劉 浩 王 偉 張吉萍 謝永和

（浙江海洋大學(xué) 船舶與機(jī)電工程學(xué)院 舟山316022）

引 言

近年來，隨著國內(nèi)經(jīng)濟(jì)持續(xù)增長以及對于疏浚設(shè)備的迫切需求，挖泥船作為主要的疏浚設(shè)備已得到長足發(fā)展。其中，絞吸挖泥船的船體結(jié)構(gòu)較為特殊，尤其是本文所述某型絞吸挖泥船，其船首為非對稱型。由于其不同于普通客船與貨船，再加上該種挖泥船在工作過程中，外載荷與船上設(shè)備會對其自身結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較大的作用力，并且這部分載荷很復(fù)雜［1］，故船體橫向強(qiáng)度便成為此種絞吸挖泥船一個重要安全因素。

目前，針對挖泥船的研究有吳漪、楊啟等人對絞吸挖泥船橋架起吊系統(tǒng)進(jìn)行的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析［2］；馮琦、楊啟對絞吸挖泥船拋錨桿系統(tǒng)進(jìn)行的強(qiáng)度結(jié)構(gòu)分析［3］；蔣如宏，何炎平等人對大型絞吸挖泥船臺車系統(tǒng)的設(shè)計所進(jìn)行的研究［4］等。然而，對于絞吸挖泥船結(jié)構(gòu)方面的研究目前仍比較欠缺。為確保船體結(jié)構(gòu)具有足夠抵抗外力的能力以及完善相關(guān)的結(jié)構(gòu)研究的目的，本文對某型非對稱絞吸挖泥船結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行計算分析，并參照載荷的相關(guān)規(guī)定與要求，給出三種不同的建模范圍（全艙全寬、全艙半寬、半艙全寬），同時對比相同載荷工況下不同建模范圍對船體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響，總結(jié)出一些規(guī)律。

1 有限元模型的建立

1.1 船型及結(jié)構(gòu)概況

已知某型絞吸挖泥船垂線間長118.80 m、型寬20.60 m、型深7.20 m、設(shè)計吃水5.00 m、方型系數(shù)0.8299。泥艙部分設(shè)置成雙舷側(cè)結(jié)構(gòu)，雙層底高度1050 mm、肋骨間距600 mm、實(shí)肋板間距2400 mm。該船基本結(jié)構(gòu)見圖1。

圖1 某型絞吸挖泥船基本結(jié)構(gòu)圖

1.2 結(jié)構(gòu)有限元模型

利用MSC.Patran軟件對本船的艙段結(jié)構(gòu)建立有限元三維模型。圖2中包括全艙全寬（模型a）、全艙半寬（模型b有槽形開口）、全艙半寬（模型c無槽形開口）、半艙全寬（模型d）4個模型。模型坐標(biāo)系采用笛卡爾坐標(biāo)系，原點(diǎn)位于艙段尾端面船底中線處，X軸沿船長指向船首，Y軸沿船寬方向指向左舷，Z軸沿型深向上。［5-6］

圖2 有限元模型

2 邊界條件

參考中國船級社《國內(nèi)航行海船建造規(guī)范》（2015）及其修改通報等相關(guān)要求［7-10］，確定有限元模型的邊界條件。施加的邊界條件具體見表1、表2（模型a和模型b的邊界條件）和表3。

表1 全艙全寬局部載荷的邊界條件

表2 全艙半寬局部載荷的邊界條件

表3 半艙全寬局部載荷的邊界條件

模型艙壁交線處均勻布置垂向彈簧單元，其位置為本船內(nèi)殼板、舷側(cè)外板與中部貨艙前后艙壁交線上。彈性系數(shù)計算公式見式（1），結(jié)果見表4。

式中：G為表示鋼材剪切彈性模量，取0.792×105N/mm2；A為表示艙壁間舷側(cè)內(nèi)外板的剪切面積，mm2；lH為表示中部貨艙長度，mm；n為表示內(nèi)殼板、舷側(cè)外板上垂向交線節(jié)點(diǎn)個數(shù)。

表4 舷側(cè)外板、內(nèi)殼板上彈性系數(shù)

3 載荷工況

3.1 計算工況

根據(jù)船舶裝載計算書，取兩種工況進(jìn)行計算。其中工況LC01表示航行時泥艙滿載和攜帶了全部燃料及備品，此時平均吃水為4.986 m；而航行時泥艙無泥且攜帶了全部燃料及備品為工況LC02，平均吃水為3.041 m。

3.2 計算載荷

結(jié)構(gòu)強(qiáng)度計算時，結(jié)構(gòu)所承受載荷視計算工況而定，包括艙內(nèi)貨物壓力、壓載水壓力、舷外水壓力和甲板上浪壓力等，不考慮總縱彎矩及端面剪力，具體如下［8］：

