黃曉豐

（上海歐得利船舶工程有限公司 上海200023）

引 言

船用軟管吊機一般裝在各種油輪、化學品船、LPG （液化石油氣）船，LNG（液化天然氣）船等特殊船舶上，主要用于起吊軟管與油船或氣體船連接的吊裝設備，解決油船或氣體船裝卸貨物而設置的起重機械，也可用于起吊貨物、補給品等各類零星物品。

為減少貨艙內部特涂的工作量并便于日后清艙，成品油船的貨艙區(qū)甲板構件通常全部設在貨艙的外面［1］，而一般軟管吊機布置在貨艙主甲板集管區(qū)的中心。軟管吊通常具有圓柱形筒體。設計軟管吊底座時，如設計不當，經常會出現(xiàn)軟管吊圓柱形筒體與甲板縱骨、縱桁及強橫梁干涉的情況，若將筒體直接與甲板結構連接，就會出現(xiàn)如下頁圖1的情形，狹小的空間給施工帶來較大困難，封閉空間處需采用單面焊透，且此處應力較大，容易存在安全隱患。因此需要找到一種結構型式相對簡單又便于施工的設計方案，且能保證結構強度要求。

圖1 新樂16 500載重噸化學品船軟管吊基座示意圖

本文以本公司設計研發(fā)的一型23 500載重噸成品油船為例，介紹“天圓地方”接頭在軟管吊底座的應用。

1 軟管吊基座設計

1.1 貨艙主甲板結構布置特點

本船貨艙主甲板采用縱骨架式，貨艙主甲板縱骨上翻，邊艙縱骨下翻，甲板強橫梁與實肋板和邊艙橫向強框架位于同一平面內，在甲板與中縱槽形艙壁和橫向槽形艙壁接頭處設置兩道縱桁和強橫梁，使之與槽形艙壁面板對齊，如圖2所示。

1.2 軟管吊布置

本船船寬36 m，為了使軟管吊臂不至于過長，船上設置2個軟管吊，布置在貨艙甲板兩側，軟管吊底座落在橫艙壁的上方，如下頁圖3所示。

圖2 23 500載重噸油船主甲板結構布置示意圖

圖3 23 500載重噸油船主甲板布置示意圖

1.3 軟管吊基座設計

通常軟管吊吊機安裝在較高的位置，吊臂較長，吊機在吊運物品時，基座底部將受到較大的彎矩，因此在基座及船體局部結構設計過程中應關注此部分的結構強度。［2］因本船布置要求，軟管吊位于橫艙壁的上方，軟管圓柱形筒體直徑1.97 m，橫向槽形艙壁上方的兩道強橫梁間距為0.9 m，縱骨間距為0.75 m。如果直接把圓柱形筒體落在主甲板上與甲板結構進行對接，將出現(xiàn)如圖4所示情形，致使施工困難。

圖4 筒體與甲板結構干涉示意圖

在實際工程中，多用途船一般把重型克令吊設置在船舷，而船舷空間有限，最下方筒體通常做成矩形筒體，在吊機的頂端做成“天圓地方”的過渡。基于這個思路，本船嘗試在軟管吊的底座做成“天圓地方”的接頭與主甲板的方形結構對接，解決施工困難的問題。

本船軟管吊筒體直徑1.97 m，縱骨間距為0.75 m，可考慮在甲板設置一個2.25 m×2.25 m或3 m×3 m的正方形底座，底座周圍較弱的結構改為強結構或增設大肘板以保證基座底部有足夠的抗彎能力，如下頁圖5所示。

在此基礎上設計兩個方案，“天圓地方”的接頭上方為直徑1.97 m的圓，下方為邊長2.25 m×2.25 m或3 m×3 m的方形，接頭高度取1.7 m，如下頁圖6所示。

