周清華，魏 波，陳 震，蔡乾亞

(1. 江南造船（集團(tuán)）有限責(zé)任公司，上海 201913；2. 上海交通大學(xué)，上海 200240)

0 引 言

船舶下水是在船舶建造工程大部分完工之后，將船舶從船臺(tái)上移至水域的工藝過程，是船舶建造的一項(xiàng)重要組成部分。目前船舶下水的主要方式有：縱向重力式下水、船塢下水、氣囊式下水和載船浮箱下水等。其中載船浮箱下水是一種新的下水工藝，具備更好的保密性和經(jīng)濟(jì)性。

載船浮箱下水的載船系統(tǒng)是由短縱梁、橫梁、墩木和具有升降、自動(dòng)卸載及行走功能的液壓小車等部件組成，典型支撐圖如圖1所示。載船系統(tǒng)的受力分析是浮箱載船下水工藝研究中的一項(xiàng)關(guān)鍵技術(shù)。但由于載船系統(tǒng)部件之間的非線性接觸關(guān)系以及小車具有自動(dòng)卸載功能，這些特點(diǎn)使受力分析變得非常復(fù)雜[1]。

對(duì)于首次采用載船浮箱下水方式的萬噸級(jí)大型艦船而言，要綜合考慮船型設(shè)計(jì)特點(diǎn)、深水塢水位限制、支撐系統(tǒng)布置條件等多種因素的影響，下水技術(shù)難度極大。為此，有必要開展下水工藝和關(guān)鍵技術(shù)攻關(guān)，通過載船浮箱下水多種方案的對(duì)比分析、論證和優(yōu)化，選擇最優(yōu)的下水工藝，提高下水過程中的安全性與可靠性。

圖1 典型支撐圖Fig.1 Typical support

1 載船浮箱下水計(jì)算方法

1.1 艦船規(guī)范

艦船規(guī)范規(guī)定了艦艇坐塢時(shí)的船體總縱強(qiáng)度、局部強(qiáng)度和塢墩強(qiáng)度計(jì)算方法[2]。對(duì)于塢墩面積有限的大型艦船，難以滿足塢墩載荷校核和尾部中內(nèi)龍骨強(qiáng)度校核要求，艦船規(guī)范偏于保守。同時(shí)該方法僅考慮了龍骨墩承載狀態(tài)，無法考慮楔形邊墩情況。可見，采用艦船規(guī)范計(jì)算方法具有較大的局限性。

1.2 一維梁簡化計(jì)算

在船臺(tái)頂升和淺水塢起浮、坐底階段，采用了一維梁簡化計(jì)算方法求解載船系統(tǒng)的支墩反力?；诒”诹豪碚摬⒔Y(jié)合實(shí)際下水工藝，根據(jù)載船系統(tǒng)受力特點(diǎn)，把下水模型簡化為變剛度彈性基礎(chǔ)上的變斷面耦合梁力學(xué)模型[3]。其中，使用接觸單元模擬楞木和船體的接觸關(guān)系，考慮彈性梁之間的變形耦合作用和接觸、卸載兩重靜力非線性迭代問題。采用彈簧單元模擬浮力，在浮箱的總縱強(qiáng)度計(jì)算中考慮了流體靜壓力分布和浮箱變形之間的相互影響，使計(jì)算結(jié)果更趨近于實(shí)際情況[4]。圖2為船體和浮箱雙梁耦合計(jì)算模型。

圖2 船體和浮箱雙梁耦合計(jì)算模型Fig.2 Hull-pontoon beam coupling calculation model

該方法的建模工作量小，足以滿足一般的工程應(yīng)用要求，但對(duì)各支撐點(diǎn)等效組合剛度的計(jì)算精度要求高，同時(shí)無法模擬船寬方向不同支撐點(diǎn)的剛度差異對(duì)支反力的影響。

1.3 整船三維有限元分析

采用整船三維有限元分析方法不僅可以準(zhǔn)確地模擬船體、支撐系統(tǒng)和浮箱之間的變形耦合效應(yīng)和主要構(gòu)件剛度特征，計(jì)算部分邊墩拆除后和首部楔形邊墩的局部載荷分布，有效地避免了在支撐系統(tǒng)串、并聯(lián)耦合狀態(tài)下的等效組合剛度計(jì)算誤差的影響。圖3為整船三維有限元分析的流程圖。

