湯雅敏，張世聯(lián)

(上海交通大學(xué) 船舶海洋與建筑工程學(xué)院，上海 200240)

橫向圍壁設(shè)置對大跨度雙層甲板彎曲特性的影響分析

湯雅敏，張世聯(lián)

(上海交通大學(xué) 船舶海洋與建筑工程學(xué)院，上海 200240)

針對大跨度單層甲板橫向彎曲剛度偏弱的特點(diǎn)，探討在2層大跨度單層甲板之間設(shè)置若干橫向圍壁，使其形成大跨度雙層箱型甲板，并采用結(jié)構(gòu)有限元數(shù)值分析方法對其進(jìn)行計算，討論設(shè)置橫向圍壁對大跨度雙層甲板彎曲特性的影響。文中給出橫向圍壁間距與大跨度雙層甲板變形和應(yīng)力的關(guān)系曲線，引入了用于橫向圍壁結(jié)構(gòu)初步設(shè)計的橫向圍壁載荷與其間距關(guān)系的有效承載系數(shù)。研究結(jié)果表明：設(shè)置橫向圍壁的大跨度雙層甲板，可解決大跨度單層甲板橫向彎曲剛度偏弱的問題。

大跨度雙層甲板；橫向圍壁；剛度；有效承載系數(shù)

0 引 言

對于大型滾裝船、特種軍輔船、航母等大型通艙船，為了方便車輛、特種可移動裝備的通行，其艙內(nèi)通常不設(shè)支柱。另外，對于大型客船，隨著內(nèi)部美觀性和空間視覺效果需求逐漸增加，取消客艙內(nèi)的支柱而采用無支柱大跨度甲板板架的設(shè)計也愈加為人們所喜愛[1]。這些通艙設(shè)計長度可達(dá)100 m，寬度在20 m以上[2]，使得通艙頂部的甲板在橫向成為大跨度單層甲板。

大跨度單層甲板由于其橫向跨度大，其結(jié)構(gòu)型式一般設(shè)計為橫骨架式，也可設(shè)計成縱骨架式。為了滿足大跨度單層甲板的橫向剛度、強(qiáng)度和穩(wěn)定性的要求，則需要設(shè)計較大尺寸的橫梁或強(qiáng)橫梁，這樣不僅會導(dǎo)致結(jié)構(gòu)重量增加，而且也會占用有限艙室的空間。故而，大跨度甲板存在剛度和強(qiáng)度不足的問題，有待采用新的結(jié)構(gòu)布置形式給予解決。

目前，針對大跨度單層甲板的布置形式有較多研究[1–3]，大多針對單層甲板構(gòu)件進(jìn)行設(shè)計優(yōu)化。田雷[3]基于強(qiáng)度考慮，認(rèn)為橫骨架式要在應(yīng)力和變形方面要優(yōu)于縱骨架式。萬琪等[1,3]基于甲板強(qiáng)度和穩(wěn)定性條件對大跨度甲板構(gòu)件進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計，對大跨度甲板強(qiáng)構(gòu)件和縱骨的結(jié)構(gòu)型式和截面尺寸提出了優(yōu)化設(shè)計方法。另外，針對圍壁加筋板設(shè)計，國內(nèi)外學(xué)者通過理論解析法、有限元法、實驗法等多種方法分析加筋板格的強(qiáng)度、屈曲和極限強(qiáng)度[4–6]。LR規(guī)范[7]和船舶結(jié)構(gòu)強(qiáng)度設(shè)計[9]中以保證橫骨架式板架整體穩(wěn)定性為前提，提出對面內(nèi)受壓的橫骨架式板架上次要加強(qiáng)構(gòu)件的必須彎曲剛度。對于大跨度單層甲板結(jié)構(gòu)的彎曲剛度和強(qiáng)度偏弱的問題，如何在大跨度單層甲板之間設(shè)置適當(dāng)?shù)臋M向圍壁及采用新的結(jié)構(gòu)型式，以提高其橫向彎曲剛度和彎曲強(qiáng)度，目前研究尚少。

為提高大跨度橫向板架彎曲剛度，目前考慮采用新的結(jié)構(gòu)布置形式，在大型通艙頂部以上的單層甲板間設(shè)置若干橫向圍壁，使其形成大跨度箱形雙層甲板，并采用縱桁支撐橫梁的結(jié)構(gòu)型式，使得大跨度橫向構(gòu)件變成小跨度構(gòu)件，以提高大跨度雙層甲板整體結(jié)構(gòu)和局部甲板板架彎曲剛度和彎曲強(qiáng)度。

