，厚度為6.00 mm。底部立柱可有效避免底板下面的骨材直接與地面接觸產生擠壓而導致結構損壞。

3 艙室模塊吊運工裝有限元分析

3.1 吊籠有限元模型

利用MSC.Patran軟件，根據吊籠工裝設計建立吊籠的有限元模型，底板主體選用大小為500.00 mm×500.00 mm的有限元網格，吊耳局部細化為10.00 mm×10.00 mm的網格，底板、側面補板和吊耳等結構采用板單元模擬，工字鋼框架和縱骨等結構采用梁單元模擬[5]，模型材料均為Q235型鋼材，屈服強度為235.0 MPa，彈性模量為2.06×105MPa，密度為7.85×10-9t/mm3，泊松比為0.3[6]。吊籠有限元模型如圖7所示。

圖7 吊籠有限元模型

3.2 計算工況

根據吊籠進行艙室吊運的狀態，考慮如下兩種工況：

(1)吊籠和艙室靜止狀態

艙室單元通過裝卸叉車平穩放入吊籠等待吊裝作業，此時吊籠受到的載荷主要來自艙室單元和吊籠自身的質量，取慣性載荷az=g=-9.80 m/s2，其余方向設置為0。以某中型豪華郵船艙室模塊為研究對象，由于艙室模塊形似長方體，因此將吊籠所運載的艙室單元模擬設定為4 000.00 mm×2 400.00 mm×2 200.00 mm的長方體；已知艙室模塊的質量為2.000 t，通過壓強公式計算，需要在吊籠底板靠近中心點4 000.00 mm×2 400.00 mm的區域對板單元施加大小為P=2.04×10-3MPa的壓強，以模擬艙室單元對吊籠底板的作用力。吊籠靜止時的載荷施加如圖8所示。

圖8 吊籠靜止時的載荷施加

(2)吊籠和艙室吊運狀態

考慮在起吊時會受到沖擊載荷的影響，慣性載荷沿吊籠垂向方向施加1.1倍的沖擊，即在垂向方向上az=1.1g=-10.78 m/s2，其余方向設置為0。為模擬在起吊時艙室單元對吊籠底板的沖擊，對原壓強施加1.1倍的安全因數，即1.1P=2.24×10-3MPa。吊籠吊運時的載荷施加如圖9所示。

圖9 吊籠吊運時的載荷施加

3.3 邊界條件

在吊裝前，吊籠和艙室單元處于靜止狀態，吊籠底部的4根立柱底端支撐點全部與地面接觸，對4個支撐點施加x軸、y軸和z軸等3個方向的平動自由度和旋轉自由度的完全剛性約束[6]。

在吊裝時，吊籠和艙室單元處于運動狀態，吊耳孔內上半部分受到慣性載荷沖擊。為模擬在起吊時吊繩與吊耳的接觸，沿吊籠縱向對位于吊籠左側的2個吊耳施加x軸、y軸和z軸等3個方向的平動自由度約束，對位于吊籠右側的2個吊耳施加x軸和z軸2個方向的平動自由度約束。

3.4 評判標準

應力應變標準：根據文獻[7]，起重機結構件的許用應力[σ]按式(1)計算。

(1)

式中：σs為鋼材屈服強度，Q235鋼材取235.0 MPa；β為系數，由Q235鋼材屈服比取1.0；n為安全因數，靜止狀態取1.0，吊運狀態取1.5。

吊籠結構的許用應力如下：靜止狀態工況，235.0 MPa；吊運狀態工況，156.6 MPa。

結構變形標準：對于吊籠在吊裝過程中的結構變形，以不會導致整個吊籠結構發生塑性變形為準則。根據文獻[7]，起重結構或單個構件的最大變形不應超過L/600(L為支撐間距)，吊籠最大變形不應超過11.60 mm。

3.5 計算結果分析

通過MSC Nastran軟件對吊籠吊裝結構響應進行分析計算，吊籠吊裝前后結構應力云圖如圖10所示。由圖10可知：吊籠靜止時的結構最大應力值為27.2 MPa，最大應力發生在吊籠底板邊緣的加強補板上，小于吊籠靜止狀態的許用應力235.0 MPa；吊籠吊運時的結構最大應力值為91.8 MPa，最大應力發生在吊耳孔內部上側，此時吊耳承受整個吊籠的慣性載荷和艙室單元對底板的壓強，應力相對較大，但遠小于吊籠結構吊運狀態的許用應力156.6 MPa。吊籠吊裝前后結構應力的最大值均遠小于許用應力，吊籠結構強度符合船級社規范，且安全裕量較大。

圖10 吊籠吊裝前后結構應力云圖

吊籠吊裝前后結構位移云圖如圖11所示。由圖11可知：吊籠靜止時的結構最大變形為3.06 mm，最大變形發生在底板中心位置；吊籠吊運時的結構最大變形為6.23 mm，最大變形發生在靠近底板中心位置處。吊籠吊裝前后結構最大變形均小于許用變形11.60 mm，且安全裕量較大。分析吊籠吊裝前后結構最大變形可知：吊籠底板的變形均為彈性變形，變形在艙室單元拆卸移除后可自行恢復，對吊籠結構不會造成任何損壞，符合結構變形標準。

圖11 吊籠吊裝前后結構位移云圖

3.6 吊籠優化

為進一步優化吊籠結構，減少吊籠制作時的焊接量，節約船廠鋼材資源，將底板換為8.00 mm厚的鋼板，去掉兩側共4道T型材的裝焊；為增加縱向強度，將位于中間的角鋼換為大小為T300.00 mm×6.00 mm/100.00 mm×8.00 mm的T型材。優化的吊籠吊裝前后結構應力和位移云圖分別如圖12和圖13所示。由圖12和圖13可知：優化的吊籠在兩種工況條件下的最大應力值和最大變形分別為65.6 MPa和4.36 mm，均符合規范要求，且安全裕量充足；吊籠質量由3.899 t降至3.394 t，節約0.505 t鋼材。

圖12 優化的吊籠吊裝前后結構應力云圖

圖13 優化的吊籠吊裝前后結構位移云圖

4 結 論

選取某中型豪華郵船結構典型的艙室模塊為研究對象，針對艙室模塊結構特點設計一種吊運工裝，利用有限元軟件構建工裝模型并對整個吊運狀態進行分析，結論如下：

(1)通過對比多種艙室模塊吊裝方案，分析在吊裝過程中艙室模塊容易變形的原因，采用吊籠進行艙室模塊吊裝作業，可有效避免艙室單元在吊裝過程中的變形，減少吊裝失誤次數，進一步提高郵船建造的效率并節約成本。

(2)優化的吊籠工裝結構強度符合相關規范的參數要求，滿足艙室模塊的吊裝作業需求，覆蓋較多類型艙室模塊的吊裝需求，提升船廠艙室模塊吊裝的安全性和高效性，可為其他同類型的豪華郵船艙室模塊吊裝方案設計提供一定的參考。