王 琦，張 旭，趙珍強(qiáng)，郭 奎

(1. 海軍研究院，北京 100161；2. 中國(guó)艦船研究設(shè)計(jì)中心，湖北 武漢 430064)

0 引 言

某直升機(jī)起降平臺(tái)用于臨時(shí)快速加裝到集裝箱船甲板上，可供直升機(jī)起降并兼做垂直補(bǔ)給平臺(tái)。為便于存放、運(yùn)輸和快速加裝，該起降平臺(tái)設(shè)計(jì)為板塊拼裝結(jié)構(gòu)，由一定數(shù)量的標(biāo)準(zhǔn)板塊拼裝而成，板塊自身采用縱骨架式結(jié)構(gòu)，由平臺(tái)面板、框架（強(qiáng)橫梁、縱桁、縱骨）和角件焊接組成整體，板塊通過(guò)角件與甲板上的底座相固定，板塊相互之間通過(guò)船用連接件進(jìn)行非焊接固定。該起降平臺(tái)的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與傳統(tǒng)的整體骨架式起降平臺(tái)存在較大區(qū)別，本文針對(duì)該起降平臺(tái)的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析評(píng)估問(wèn)題進(jìn)行論述，可為類似鋼結(jié)構(gòu)的研究設(shè)計(jì)提供參考。

國(guó)內(nèi)外關(guān)于海上直升機(jī)平臺(tái)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度設(shè)計(jì)的參考規(guī)范較多，常用的有英國(guó)民用航空局CAP437、美國(guó)船級(jí)社（ABS）《海上移動(dòng)式鉆井平臺(tái)建造與入級(jí)規(guī)范》（MODU）、挪威船級(jí)社（DNV）《海洋標(biāo)準(zhǔn)DNV-OS-E401直升機(jī)甲板》、中國(guó)船級(jí)社（CCS）《鋼制海船入級(jí)規(guī)范》、《海上移動(dòng)平臺(tái)入級(jí)規(guī)范》，以及GJB534B《艦船直升機(jī)艦面系統(tǒng)通用要求》等，其中新版的《鋼制海船入級(jí)規(guī)范》、《海上移動(dòng)平臺(tái)入級(jí)規(guī)范》中直升機(jī)平臺(tái)設(shè)計(jì)要求和計(jì)算方法基本一致。在國(guó)內(nèi)，詹蓉等[1-4]對(duì)上述規(guī)范進(jìn)行了比較分析并利用實(shí)例計(jì)算進(jìn)行對(duì)比，研究表明各家船級(jí)社規(guī)范中結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)公式理論原理基本一致，都提供了明確的載荷、載況和應(yīng)力衡準(zhǔn)，計(jì)算結(jié)果通常作為有限元建模的初始輸入，均能夠滿足平臺(tái)設(shè)計(jì)基本要求。然而由于理念和側(cè)重點(diǎn)的不同，導(dǎo)致各規(guī)范的經(jīng)驗(yàn)公式及其計(jì)算結(jié)果存在一定差異，其中CAP437的工況載荷要求最為嚴(yán)格，但因設(shè)計(jì)強(qiáng)度余量較大而不利于簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)和減輕重量，ABS和CCS規(guī)范的設(shè)計(jì)工況和載荷及衡準(zhǔn)相近。相比其他規(guī)范利用有限元法分析，GJB534B對(duì)結(jié)構(gòu)件的校核采用經(jīng)典力學(xué)計(jì)算方法，外載荷簡(jiǎn)化為集中力，使用限制較多。

近年來(lái)入級(jí)中國(guó)船級(jí)社的海船和海工直升機(jī)平臺(tái)采用CCS規(guī)范的較多，劉文斌等[5-9]使用CCS規(guī)范進(jìn)行了工程實(shí)例分析計(jì)算，但針對(duì)的都是整體骨架式起降平臺(tái)。本文研究的起降平臺(tái)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與前述整體骨架式起降平臺(tái)存在較大不同。由于該起降平臺(tái)加裝對(duì)象主要為中國(guó)籍集裝箱船，入級(jí)中國(guó)船級(jí)社，且平臺(tái)平鋪在甲板（艙蓋）上，可視作主船體甲板連續(xù)平臺(tái)，因此以CCS《鋼制海船入級(jí)規(guī)范》（以下簡(jiǎn)稱CCS鋼船規(guī)范）為主要設(shè)計(jì)分析參考依據(jù)，并結(jié)合個(gè)別工況的塑性分析進(jìn)行強(qiáng)度評(píng)估。

