葉步永，胡文鳳，王 偉，馬 鴻

（1.揚(yáng)帆集團(tuán)股份有限公司設(shè)計(jì)研究院，浙江舟山 316100；2.浙江海洋大學(xué)船舶與機(jī)電工程學(xué)院，浙江舟山 316022）

日本、德國(guó)、法國(guó)在設(shè)計(jì)和建造PCTC汽車滾裝船方面一直處于領(lǐng)先地位[1-2]；近年來由于我國(guó)汽車出口量有大幅度地增長(zhǎng)，對(duì)汽車滾裝船的設(shè)計(jì)和建造也日益增多，但大型汽車滾裝船還主要由國(guó)外設(shè)計(jì)。7800PCTC是由揚(yáng)帆集團(tuán)公司自主研發(fā)設(shè)計(jì)的世界上現(xiàn)有最大的柔性結(jié)構(gòu)汽車滾裝船。由于規(guī)范中對(duì)汽車滾裝船結(jié)構(gòu)計(jì)算的經(jīng)驗(yàn)公式非常少，所以大量的結(jié)構(gòu)有限元工作在設(shè)計(jì)時(shí)被提出[3-5]。

7800PCTC具有建造難度大，科技附加值高的特點(diǎn)；該船全長(zhǎng)為199.90 m、型寬36.45 m、型深34.275 m，全船分為13層甲板，層間設(shè)有兩排立柱。該船5甲板以下是剛性結(jié)構(gòu)，以上是柔性結(jié)構(gòu)，利用框架橫向位移減少構(gòu)件上的應(yīng)力水平；另根據(jù)破艙穩(wěn)性要求該船貨艙區(qū)以6甲板為界，水密分為上下兩個(gè)區(qū)域，6甲板坡道開口需要設(shè)有水密艙蓋，艙蓋和船體結(jié)構(gòu)通過鉸鏈進(jìn)行固定。坡道艙蓋是PCTC船的主要特點(diǎn)之一，由于大開口結(jié)構(gòu)，且處于剛性和柔性相接的特殊位置，強(qiáng)度校核需特別重視。

本文選取7800PCTC的水密艙蓋周界結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，利用3D-Beam獲取了艙蓋鉸鏈應(yīng)力，并利用MSC Patran和Natran對(duì)艙蓋周界結(jié)構(gòu)進(jìn)行應(yīng)力分析，并對(duì)應(yīng)力大的區(qū)域進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化。

1 有限元計(jì)算模型

本文從7800PCTC全船有限元模型中選取活動(dòng)坡道水密艙蓋區(qū)域的子模型進(jìn)行計(jì)算，模型的范圍覆蓋整個(gè)活動(dòng)水密艙蓋、活動(dòng)坡道以及支撐結(jié)構(gòu)，模型范圍縱向從FR10到FR64；橫向從距中-5 750 mm到右舷舷側(cè)外板；垂向從距基線7 200 mm到17 335 mm。有限元模型如圖1所示。

圖1 有限元模型Fig.1 FEM model

2 載荷工況、約束和許用衡準(zhǔn)

2.1 載荷工況內(nèi)容

該研究區(qū)域計(jì)算包含有兩個(gè)極限工況[6]，見表1。

表1 載荷工況Tab.1 Load case

2.2 Upper載荷工況描述

（1）靜水載荷

式中ρ為海水密度1.025 t/m3；T為結(jié)構(gòu)吃水9.5 m。

（2）波浪載荷

式中C1為波浪參數(shù)值。

式中h為水線高度，h=CF1h1，CF1為載荷因子，實(shí)取0.5；h1為船舶迎浪狀態(tài)下運(yùn)動(dòng)相對(duì)參照值。

（3）甲板上均勻裝載載荷Fwz

式中M為車輛軸向載荷；as1垂向加速度；g為重力加速度。

（4）艙蓋壓力

活動(dòng)水密艙蓋利用3D-Beam建模計(jì)算，艙蓋鉸鏈連接處約束z向位移，主鉸鏈約束x、y、z方向位移，載荷取6甲板以上破損到最大破損水線20.03 m，海水壓頭為4.695 m，車輛載荷較小可忽略，模型及約束如圖2所示?；顒?dòng)水密艙蓋對(duì)主船體結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的壓力計(jì)算結(jié)果見表2，表中載荷為距中7 150 mm和13 500 mm縱桁處從尾到首各鉸鏈處載荷。