圖3 分析流程Fig.3 Analysis flow chart

2 工程應(yīng)用與分析

2.1 深水塢

載船浮箱下水過程主要可分為以下4個(gè)步驟：

1）用液壓小車把坐落在船臺(tái)上的船舶抬起，平移至上塢階浮箱上，然后落墩、撤掉全部小車；

2）向塢內(nèi)注水使載船浮箱起浮，調(diào)整浮箱浮態(tài)，然后橫移到下塢階上；

3）排出塢水，使載船浮箱擱于下塢階上；

4）打開浮箱通海閥，向塢內(nèi)注水至水位與海水平面持平，船舶起浮并脫離浮箱，完成整個(gè)下水過程。

與船臺(tái)上和淺水塢內(nèi)相比，深水塢內(nèi)的船體承載狀態(tài)和局部載荷發(fā)生了較大變化，具體如下：

1）綜合考慮深水塢的最大水位限制、船體起浮后的正浮吃水、船體線型和支墩布置等因素，為了保證船體底部與塢墩之間的最小安全距離不小于0.3 m[5]，經(jīng)過浮態(tài)計(jì)算可知，深水塢內(nèi)船體起浮之前，需拆除67%的邊墩。

2）船體尾部為懸臂梁式，其長度與船長的比值為1/7，重量線性載荷為36 t/m。為了提供足夠的垂向支撐作用，在船臺(tái)上和淺水塢內(nèi)均設(shè)有高、低連墩結(jié)構(gòu)，但連墩結(jié)構(gòu)與螺旋槳槳葉的橫向間距僅為0.5 m，對(duì)船縱向出塢提出了嚴(yán)格的船體姿態(tài)要求。為了避免碰撞風(fēng)險(xiǎn)，需拆除高連墩，船先橫移，后縱移出塢。

支撐點(diǎn)的減少和局部載荷的增大增加了船體結(jié)構(gòu)的安全隱患，應(yīng)準(zhǔn)確計(jì)算支撐載荷，評(píng)估結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。

2.2 力學(xué)模型

整船三維模型包括船體、支撐系統(tǒng)和浮箱的所有縱向構(gòu)件，橫艙壁、肋骨框架等橫向構(gòu)件。桁材、肘板上的開孔和輕次艙壁忽略不計(jì)。網(wǎng)格大小一般采用縱骨間距×肋骨間距，支撐區(qū)域采用細(xì)網(wǎng)格，即1/4縱骨間距劃分單元。采用彈簧單元模擬墩木，根據(jù)下水狀態(tài)時(shí)的重量分布數(shù)據(jù)，等效為沿船長分布的垂向線載荷，并施加于船體舷側(cè)外板上。

整船三維模型見圖4。

圖4 整船三維模型Fig.4 Global 3-D FEM

2.3 船體結(jié)構(gòu)分析

2.3.1 船體變形

圖5為船體梁在深水塢內(nèi)、邊墩拆除后、坐墩狀態(tài)下的變形。

圖5 船體梁變形Fig.5 Hull deformation

船體梁呈現(xiàn)為4節(jié)點(diǎn)垂向彎曲變形；較大變形集中出現(xiàn)在首、尾兩自由端，最大變形值分別為7.9 mm和 31.0 mm。

2.3.2 支墩反力

支墩反力的大小和分布與船體重量和支撐點(diǎn)剛度的分布有關(guān)。通過多方案對(duì)比分析，確定了尾部支撐方案：尾部2連墩保留，增設(shè)垂向桁材、楞木和船臺(tái)中墩等加強(qiáng)措施。圖6為支墩反力計(jì)算結(jié)果。

圖6 整船支墩反力分布Fig.6 Reaction force distribution of whole ship docking block

圖6 可知，在深水塢內(nèi)，邊墩拆除后，支墩反力較大值均出現(xiàn)在尾部2連墩、首部600 t橫梁和中部個(gè)別350 t橫梁處。其中，尾部2連墩處的支反力最大，最大值為295 t。該接觸區(qū)域的船體橫隔板以剪切強(qiáng)度為主，計(jì)算得到在剪切強(qiáng)度安全系數(shù)0.4的要求下，尾部2連墩處的船體最大承載能力為436 t，結(jié)構(gòu)強(qiáng)度安全裕度為32%。

2.3.3 船體底部

根據(jù)支墩反力和結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)特點(diǎn)選擇典型底部橫艙壁、肋板的局部強(qiáng)度評(píng)估區(qū)域，并對(duì)開孔區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化。由于船底肋板、橫艙壁的彎曲變形與縱向結(jié)構(gòu)彎曲變形正交，縱向彎曲應(yīng)力對(duì)船底肋板、橫艙壁的彎曲應(yīng)力影響極小，故在模型中不施加垂向彎矩和剪力，僅將支墩反力等效為線載荷施加于相應(yīng)的結(jié)構(gòu)單元邊界上即可。圖7為底部肋板應(yīng)力云圖。

計(jì)算表明，船體底部應(yīng)力峰值均小于許用應(yīng)力，滿足結(jié)構(gòu)強(qiáng)度要求。

2.3.4 首部結(jié)構(gòu)