1 平臺(tái)板塊強(qiáng)度分析

1.1 材料主要參數(shù)

起降平臺(tái)材料選用DH36船用鋼，屈服應(yīng)力σS取355 N/mm2，彈性模量E取2.1×105MPa，泊松比μ取0.3，密度ρ取7 850 kg/m3。

1.2 應(yīng)力衡準(zhǔn)

根據(jù)CCS鋼船規(guī)范，各工況下直升機(jī)起降平臺(tái)板塊的板、骨架、主要支撐構(gòu)件的許用應(yīng)力如表1所示。

表1 各工況許用應(yīng)力Tab. 1 Allowable stress of each working condition

1.3 有限元計(jì)算模型

利用Ansys軟件，在三維笛卡爾坐標(biāo)系中建立板塊的三維有限元計(jì)算模型，船長(zhǎng)方向?yàn)閄軸，正方向由船尾指向船首；船寬方向?yàn)閅軸，正方向由右舷指向左舷；型深方向?yàn)閆軸，正方向由基線指向甲板。考慮兩輪印均落于同一板塊的極限情況，將直升機(jī)落點(diǎn)分布至板塊各典型區(qū)域進(jìn)行計(jì)算。計(jì)算中將平臺(tái)板塊縱桁，強(qiáng)橫梁等主要構(gòu)件的腹板，以及板塊表面板用殼單元（Shell）離散；將平臺(tái)板塊縱桁、強(qiáng)橫梁等主要構(gòu)件的面板用梁?jiǎn)卧˙eam）離散。模型中位移單位為m，應(yīng)力單位為Pa，平臺(tái)板塊三維有限元計(jì)算模型如圖1所示。

圖1 平臺(tái)板塊有限元模型Fig. 1 Finite element model of helideck plate

1.4 邊界條件

設(shè)定板塊與艙蓋連接處各節(jié)點(diǎn)為簡(jiǎn)支固定邊界條件，如圖2所示。

圖2 平臺(tái)板塊模型邊界條件Fig. 2 Boundary conditions of finite element model

1.5 載荷條件

1）板塊均布載荷工況

整個(gè)直升機(jī)甲板區(qū)域上覆蓋2 kN/m2的均布載荷。

2）直升機(jī)著陸沖擊工況

著陸沖擊工況為下列載荷的聯(lián)合作用：

①垂直沖擊載荷。直升機(jī)正常降落時(shí)的垂直沖擊載荷，按照直升機(jī)甲板下無(wú)人活動(dòng)的情況取公式為：

式中：PH為垂直沖擊載荷；P為最大起飛重量。

本船所保障的機(jī)型最大起飛重量P為13 t，輪印尺寸為S。垂直沖擊載荷PH在兩后輪印上均布，即每個(gè)輪印載荷

模型中根據(jù)有限元網(wǎng)格尺寸，取不小于輪印尺寸的范圍施加上述均布載荷。

②板塊結(jié)構(gòu)自重。

③雪、冰或其他環(huán)境載荷，按0.5 kN/m2的均布載荷計(jì)算。

3）直升機(jī)系留工況

系留工況為下列載荷的聯(lián)合作用：

①承受最大起飛重量的機(jī)輪載荷，其機(jī)輪承載面積可按直升機(jī)著陸沖擊工況中的假定；

②板塊結(jié)構(gòu)自重；

③雪、冰或其他環(huán)境載荷，按0.5 kN/m2的均布載荷計(jì)算；

④直升機(jī)和平臺(tái)結(jié)構(gòu)由于船舶運(yùn)動(dòng)而產(chǎn)生的慣性力，水平慣性力和垂直慣性力分別取直升機(jī)和板塊結(jié)構(gòu)自重的0.5倍。

2 計(jì)算結(jié)果分析

在直升機(jī)著陸沖擊工況和系留工況中，對(duì)圖3所標(biāo)示的P1A，P1B，P1C等3種典型輪印位置加以分析，得到受力分析數(shù)據(jù)。板塊各工況下變形及應(yīng)力情況如表2所示。

圖3 著陸沖擊及系留工況輪印位置分布Fig. 3 Location distribution of wheel prints under landing impact and tethering conditions