（1）海水靜壓力

（2）艙內(nèi)液體側(cè)向壓力

（3）波浪動壓力

舷外水線處水動壓力：

船底邊緣處水動壓力：

船底中縱剖面處水動壓力：

水線面以下任意點(diǎn)的波浪動壓力：

水線面以上舷側(cè)外板上任意點(diǎn)水動壓力：

模型中各工況下的水動壓力數(shù)值見表5。

表5 各工況下的水動壓力數(shù)值

（4）露天甲板的上浪載荷

（5） 貨物引起的泥艙內(nèi)貨物壓力總壓力Pc（且不小于0）

4 計算與分析

不同模型的主要構(gòu)件應(yīng)力云圖如圖3-圖10所示。為使四個模型的比較結(jié)果更為明顯，以全艙全寬模型計算結(jié)果的參數(shù)為標(biāo)準(zhǔn)（百分?jǐn)?shù)取為0），取另外兩種模型不同工況下計算結(jié)果的絕對值，再計算差值的百分?jǐn)?shù)，結(jié)果如表6所示。

圖3 全艙全寬模型工況1應(yīng)力云圖

圖4 全艙半寬模型（有槽形開口）工況1應(yīng)力云圖

圖5 全艙半寬模型（無槽形開口）工況1應(yīng)力云圖

圖6 半艙全寬模型工況1應(yīng)力云圖

圖7 全艙全寬模型工況2應(yīng)力云圖

圖8 全艙半寬模型（有槽形開口）工況2應(yīng)力云圖

圖9 全艙半寬模型（無槽形開口）工況2應(yīng)力云圖

由單跨梁的彎曲理論可知半艙模型各構(gòu)件受力大小約為全艙模型受力的一半是合理的。

從計算結(jié)果可知：

（1）在相同載荷作用下，四種模型的應(yīng)力均滿足規(guī)范要求且分布規(guī)律基本相同；在這兩種典型工況下，它們的高應(yīng)力區(qū)范圍較少且主要分布在槽形開口附近，該處結(jié)構(gòu)的過渡與加強(qiáng)應(yīng)該注意，整體結(jié)構(gòu)余量較大。

（2）通過圖3、圖4、圖5與圖7、圖8、圖9之間的對比以及表6得出它們的高應(yīng)力分布區(qū)域差不多，但船體部分的某些構(gòu)件在不同模型下的應(yīng)力差距很大，這說明模型范圍對應(yīng)應(yīng)力影響比較明顯。而通過圖2、圖5與圖6、圖9進(jìn)行比較后可知，全艙全寬與全艙半寬結(jié)果基本一致，但仍然存在船體部分的某些構(gòu)件在不同模型下的應(yīng)力差距很大。可見，模型范圍對應(yīng)力影響比較明顯。

（3）從圖3、圖4與圖6、圖7的比較可知，在全艙半寬這兩種模型下，無槽形開口半模的板應(yīng)力變化比較大，該絞吸挖泥船的強(qiáng)度校核要用有槽形開口的全艙半寬模型。但由于船體的不對稱，全艙全模更具準(zhǔn)確性。全艙全寬與半艙全寬整體應(yīng)力分布趨勢基本一致，應(yīng)力極值差別不大，由于邊界影響，變形差別較大。

（4）因?yàn)閺呐摱渭墑e分析來說，采用MSC.Patran進(jìn)行計算分析時，梁單元結(jié)果會有一定程度失真，直接對比討論價值不高，故只列出其應(yīng)力大小。從表6中差值百分?jǐn)?shù)可知半艙全寬、全艙半寬與全艙全寬四種模型各結(jié)構(gòu)計算結(jié)果有一定起伏，這表示端面約束、結(jié)構(gòu)不完整性使半艙全寬、全艙半寬模型得出結(jié)果不能很好反應(yīng)實(shí)際情況。

表6 三種模型各主要構(gòu)件在各工況下的最大合成應(yīng)力與差值百分?jǐn)?shù)

續(xù)表6

5 結(jié) 語

通過對某型不對稱絞吸挖泥船全艙全寬，全艙半寬，半艙全寬范圍的建模并進(jìn)行結(jié)構(gòu)強(qiáng)度對比分析，總體來說，在相同載荷工況下，四種不同范圍下的模型對考核區(qū)域的變形及分布規(guī)律基本相同，均滿足規(guī)范衡準(zhǔn)。但整船僅有一個貨艙，且考慮首端不對稱性，全艙全寬模型能更真實(shí)反映實(shí)際情況，但該類型絞吸挖泥船的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度可以用含槽形開口的半模來校核。此外，船體前端開槽引起的不對稱性對結(jié)構(gòu)強(qiáng)度影響并不大，且因該處形成變截面，故需注意結(jié)構(gòu)的過渡與加強(qiáng)。