船首結(jié)構(gòu)為懸臂梁式、線型復(fù)雜、支墩反力大，為了避免小車頂升后的支反力超出許用值，采用了楔形支墩支撐方案，需重點(diǎn)校核其局部強(qiáng)度。假定楞木為小變形，并忽略楞木與船體、楔形邊墩之間的靜摩擦作用，即不考慮接觸面內(nèi)載荷。圖8為首部600 t橫梁楔形邊墩上的接觸壓力計(jì)算值。

圖8 首部接觸壓力分布Fig.8 Contact force distribution of forebody

由圖8可知，由于接觸區(qū)域的結(jié)構(gòu)剛度大小、分布不同，船體與楔形邊墩之間的接觸壓力并非線性分布，呈現(xiàn)為雙峰曲線分布規(guī)律；峰值出現(xiàn)在楔形邊墩的水平和垂向支撐板交接處，符合結(jié)構(gòu)力學(xué)特性。

原始設(shè)計(jì)方案的結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力為336 MPa，已超出許用應(yīng)力308 MPa，不滿足強(qiáng)度要求。通過對(duì)支撐區(qū)域采取增設(shè)肋骨和球扁鋼的加強(qiáng)措施，有效地將高應(yīng)力區(qū)域由船體橫艙壁轉(zhuǎn)移至加強(qiáng)肋骨的腹板上，較大幅度地降低了應(yīng)力水平，最大應(yīng)力僅為181 MPa，應(yīng)力云圖見圖9。

2.4 支撐系統(tǒng)分析

采用局部模型計(jì)算典型支撐系統(tǒng)的最大承載能力。圖10為施加載荷100 t后的船臺(tái)中墩剪切應(yīng)力云圖。

基于船臺(tái)階段小車頂升后的支反力計(jì)算，將導(dǎo)流罩下的 350 t橫梁換為 600 t橫梁。將 600 t以點(diǎn)載荷的形式施加于橫梁中部，定義小車與橫梁接觸處為簡支約束。圖11為600 t橫梁應(yīng)力云圖。

圖9 船首底部應(yīng)力云圖Fig.9 Forebody bottom Von.Mises stress

圖10 船臺(tái)中墩剪切應(yīng)力云圖Fig.10 Slipway mid-docking block shear stress

圖11 600 t橫梁應(yīng)力云圖Fig.11 600 t beam Von.Mises stress

由圖11可知，600 t橫梁的高應(yīng)力區(qū)域?yàn)闄M梁距中2.5 m范圍內(nèi)、上下面板及轉(zhuǎn)角的結(jié)構(gòu)突變處，最大應(yīng)力對(duì)稱出現(xiàn)在橫梁距中1.8 m的折角區(qū)域；600 t橫梁的橫梁的最大應(yīng)力為197 MPa，小于許用應(yīng)力280 MPa，故600 t橫梁滿足強(qiáng)度要求。但值得注意的是，當(dāng)在淺水塢內(nèi)，小車撤掉、船體落墩后，橫梁兩側(cè)的支撐點(diǎn)間距由5 m增加至7.6 m，跨距增加致使橫梁中部的彎矩增加52%，計(jì)算得到的最大應(yīng)力為382 MPa。為了減小跨距，600 t橫梁中部與浮箱之間的空隙內(nèi)需增設(shè)墩木。

支撐系統(tǒng)的承載能力評(píng)估結(jié)果見表1。

由表1可知，支撐系統(tǒng)滿足結(jié)構(gòu)強(qiáng)度要求，并留有一定的安全裕度。

表1 支撐系統(tǒng)承載能力Tab.1 Capacity of support system

2.5 浮箱分析

浮箱的主要承載構(gòu)件為中縱桁，其跨距僅為2 m，腹板高度為0.6 m，屬于短深梁，以剪切強(qiáng)度為主。計(jì)算表明，在首部楔形邊墩和尾部2連墩處的支反力作用下，中縱桁腹板的應(yīng)力水平較高，部分單元的最大應(yīng)力已達(dá)到許用應(yīng)力的1.1倍。圖12為浮箱加強(qiáng)方案，通過采取在縱桁腹板下端增設(shè)T型材的方法，增加了剪切面積，從而達(dá)到剪切強(qiáng)度要求。

圖12 浮箱加強(qiáng)Fig.12 Pontoon strengthen

3 結(jié) 語

整船三維有限元分析方法不僅可以有效地模擬船體、浮箱和支撐系統(tǒng)之間的組合剛度和變形耦合效應(yīng)，準(zhǔn)確獲取支墩反力，而且計(jì)及了楔形邊墩的影響，突破了傳統(tǒng)計(jì)算方法的局限性。實(shí)踐證明，采用整船三維有限元分析方法評(píng)估大型艦船載船浮箱下水的結(jié)構(gòu)安全性切實(shí)可行，提高了下水過程的可靠性。