基于FEM的某裝卸過駁船卸船機基座結構設計

摘" " 要：為論證卸船機基座結構形式的安全合理性，拓寬卸船機基座結構設計的思路和方法，以一艘44米裝卸過駁船作為分析對象，采用有限元分析方法，首先建立包含卸船機基座結構的艙段模型，通過對主甲板與橫縱強結構相交的高應力區域進行應力計算分析，根據結構應力分布特點提出若干種結構加強方案，可為該類船舶的卸船機基座結構設計提供參考。

關鍵詞：FEM；裝卸過駁船；卸船機；基座

中圖分類號：U663.7" " " " " " " " " " " " " " " " " 文獻標識碼：A

Structural Design of Ship Unloader Base of a Transshipment Barge

Based on Finite Element Method （FEM）

WU Zifeng

（ Guangdong Port amp; Shipping Group Science Research Co.， Ltd.，" Guangzhou 510111 ）

Abstract： In order to demonstrate the safety and rationality of the structure form of the ship unloader base， the ideas and methods of the structure design of the ship unloader" "base were widened. A 44-meter transshipment barge was taken as the analysis object， and the finite element analysis method was adopted. Firstly， the cabin model including the ship unloader base was established， and then the stress calculation and analysis were carried out on the high stress area intersecting the main deck and the transverse and longitudinal structure. Finally， according to the characteristics of structural stress distribution， several structural strengthening schemes are proposed to provide reference value for the structural design of such types of ship unloader base.

Key words： FEM;" transshipment barge;" ship unloader;" base

1" " "引言

隨著世界經濟的快速發展，運力需求日益增大，船舶也逐漸向大型化發展，單船運載能力得到明顯的提升。然而，只有大型深水碼頭才能匹配大噸位船舶靠泊和轉卸貨，而建造一座大型深水碼頭往往受到諸多因素影響，如需要大量的前期資金投入、岸線的審批、較長的建造周期、水深等自然條件的限制。此時，海上直接轉運的方式能更好地解決大型船舶轉卸貨問題。相比于建造一座新碼頭，這種方式投入成本低，效率高，能很好地解決大噸位船舶轉卸貨的困擾。

裝卸過駁船主要由主船體及裝卸設備組成。其中，卸船機因靠近大噸位遠洋船艙，其基座結構往往需要高于遠洋船艙的艙口頂，以便于卸船機的螺旋吸頭將大噸位遠洋船艙內的散貨卸到料斗，再通過傳輸帶送至裝船機。卸船機本身自重較大，且需安裝于較高的高度，對基座結構強度有較高要求。王艷龍[1]等采用有限元法對多種作業工況下的某散貨船自卸設備進行強度和變形分析；張健[2]以一艘典型的非自航式海上過駁平臺為研究對象，通過對起重機基座與主甲板、中縱艙壁的交匯處等高應力區域的局部強度進行計算分析，得到基座結構響應、應力分布特點；劉銳[3]對海上過駁平臺回轉起重機基座結構進行局部強度有限元分析，并提出若干種滿足基座結構強度的加強方案。裝卸過駁船由于其工作特點，在作業時容易受到風浪流環境載荷以及卸船機傾覆載荷的聯合作用，容易出現基座結構受力不均的情況。因此，有必要對此類工程船卸船機基座結構強度進行探討。

2" " 基座有限元模型及邊界條件

本文所研究的裝卸過駁船主尺度參數如表1所示。

本船長寬比小于4，為非規范尺度比要求的船舶。按照《船舶與海上設施起重設備規范》2007和2016修改通報[4-5]（以下簡稱“規范” ）的要求，模型范圍一般至少是基座有效作用矩形平面向四周擴展一倍的區域，本文選取船尾～Fr.24區域艙段建立有限元模型，其中基座區域為Fr.12～Fr.18，有限元模型參見圖1。

本船以基座為中心4 000 mm×4 000 mm范圍內主甲板和船底板、基座圓筒體以及基座中心點所在Fr.15橫艙壁板采用AH32高強度鋼，其余結構均為普通鋼。

根據規范要求，邊界條件的設置以不影響基座中心考察單元的計算結果為原則。本模型在Fr.24強橫梁端面以及距舯2 240 mm甲板縱桁端面施加剛性固定約束。

3" " "設計工況及載荷對比

基座設計工況主要分兩類：卸船機工作于有風狀態，設計載荷包括卸船機自重載荷、作業載荷、作業狀態下的風載荷（風速按20 m/s）、船舶傾斜引起的自重載荷和作業載荷的水平分力等；卸船機處于放置狀態，設計載荷包括放置狀態下的風載荷（風速按55 m/s）、船舶運動載荷等。規范針對船舶運動載荷提出了兩種計算方式：一種是按船舶運動加速度產生的力進行考慮；另一種針對符合規范尺度比要求的船舶由船舶運動形式所產生的分力進行計算。卸船機輸送臂方角定義參見圖2。卸船機示意圖及各部件命名參見圖3。卸船機各部件參數見表2，其中作業時動載荷為部件內部容積乘以物料容重所得，總作業載荷為15 t，總自重約為160 t。