本文基于大跨度雙層甲板這一新的結(jié)構(gòu)型式，采用結(jié)構(gòu)有限元數(shù)值分析方法對其進(jìn)行計算，給出橫向圍壁間距與大跨度雙層甲板變形和應(yīng)力大小關(guān)系曲線，分析得到較優(yōu)的橫向圍壁設(shè)計間距，同時引入用于橫向圍壁結(jié)構(gòu)初步設(shè)計的橫向圍壁載荷與其間距關(guān)系的有效承載系數(shù)。研究結(jié)果表明：設(shè)置橫向圍壁的大跨度雙層甲板，可解決大跨度單層甲板橫向彎曲剛度偏弱的難題。

為了便于比較，下面首先對大跨度單層甲板的橫向彎曲特性進(jìn)行計算分析。

1 大跨度單層甲板橫向彎曲特性分析

為分析大跨度單層甲板的強(qiáng)度和剛度特性，以某船大型通艙的艙段為研究對象進(jìn)行計算分析。通艙艙段的選取范圍：沿船長方向長28.8 m，船寬方向至兩舷，高度方向為1甲板～3甲板。大跨度單層甲板結(jié)構(gòu)型式為縱骨架式，1, 2甲板之間層高3 m，橫向大跨度無支撐區(qū)域?qū)抌=20 m，肋距0.6 m，其橫剖面如圖1（a）所示。大跨度單層甲板的主要構(gòu)件尺寸見表1。

1.1 結(jié)構(gòu)有限元模型

大跨度單層甲板的結(jié)構(gòu)有限元模型采用MSC/PATRAN有限元分析軟件建立板梁混合模型，甲板板和主要構(gòu)件腹板采用板單元，主要構(gòu)件面板和縱骨采用梁單元，建立的有限元模型如圖1（b）所示。

模型材料：選用Q355鋼，其材料密度γ=7.80 t/m3，屈服強(qiáng)度σs=355 MPa，彈性模量E=2.1×105MPa，泊松比υ=0.3。

模型邊界條件：為減小邊界條件對單層甲板計算結(jié)果的影響，在3甲板與縱艙壁和舷側(cè)板相交處約束X，Y，Z方向線位移，如圖1（b）所示；

模型施加載荷：在模型1甲板上施加均布載荷q1=20 kPa，在模型四甲板上施加均布載荷q2=10 kPa，施加區(qū)域如圖1（a）所示。

表 1 大跨度單層甲板構(gòu)件尺寸Tab. 1 Structural dimension of large-span single deck

1.2 計算結(jié)果

根據(jù)大跨度單層甲板結(jié)構(gòu)有限元模型的計算結(jié)果，大跨度單層甲板變形如圖2所示，從圖中可以看出，大跨度1，2單層甲板最大位移發(fā)生甲板上船中y=0的位置處，整體橫向變形都呈現(xiàn)筒形彎曲狀態(tài)的特征。

1，2甲板強(qiáng)橫梁最大變形和應(yīng)力見表2，從表2中可以看出，1，2甲板強(qiáng)橫梁最大變形vmax均遠(yuǎn)大于設(shè)計衡準(zhǔn)[v]，1甲板強(qiáng)橫梁最大應(yīng)力σmax也大于設(shè)計衡準(zhǔn)[σ]。

表 2 1，2甲板強(qiáng)橫梁最大變形和應(yīng)力Tab. 2 vmaxand σmaxof web beam

由于大跨度單層甲板橫向彎曲剛度較弱，可采用增大強(qiáng)橫梁腹板高度提高其彎曲剛度。經(jīng)計算，若要滿足設(shè)計衡準(zhǔn)[v]=20 mm，則甲板強(qiáng)橫梁腹板高度將達(dá)到h腹板=1.4 m左右。而1，2甲板之間層高僅h1-2=3 m，這樣的構(gòu)件尺寸會嚴(yán)重影響1甲板與2甲板之間的有效層高，同時也大大增加船體重量，明顯不可行。