圖5 方形底座示意圖

圖6 “天圓地方”的接頭示意圖

2 軟管吊基座強度校核

2.1 有限元模型

本文采用通用有限元軟件PATRAN建立上述兩個設計方案的有限元模型，坐標系與船體坐標系（X軸為船長方向，向首為正；Y軸為船寬方向，向左舷為正；Z軸向上為正）保持一致。模型范圍參考中國船級社《鋼質海船入級規(guī)范》第2篇第3章第7節(jié)3.7.2.6要求［3］。本船模型的范圍為長度取基座的前后兩個強框，橫向為從中縱艙壁到內殼艙壁，高度取主甲板以上3.85 m與吊機筒體對接處（船廠提供部分）和甲板下1/4型深的艙壁［3］。為計算更加精確，模型全部采用板單元，網格大小約為100×100。此模型中創(chuàng)建了一個MPC單元，類型為RBE2，便于施加外載荷。兩個方案的有限元模型如圖7所示。

圖7 軟管吊基座有限元模型及邊界條件

2.2 邊界條件

模型四周節(jié)點為艙壁和強橫梁處，節(jié)點采用剛性約束，參見上頁圖7。

2.3 許用應力衡準

根據CCS規(guī)范要求，各種工況下，起重設備支撐結構和基座板元的等效應力σe和剪切應力τ應不超過下列許用值［3］：

式中：ReH為材料屈服應力，N/mm2。

注：因規(guī)范未給出板元的許用剪切應力，故此處參考基于交叉梁系的許用剪切應力。

2.4 載荷和工況

軟管吊主要是裝卸油料而設置的起重設備。根據規(guī)范要求，對限于港內使用的起重設備，工況校核的載荷應包括起重設備自重及 130% 安全工作負荷［3］。

校核的載荷通常由廠商資料給出。該軟管吊最大垂向力為563 kN，最大傾覆力矩為7 926 kN·m，最大回轉力矩為775 kN·m，載荷施加在MPC單元上。對于傾覆力矩，其可能作用在水平面內的任意方向，且軟管吊及其加強結構關于其中心軸的X向和Y向基本對稱。考慮到內側結構稍弱以及模擬該吊的真實作業(yè)情況，我們選取第4象限的5個方向，以及X軸正向和Y軸負向作為傾覆力矩的工作方向為代表來計算校核，即X軸正向、-15°、-30°、-45°、-60°、-75°方向以及 Y 軸負向（如圖8所示），工況取值見表1。

2.5 屈服計算結果

圖8 軟管吊受力示意圖

表1 各個工況載荷取值

通過計算分析發(fā)現(xiàn)，在各個工況中，方案1傾覆力矩的工作方向與船長方向成90°（即工況7），方案2傾覆力矩的工作方向與船長方向成45°（即工況4）時，軟管吊基座所承受的載荷最大，此時結構的等效應力和剪切應力最大。方案1、方案2計算結果的單元應力云圖見下頁圖9 -圖12，計算結果應力值見下頁表2。

綜合表2結果，兩個方案出現(xiàn)的最大應力區(qū)域都出現(xiàn)在“天圓地方”接頭與軟管吊筒體的接頭處，且方案2在此處的計算結果超出規(guī)范許用應力要求；底座結構中，由于方案1的2.25 m×2.25 m方形底座比方案2的3 m×3 m的方形底座小，而兩者承受的外力一致，因此剖面模數較小的方案1在底座結構中的應力相比方案2大，但仍可以滿足CCS的屈服強度衡準。