本計算在卸船機的回轉中心點處建立獨立點，采用MPC（Multi-Point Constrants）的方式關聯獨立點與卸船機基座法蘭面，使之耦合成剛性區域，并在獨立點上施加相關設計載荷，以模擬基座結構的受力情況。

彎矩以卸船機回轉中心點作基準點。

按規范要求，對于懸臂式輸送臂自重載荷的作業系數取1.10，自卸設備的作業載荷的沖擊系數取1.10。作業工況以LC1為例，合力分別由船長方向Fx、船寬方向Fy和垂向Fz合成，其中Fx包含船舶縱傾2度時作業載荷和卸船機自重的水平分力及風載荷，Fy包含船舶橫傾5度時作業載荷和卸船機自重的水平分力及風載荷，Fz包含作業載荷和卸船機自重的垂向分力。按偏于保守考慮，作業載荷的力臂取為1#螺旋至卸船機回轉中心的距離，自重力臂取卸船機重心至卸船機回轉中心的距離，以計算傾覆力矩。放置工況LC6和LC7按船舶運動加速度考慮載荷，對于縱搖運動Fx包含0.5倍卸船機自重水平分力和風載荷，Fy為船舶橫傾30度時卸船機自重水平分力，Fz為卸船機自重的垂向分力；對于橫搖運動則0.5倍卸船機自重水平分力和風載荷作用于船寬方向。放置工況LC8～10按船舶運動形式考慮載荷，船舶運動參數和運動分力參見表3～4。其中縱搖運動載荷組合為靜縱搖＋動縱搖＋動垂蕩＋風載荷，橫搖運動載荷組合為靜橫搖＋動橫搖＋動垂蕩＋風載荷，組合運動載荷組合為靜合成力＋0.8（動縱搖＋動橫搖）＋風載荷。

由表5知，放置工況所施加的合力均大于作業工況。其中LC7和LC9同為橫搖運動工況，但LC9由橫搖運動引起的橫傾力是LC7的2倍，接近卸船機自重的2.5倍，載荷之大極為不合理。分析載荷較大的原因為：由于LC8～LC10是針對滿足規范尺度比要求的船舶的各種運動形式參數計算出的合力，而本船卻是長寬比較小的非常規尺度比駁船，由于船寬較大，按經驗公式求出的橫搖周期很小、橫搖力很大，因此依據常規船舶運動形式的參數來考慮本船的運動載荷并不合理，可能導致設計載荷過于保守，對基座結構的設計提出過高要求，增加不必要的結構重量和材料消耗。冗余的基座結構重量甚至影響船舶浮態的調整。

作業工況所施加傾覆力矩均大于放置工況，主要原因是卸船機輸送臂上螺旋吸頭的工作載荷繞卸船機回轉中心點的力臂較大，進而產生較大的傾覆彎矩。放置工況下輸送臂通過回轉機構帶有的自鎖裝置鎖定輸送臂朝向，輸送臂頭采用鋼絲繩和卸扣連接至主甲板耳板進行固定。

4" " 計算結果分析對比

按規范要求，作業/放置工況安全系數分別為1.43/1.33。對于安全工作負荷小于20 t的支撐結構，安全系數可取上述值的0.89。經計算普通鋼許用應力值分別為185/199 MPa，AH32高強度鋼許用應力值分別為248/266 MPa。

如表6所示，除LC9以外，各工況下各主要構件應力值均小于許用值，卸船機基座結構設計基本合理。最大應力發生在放置工況9下基座橫艙壁和基座圓筒體上，應力值分別為288 MPa和279 MPa，大于許用應力值。其余工況下的結構強度均滿足規范要求。各放置工況下構件應力值均遠大于作業工況，可見船舶運動引起的載荷對基座支撐結構的影響遠大于作業載荷的影響，這在基座結構設計中需要特別注意。應力集中位置主要集中在基座圓筒體、艙壁、主甲板三面相交角隅點。該處角隅點在力的傳遞中起到重要的“承上啟下”作用，即承受基座圓筒體上部的卸船機自重和作業時輸送臂上貨物重量及其傾覆力矩、風載荷、船舶運動產生的載荷等作用，并有效傳遞到主甲板以下的船底結構上。