表2 活動(dòng)水密艙蓋鉸鏈處受力分布Tab.2 The force distribution on hinge of moveable watertight cover

圖2 水密艙蓋分析模型Fig.2 Analyzed model of watertight cover

2.3 Flooding載荷工況描述

該工況是出于安全考慮的極限破艙浸水工況，假定6甲板以下所有艙室全部破損進(jìn)水；海水壓力與Upper工況一致，但外板只需考慮外部6甲板以上的海水壓力；水密6甲板受到海水壓力：Ps=ρg(Td-D6)，Td破艙后吃水取20.03 m，D6為6甲板高度取15.335 m?；顒?dòng)水密艙蓋受到海水壓力與6甲板一致，破損壓頭取4.695 m方向朝上，對(duì)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的壓力與表2一致方向相反。

2.4 約束的選取

根據(jù)計(jì)算模型的范圍建立一個(gè)子模型組和子模型周界節(jié)點(diǎn)組；在全船有限元母模型中，分別對(duì)Upper和Flooding工況進(jìn)行有限元計(jì)算，得出子模型切割邊界的位移矢量場(chǎng)；通過線性插值給子模型邊界節(jié)點(diǎn)定義位移邊界條件。

2.5 許用衡準(zhǔn)

工況許用衡準(zhǔn)見表3。

表3 許用衡準(zhǔn)Tab.3 Acceptance criteria

3 計(jì)算結(jié)果分析與優(yōu)化

3.1 計(jì)算結(jié)果

經(jīng)計(jì)算得到結(jié)果應(yīng)力分布云圖，如圖3～4所示。最大應(yīng)力值見表4。

圖3 Upper工況應(yīng)力云圖Fig.3 Stress figure of upper case

圖4 Flooding工況總應(yīng)力云圖Fig.4 Stress figure of flooding case

表4 應(yīng)力匯總Tab.4 Summary of stress

3.2 結(jié)果分析

從圖3和圖4可以看出：兩種工況下，整體結(jié)構(gòu)應(yīng)力均不大，大的應(yīng)力和變形主要出現(xiàn)在水密艙蓋周界，集中于支柱與角隅處；Upper工況最大應(yīng)力在尾支柱和支柱下支撐艙壁，最大應(yīng)力為272 MPa；Flooding工況最大應(yīng)力也在尾支柱和支柱下支撐艙壁處，最大應(yīng)力327 MPa；經(jīng)比較分析，周界應(yīng)力較大尤其是尾支柱和其支撐艙壁，且其屈曲分析也不能滿足要求。因此，結(jié)合計(jì)算結(jié)果需對(duì)尾支柱區(qū)域結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化。

3.3 結(jié)構(gòu)優(yōu)化

優(yōu)化內(nèi)容：支柱屈服及軸向屈曲強(qiáng)度不夠，增大支柱規(guī)格；支柱下支撐結(jié)構(gòu)板格屈曲計(jì)算不能滿足要求，人孔移位；支柱下支撐剛度不足，修改球扁鋼為T型材，增加垂向剛度。優(yōu)化后的應(yīng)力結(jié)果見表5。

表5 應(yīng)力匯總Tab.5 Summary of stress

4 結(jié)語(yǔ)

通過以上分析及結(jié)構(gòu)優(yōu)化得出以下結(jié)論：

本文通過對(duì)活動(dòng)坡道水密艙蓋支撐結(jié)構(gòu)在極限工況下進(jìn)行有限元結(jié)構(gòu)強(qiáng)度評(píng)估，發(fā)現(xiàn)水密艙蓋四周結(jié)構(gòu)應(yīng)力水平較高，尾部支柱及支柱下支撐結(jié)構(gòu)超出許用衡準(zhǔn)，說明了極限工況下有限元評(píng)估的必要性。優(yōu)化后的應(yīng)力較之前有明顯下降，且能滿足規(guī)范要求。本文通過3D-Beam獲取水密艙蓋鉸鏈處載荷，并在全船Upper和Flooding兩種極限工況下評(píng)估結(jié)構(gòu)應(yīng)力，能較準(zhǔn)確的獲取該結(jié)構(gòu)的應(yīng)力水平并進(jìn)行加強(qiáng)，確保該船結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的安全性。全船有限元分析和艙蓋強(qiáng)度計(jì)算很容易忽視二者結(jié)合的應(yīng)力評(píng)估，本文給后續(xù)PCTC船開發(fā)的結(jié)構(gòu)有限元計(jì)算提供理論參考。