2 大跨度雙層甲板結(jié)構(gòu)設(shè)計

根據(jù)新的結(jié)構(gòu)布置形式，某船在通艙頂部的1，2甲板之間設(shè)置橫向圍壁，橫向圍壁結(jié)構(gòu)尺寸：板厚t=7 mm、垂直扶強(qiáng)材HP120×6，甲板結(jié)構(gòu)型式采用縱骨架式。為了分析大跨度雙層甲板的彎曲特性與橫向圍壁間距S之間變化關(guān)系，在兼顧了1，2甲板之間艙室布置的需求基礎(chǔ)上，選取4個橫向圍壁間距S= 4.8 m，9.6 m，14.4 m，28.8 m進(jìn)行艙段結(jié)構(gòu)有限元計算。這里僅給出了橫向圍壁間距S=4.8 m的艙段有限元模型，如圖3所示。

2.1 大跨度雙層甲板彎曲特性

根據(jù)艙段有限元模型的計算結(jié)果，表3列出了大跨度雙層甲板橫向圍壁和強(qiáng)橫梁對應(yīng)不同橫向圍壁間距S的最大變形和最大應(yīng)力。

2.1.1 橫向圍壁、強(qiáng)橫梁彎曲變形特征

不同橫向圍壁間距S下大跨度雙層箱型甲板的變形如圖4所示，從圖4中可以看出：

1）大跨度雙層箱型甲板的整體變形呈筒形彎曲形狀，圖4（a）最為明顯。

2）橫向圍壁之間的變形為甲板的局部變形，隨著橫向圍壁間距逐漸增大，甲板的變形逐漸呈鍋底狀，圖4（d）模型中部范圍變形與單甲板變形一樣呈筒形彎曲。

表 3 大跨度雙層甲板上的最大變形和最大應(yīng)力Tab. 3 Stress and deformation of large-span double deck

為分析不同橫向圍壁間距S對于橫向圍壁和強(qiáng)橫梁變形變化的影響，圖5給出了橫向圍壁和強(qiáng)橫梁變形v與橫向圍壁間距S的關(guān)系曲線。

從圖5曲線可以看出：

1）橫向圍壁的變形v隨著橫向圍壁間距S的變化而變化，曲線形狀類似拋物線。最大變形出現(xiàn)在橫向圍壁間距S=14.4 m附近；當(dāng)S＜14.4 m時，變形v隨間距S增大而變大；當(dāng)S＞14.4 m時，變形v隨間距S增大而變小。

2）強(qiáng)橫梁的變形v隨著橫向圍壁間距S的增大而變大。

3）橫向圍壁的最大變形vmax=11.4 mm＜＜[v]。

4）當(dāng)S＞9.6 m時，強(qiáng)橫梁的變形v＞[v]；若強(qiáng)橫梁滿足許用變形[v]的要求，則橫向圍壁間距S≤9.6 m。

2.1.2 橫向圍壁、強(qiáng)橫梁彎曲應(yīng)力特征

同樣為分析橫向圍壁間距S對橫向圍壁和強(qiáng)橫梁應(yīng)力變化的影響，圖6給出了橫向圍壁應(yīng)力（σb、τ）和強(qiáng)橫梁彎曲應(yīng)力σb隨橫向圍壁間距S的變化曲線。從圖6曲線中可以看出：

1）橫向圍壁的彎曲應(yīng)力σb和剪應(yīng)力τ隨橫向圍壁間距S的變化趨勢與橫向圍壁變形的變化趨勢基本相同（見圖5），在間距S=14.4 m附近應(yīng)力出現(xiàn)峰值。其中，剪應(yīng)力τ 隨間距S的變化梯度較大。

2）強(qiáng)橫梁的應(yīng)力σb隨著橫向圍壁間距S的增大而變大，變化趨勢也與其變形的變化趨勢一樣（見圖5）。

2.2 橫向圍壁有效承載系數(shù)

根據(jù)常規(guī)的設(shè)計方法，如果甲板結(jié)構(gòu)型式為縱骨架式，縱骨由強(qiáng)橫梁支撐，強(qiáng)橫梁由縱桁支撐，縱桁由橫圍壁支撐，那么橫向圍壁上的設(shè)計載荷Q=qbS（其中，q為甲板均布荷重）。實際上，強(qiáng)橫梁上載荷不完全由縱桁承受，與它們之間的相對彎曲剛度大小有關(guān)，在大跨度雙層甲板計算中得到的橫向圍壁實際承受載荷可以說明這一點(diǎn)（見表4）。