針對放置工況9下基座橫艙壁和基座圓筒體強度不滿足規范要求的情況，需要在上述三面相交角隅點附近進行適當加強。

5" " 卸船機基座結構加強方案的比選

針對基座圓筒體和艙壁交接處出現高應力集中的問題，分別以基座結構形式和基座構件尺寸兩個出發點進行考慮，對結構薄弱部位提出4種結構加強方案。

加強方案1：保持原基座結構不變，圓筒體板厚由30 mm（AH32）加厚至36 mm （AH32）。

加強方案2：在圓筒體外側對稱分布地增設支撐肘板，并在圓筒體內位于支撐肘板趾端的水平面增加一道環形加強水平桁，如圖4所示。

加強方案3：在圓筒體內側增設橫向和縱向非水密艙壁隔板，如圖5所示。

加強方案4：在主甲板以下1 000 mm增設箱型平臺甲板，并與原甲板縱桁腹板、甲板強橫梁腹板、縱艙壁共同組成箱型體結構，如圖6所示。

對上述4種加強方案進行結構強度直接分析計算，選取應力值較大的主甲板、基座橫艙壁、基座圓筒體分項比較，并與原方案計算結果進行對比分析，如表7～8所示。4種加強方案施工難度與材料消耗比較，參見表9。

除方案2在LC9工況下圓筒體應力值仍少許超出許用范圍外，其余各工況、各加強方案、各構件的應力值均已滿足規范要求，特別是橫艙壁和圓筒體等原應力值較大的構件在改進后其應力值均有大幅的降低。因此可認為上述4種改進方案合理可取，達到此次基座結構加強的目的。

對于方案1，基座圓筒體高達16 m，直徑達3.20 m，雖然板厚增加后各構件應力值均有不同程度的降低，特別是圓筒體殼板的應力降幅明顯，但對比其他方案材料消耗最多。若方案1修改為圓筒體從上至下逐段加厚，即使能降低部分結構重量和材料消耗，也對圓筒體不同板厚分段之間的對接焊質量提出較高要求。方案2所設置的支撐肘板有效降低了主甲板、橫艙壁的應力值，是所有加強方案中材料消耗最少的方案。然而，支撐肘板趾端在圓筒體上產生結構硬點，出現應力集中現象。從長期使用角度考慮，應力集中點會導致圓筒體殼板上產生疲勞裂紋，從而引起殼板斷裂甚至結構破壞。對此，支撐肘板應盡可能設置成弧形狀且邊長盡量長，使應力集中效應盡可能在圓弧中耗散，降低應力向肘板趾端端部的傳遞。方案3在所有工況下均非最優加強方案，其對各構件應力值的降幅基本介于方案1和方案2之間。方案3中增加的橫縱非水密隔板增強了圓筒體的結構剛度，且沒有出現類似方案2明顯的應力集中效應。然而方案3需在圓筒體內部進行施工，圓筒體內敷設有多路電纜和液壓管路等，容易與結構形成干涉，施工難度大。方案4增設的甲板下箱型體結構則增強了圓筒體與主甲板、圓筒體與艙壁的之間的連接剛度，高效地將圓筒體承受的載荷傳遞到甲板、艙壁和船底結構，（下轉第頁）（上接第頁）

橫艙壁應力值降幅明顯。雖然方案4對圓筒體應力值的降幅不如方案1，但綜合加強效果更佳。綜合比較后，方案4是最具性價比的加強方式，表明在主甲板下增設箱型體結構可有效增強此類基座支撐結構的結構強度，有利于載荷的傳遞。

6" " "結論

本文通過對某裝卸過駁船卸船機基座支撐結構局部強度進行分析和研究，主要結論如下：

1）依據常規船舶運動形式的參數考慮非規范尺度比要求的船舶的運動載荷并不合理，可能導致設計載荷過于保守，對基座結構的設計提出過高要求，增加不必要的結構重量和材料消耗。對于非常規尺度比船舶，按運動加速度形式施加運動載荷更為合適；

2）高應力集中區域主要集中在基座圓筒體、艙壁、主甲板三面相交角隅點，該角隅點在力的傳遞中起到重要的“承上啟下”作用。在今后對船體結構優化設計時，應重點考察該區域的局部強度，必要時進行適當的結構加強；

3）4種加強方案綜合對比后，方案4增設的甲板下箱型體結構在不增加過多的結構重量和材料消耗的情況下，增強了圓筒體與主甲板、圓筒體與艙壁的之間的連接剛度，高效地將圓筒體承受的載荷傳遞到甲板、艙壁和船底結構上，是最具性價比的加強方式，可有效增強此類基座支撐結構的結構強度。

參考文獻

[1] 王艷龍，王桂云，李遵偉.基于FEM的散貨船自卸系統設計研究[J].

機電設備， 2015， 32 （06）.

[2] 張健，昌滿，何文心.海上過駁平臺全船強度計算及基座結構加強方

案[J].造船技術， 2017 （01）.

[3] 劉銳.海上過駁平臺關鍵結構強度及振動特性研究[D].鎮江：江蘇科

技大學， 2016.

[4] 船舶與海上設施起重設備規范[S].北京：中國船級社， 2007.

[5] 船舶與海上設施起重設備規范變更公告[S].北京：中國船級社， 2016.