表2 板塊變形及應(yīng)力匯總Tab. 2 Summary of plate deformation and stress

表2所示各工況下板塊的合成應(yīng)力、剪切應(yīng)力、梁?jiǎn)卧獜澢鷳?yīng)力狀態(tài)與表1進(jìn)行比對(duì)，均滿足規(guī)范要求。此外，從樣本的多樣性、典型性考慮出發(fā)，在表2中選取均布載荷、著陸沖擊工況的輪印位置P1A、系留工況的輪印位置P1B進(jìn)行附圖分析。

2.1 均布載荷工況

板塊均布載荷工況的位移云圖及應(yīng)力云圖如圖4所 示。

圖4 均布載荷工況板塊的位移及應(yīng)力云圖Fig. 4 Displacement and stress nephogram of plate under uniform load condition

板塊均布載荷工況時(shí)，最大形變量為3.846 mm，最大合成應(yīng)力為134 MPa，小于板許用應(yīng)力所要求的213 MPa；最大剪切應(yīng)力為50.3 MPa，小于許用剪切應(yīng)力123 MPa；梁最大正應(yīng)力為99.4 MPa，小于骨架許用應(yīng)力213 MPa，因此板塊設(shè)計(jì)強(qiáng)度滿足使用要求。

2.2 著陸沖擊工況

板塊著陸沖擊工況下，輪印位置P1A的位移云圖及應(yīng)力云圖如圖5所示。

圖5 著陸沖擊工況板塊輪印位置P1A的位移云及應(yīng)力云圖Fig. 5 Displacement and stress nephogram of footprint P1A under landing impact conditon

板塊著陸沖擊工況時(shí)，輪印位置P1A所造成的最大形變量為4.94 mm，最大合成應(yīng)力為213 MPa，小于板許用應(yīng)力所要求的355 MPa；最大剪切應(yīng)力為69.4 MPa，小于許用剪切應(yīng)力184.5 MPa；梁最大正應(yīng)力為74.8 MPa，小于骨架許用應(yīng)力355 MPa。板塊設(shè)計(jì)強(qiáng)度滿足使用要求。

2.3 系留工況

板塊系留工況下，輪印位置P1B的位移云圖及應(yīng)力云圖如圖6所示。

圖6 板塊系留工況，輪印位置P1B的位移云圖及應(yīng)力云圖Fig. 6 Displacement and stress nephogram of footprint P1A under landing impact conditon

板塊系留工況時(shí)，輪印位置P1B所造成的最大形變量為4.678 mm，最大合成應(yīng)力為265 MPa，小于板許用應(yīng)力所要求的355 MPa；最大剪切應(yīng)力為74.8 MPa，小于許用剪切應(yīng)力184.5 MPa；梁最大正應(yīng)力為81.6 MPa，小于骨架許用應(yīng)力319.5 MPa。板塊設(shè)計(jì)強(qiáng)度滿足使用要求。

3 垂直補(bǔ)給強(qiáng)度校核

起降平臺(tái)兼做垂直補(bǔ)給平臺(tái)，包括平臺(tái)上補(bǔ)給物資堆放、補(bǔ)給物資從空中掉落2種工況，補(bǔ)給物資堆放近似為均布載荷工況其分析如前述，物資掉落工況要求平臺(tái)應(yīng)能承受貨物托盤從1.80 m高度上自由下落時(shí)的沖擊力，補(bǔ)給貨物托盤總重量為2 t，由2個(gè)托盤承受，每個(gè)托盤的尺寸為0.9 m×1.3 m。校核中采用通用軟件Abaqus對(duì)補(bǔ)給過(guò)程中直升機(jī)平臺(tái)結(jié)構(gòu)的沖擊強(qiáng)度進(jìn)行計(jì)算。

3.1 強(qiáng)度衡準(zhǔn)