表 4 橫向圍壁設(shè)計載荷和實際承載Tab. 4 Q and Q0of transverse bulkhead

為了分析橫向圍壁間距S對有效承載系數(shù) η 的影響趨勢，圖7和圖8分別給出了有效承載系數(shù) η 和實際承受載荷Q隨橫向圍壁間距S的變化曲線。

從圖7和圖8中可以看出：

1）當(dāng)S≥4.8 m時，橫向圍壁上的最大有效承擔(dān)載荷只占70%以下，常規(guī)方法設(shè)計載荷Q0明顯偏于保守，因此可考慮有效承載系數(shù) η 以優(yōu)化結(jié)構(gòu)尺寸。

2）有效承載系數(shù) η 隨橫向圍壁間距S增大而減小，在S=14.4 m附近，橫向圍壁實際承受的載荷存在最大值Qmax。其原因主要是：隨著橫向圍壁間距S的增大，縱桁彎曲剛度逐漸減弱，其對強(qiáng)橫梁的支撐作用逐漸降低，當(dāng)間距S過大時，強(qiáng)橫梁彎曲剛度大于縱桁彎曲剛度，其承受載荷大部分將由兩側(cè)縱艙壁承受。因此，大跨度雙層甲板的橫向圍壁結(jié)構(gòu)采用常規(guī)設(shè)計載荷進(jìn)行設(shè)計不合理。

3）橫向圍壁實際承受載荷Q隨橫向圍壁間距S的變化曲線形狀也呈拋物線，橫向圍壁的彎曲特性的變化與其載荷變化趨勢相一致（見圖5和圖6（a）），這符合結(jié)構(gòu)的外力與響應(yīng)關(guān)系。

2.3 大跨度單、雙層甲板彎曲特性比較

根據(jù)有限元計算結(jié)果，大跨度單、雙層甲板彎曲變形和應(yīng)力的計算和比較結(jié)果如表5所示。

從表5中可以看出：

表 5 大跨度單、雙層甲板彎曲變形和應(yīng)力表Tab. 5 Deformation and stress of single deck and double deck

1）在給定的甲板構(gòu)件尺寸條件下，當(dāng)橫向圍壁間距S≤9.6 m，大跨度雙層甲板的最大變形v為單層甲板的30%或更小，遠(yuǎn)小于大跨度單層甲板的變形，滿足變形衡準(zhǔn)[v]。

2）當(dāng)橫向圍壁間距S＞9.6 m時，雖然可便于艙室布置，但是大跨度雙層甲板變形超出衡準(zhǔn)。特別當(dāng)橫向圍壁間距S過大或S=28.8 m左右時，橫向圍壁的作用已喪失，因為此時的大跨度雙層甲板的最大變形與大跨度單層甲板基本一樣。

3 結(jié) 語

通過基于大跨度雙層甲板這一新的結(jié)構(gòu)型式彎曲特性的計算與分析，結(jié)論如下：

1）設(shè)置橫向圍壁的大跨度雙層甲板可解決大跨度單層甲板橫向彎曲剛度偏弱的問題。

2）常規(guī)設(shè)計載荷方法不太適合大跨度雙層甲板的橫向圍壁結(jié)構(gòu)設(shè)計。

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Effect of transverse bulkhead arrangement on the flexural characteristics of large-span double deck

TANG Ya-min, ZHANG Shi-lian
(School of Naval Architecture Ocean and Civil Engineering, Shanghai Jiaotong University, Shanghai 200240, China)

Considering the weak transverse flexural rigidity of large-span single deck, transverse bulkheads are arranged between two decks to form the large-span double deck. The influence of transverse bulkhead arrangement on the flexural characteristics of large-span double deck is discussed based on the structural finite element method. In this paper, the relation curve of deformation and stress for large-span double deck to bulkhead spacing is obtained and effective load-carrying coefficient is introduced for preliminary design of transverse bulkhead structure. The analysis results show that the design of large-span double deck can solve the problem of weak transverse flexural rigidity of large-span single deck.

large-span；transverse bulkhead；rigidity；effective load-carrying coefficient

U661.43

A

1672 – 7649(2017)08 – 0012 – 05

10.3404/j.issn.1672 – 7649.2017.08.003

2016 – 11 – 24；

2016 – 12 – 23

湯雅敏(1992 – )，女，碩士研究生，主要從事船舶海洋結(jié)構(gòu)設(shè)計相關(guān)研究工作。