圖9 方案1 工況7 單元等效應力云圖

圖10 方案1 工況7 單元剪切應力云圖

圖11 方案2 工況4 單元等效應力云圖

圖12 方案2 工況4 單元剪切應力云圖

表2 兩個方案在最嚴重工況下計算結果最大應力值匯總N/mm2

2.6 屈曲校核

按照CCS規(guī)范要求，起重設備支撐結構和基座還需校核支撐結構抗屈曲失效的能力。在有限元計算中，可以通過Nastran中特有的特征抽取算法判斷出模型的臨界失穩(wěn)點，給出屈曲因子。屈曲載荷=屈曲因子×實際載荷，當屈曲因子＞1時，說明在實際極限載荷的作用下不發(fā)生屈曲，滿足屈曲強度要求［4］。本文最終選擇設計方案1，接下來對方案1進行屈曲校核。下頁圖13 -圖14為方案1在工況7下一階、二階屈曲立體位移云圖和屈曲平面應力云圖。其中，一階屈曲模態(tài)（屈曲因子Factor 1=4.996 1）；二階屈曲模態(tài)（屈曲因子Factor 2=5.647 2）。

圖13 方案1 工況7 一階屈曲立體位移云圖和屈曲平面應力云圖

圖14 方案1 工況7 二階屈曲立體位移云圖和屈曲平面應力云圖

從計算結果表明，設計方案1基座能夠滿足CCS規(guī)范的屈曲強度要求。綜合屈服屈曲校核結果，設計方案選用方案1更優(yōu)。

3 “天圓地方”接頭設計分析的相關討論

3.1 “天圓地方”接頭角度的影響

如前所述，方案2在“天圓地方”接頭與軟管吊筒體接頭處的應力水平之所以比方案1差，初步判斷是因方案2的接頭處過渡角度較大。方案1的接頭處過渡角度較為平緩，故可減小應力集中的發(fā)生。以下針對“天圓地方”接頭與軟管吊筒體的接頭處過渡角度對應力集中的影響進行研究。鑒于方案1的方形底座邊長與筒體直徑相差較小，調整高度對天圓地方”接頭與軟管吊筒體的接頭處的角度影響不大，因此用方案2的模型進行分析對比。

方案2在接頭處的角度為163°，通過調整“天圓地方”接頭的高度來調整接頭處的角度。修改模型，使角度分別為 165°、167.5°、170°、172.5°和175°，然后計算接頭處的應力水平。計算結果見表3，模型如下頁圖15所示。

表3 方案2 不同角度在最嚴重工況下計算結果最大應力值匯總N/mm2

由表3結果表明：隨著“天圓地方”接頭處角度漸趨平緩（即接頭高度越來越高），接頭處的應力水平逐漸減小，而且非常明顯。

圖15 接頭處角度分別為165°、167.5°、170°、172.5°、175° 的模型

3.2 “天圓地方”接頭有限元模型中圓柱形筒體高度的影響

如前所述的“天圓地方”接頭有限元模型中，最上方圓柱形筒體都取0.65 m。本文采用RBE2的MPC單元來施加外載荷，包括傾覆力矩。這樣的加載方法與圓柱形筒體的高度無關，而且整個軟管吊筒體上的傾覆力矩將保持一致。但由于最終的應力結果顯示高應力區(qū)域出現(xiàn)在圓柱形筒體與方形底座的接頭過渡區(qū)，因此以下將考察圓柱形筒體的高度（即MPC的高度）對基座的計算結果是否有影響。其中，“天圓地方”接頭高度保持不變。

以下通過修改方案1模型最上方圓柱形筒體的高度進行計算分析，圓柱形筒體高度分別取1 m、1.5 m、2 m、2.5 m、3 m，其計算結果應力值見表4，模型如圖16所示。

表4 方案1 不同圓形筒體高度在最嚴重工況下計算結果最大應力值匯總N/mm2

圖16 最上方圓形筒體高度接頭處角度分別為1 m，1.5 m，2 m，2.5 m，3 m 的模型

表4結果表明，只要“天圓地方”接頭高度保持不變，有限元模型中軟管吊最上方圓柱形筒體的高度對接頭處的應力基本沒有影響，但為避開接頭處的高應力區(qū)域，建議MPC的高度離接頭處稍微遠些，除非實際情況中，軟管吊吊機離“天圓地方”接頭處就很近。

3.3 “天圓地方”接頭處的應力改善措施研究

如前所述，增大“天圓地方”接頭處的角度（即增大接頭高度）可以改善接頭處的應力。但如因布置原因或吊機高度限制等，無法通過調整“天圓地方”接頭的高度來改變接頭處的應力水平，可考慮增加接頭處板厚或在接頭處增設圈筋或肘板。

在接頭處增加板厚需要在“天圓地方”接頭增設板縫，增加了加工難度，故不作推薦。本文以方案2作為研究對象，采用上述后兩種方法對接頭處進行結構補強并計算校核。計算結果的單元應力云圖見圖17 -圖18，計算結果應力值見表5。

圖18 方案2 工況4 增設肘板后“天圓地方”接頭處單元等效應力及剪切應力云圖

表5 方案2 在工況4下不同補強方法的計算結果最大應力值匯總N/mm2

表5結果表明，兩種方法對減小“天圓地方”接頭的高度來調整接頭處的應力都有所幫助，能有效降低接頭處的應力水平。

但考慮到“天圓地方”接頭由平面和曲面組成，當采用增設肘板的補強方法時，肘板形狀不規(guī)則，腹板高度較小，需要較大的板厚才能保證強度要求，且需要考慮與“天圓地方”接頭板縫錯開，存在一定的局限性。因此，補強方法建議在接頭處增設圈筋。

3.4 “天圓地方”接頭板縫劃分

“天圓地方”接頭由4個平面和4個曲面組成，在設計過程需預先考慮好工藝問題。如果在平面與曲面接頭處設置焊縫，將造成下口矩形尖點處多條焊縫匯集。此時便需要開角隅孔以避免多條焊縫相交于一點，并采用復板封堵，但這樣處理卻容易造成此處應力過大，存在安全隱患。

目前業(yè)界一般采用下頁圖19所示兩種板縫劃分方法。4條板縫設置在平面或曲面的中間，平面與曲面過渡采用折邊壓制的方法。下口矩形尖點處避開焊縫相交，無需開角隅孔，焊縫布置也合理，而且大大減小了筒體焊接工作量［5-7］。

圖19 “天圓地方”的接頭焊縫劃分的2種推薦方案

4 結 語

本文通過設計 “天圓地方”接頭，解決了軟管吊圓柱形筒體與主甲板結構直接連接可能帶來的施工和強度問題。通過不同方案的有限元計算對比，分析了方形底座大小以及“天圓地方”接頭高度等因素對接頭強度和基座強度的影響，得出如下結論：

（1）對于承受相同外載荷的“天圓地方”接頭（構件尺寸相同）設計而言，方形底座較小的方案因方形截面剖面模數減小，將導致方形底座區(qū)域應力增大；但“天圓地方”接頭的高應力區(qū)域出現(xiàn)在接頭附近。

（2）“天圓地方”接頭與軟管吊筒體的接頭處的角度對接頭處的應力影響較大。在方形底座尺寸確定后，接頭處角度越平緩（越大），接頭處的結構應力就越小，但相應的接頭高度將越高。

（3）當“天圓地方”接頭高度受限時，可通過在接頭處增設圈筋或者增設肘板來降低接頭處的應力水平。相較而言，增設圈筋改善應力措施更為適宜。

相關的設計分析結論和建議對解決“天圓地方”接頭的實際工程設計問題具有一定的參考價值和借鑒意義。

但本文開展的軟管吊基座強度評估中，只考察了局部強度，并未考察甲板構件的總縱強度，主要原因是認為軟管吊的工作場景多為在港工況，此時甲板構件的總縱應力相比航行工況時小。然而，更合理的強度校核應采用直接法在較大范圍的有限元模型中考慮船體梁總縱應力和軟管吊基座局部應力的耦合。在實船設計時，通常會適當增厚軟管吊基座附近的甲板板厚，基座附近甲板縱骨斷開處設置端部肘板，并且對趾端作軟趾處理，避免因應力集中產生疲勞問題。