針對(duì)物資掉落工況，采用前述CCS規(guī)范中的許用應(yīng)力法設(shè)計(jì)導(dǎo)致平臺(tái)重量偏大，而為便于運(yùn)輸和船上快速加裝，輕量化是拼裝式起降平臺(tái)設(shè)計(jì)的主要目標(biāo)之一。根據(jù)Abraham J等[10-15]的研究成果，在允許小量變形的情況下，采用塑性分析法可更好地利用鋼材的承載強(qiáng)度實(shí)現(xiàn)船舶鋼結(jié)構(gòu)輕量化。由于物資托盤從空中掉落屬于意外情況，出現(xiàn)概率小，且沖擊載荷作用時(shí)間很短，局部結(jié)構(gòu)較小變形造成的影響屬于可接受范圍，符合塑性分析的適用條件[16]，因此采用塑性分析法，評(píng)估前述平臺(tái)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)在托盤掉落沖擊下產(chǎn)生的塑性變形量是否可接受。平臺(tái)沖擊強(qiáng)度分析中，材料采用理想彈塑性模型，根據(jù)CCS《材料與焊接規(guī)范》，DH36船用鋼斷裂伸長(zhǎng)率不小于21%。

3.2 有限元計(jì)算模型

板塊三維有限元計(jì)算模型建立方法與前述相同，計(jì)算模型選取平臺(tái)典型區(qū)域，板塊間通過(guò)定義綁定約束連接，板塊模型如圖7所示。補(bǔ)給托盤采用1.8 m×1.3 m尺寸的平板模擬，材料為鋼材，通過(guò)設(shè)置質(zhì)量點(diǎn)使其總重量為2 t。托盤模型如圖8所示。

圖7 起降平臺(tái)板塊有限元模型Fig. 7 Finite element model of helideck plate

圖8 托盤有限元模型Fig. 8 Finite element model of pallet

3.3 邊界條件

設(shè)定起降平臺(tái)板塊與艙蓋底座連接處各節(jié)點(diǎn)為簡(jiǎn)支固定邊界條件，如圖9所示。托盤與平臺(tái)之間定義接觸對(duì)，接觸屬性設(shè)置為罰函數(shù)法。

圖9 起降平臺(tái)板塊模型邊界條件Fig. 9 Boundary conditions of finite element model

3.4 載荷條件

1.8 m高度自由下落至平臺(tái)的初速度為5.94 m/s，采用Abaqus顯示動(dòng)力學(xué)分析步，從托盤距離平臺(tái)0.1 m位置并給定其初始速度開(kāi)始計(jì)算，總分析時(shí)間設(shè)置為0.1 s。

計(jì)算中選取2種典型偏危險(xiǎn)工況分別校核。

工況1：托盤沖擊在板塊跨中位置，如圖10（a）所示。

工況2：托盤沖擊在2個(gè)板塊交界位置如圖10（b）所示。

圖10 垂直補(bǔ)給沖擊工況Fig. 10 Vertical supply shock condition

3.5 計(jì)算結(jié)果

各工況下板塊變形、塑性應(yīng)變?nèi)绫?所示。

表3 板塊變形及塑性應(yīng)變匯總Tab. 3 Summary of plate deformation and plastic stress

由表3可知，本計(jì)算書所校核的各工況，起降平臺(tái)板塊在托盤沖擊瞬時(shí)最大變形約為40.9 mm，最大塑性應(yīng)變?yōu)?.4%，其塑性應(yīng)變最大位置出現(xiàn)在起降平臺(tái)板塊下方支撐桁材端部。根據(jù)DH36鋼材斷裂伸長(zhǎng)率不小于21%，平臺(tái)最大塑性應(yīng)變計(jì)算值遠(yuǎn)小于材料斷裂伸長(zhǎng)率，認(rèn)為托盤沖擊載荷下平臺(tái)僅出現(xiàn)較小的塑性變形，并未出現(xiàn)結(jié)構(gòu)破壞。

基于托盤沖擊載荷下板塊結(jié)構(gòu)的動(dòng)力學(xué)分析結(jié)果，起降平臺(tái)可承受垂直補(bǔ)給貨物與托盤從1.80 m高度上自由下落時(shí)的沖擊力。

3.6 計(jì)算結(jié)果附圖分析

由表3可以看出，起降平臺(tái)板塊受垂直補(bǔ)給貨物托盤沖擊時(shí)出現(xiàn)最大變形和最大屬性應(yīng)變均出現(xiàn)在工況1狀態(tài)，如圖11～圖14所示。

圖11 托盤沖擊瞬時(shí)板塊變形云圖Fig. 11 Displacement nephogram of plate under temorary impact

圖12 沖擊瞬時(shí)板塊受沖擊部位變形時(shí)間曲線Fig. 12 Deformation time curve of the impacted part of the plate at the moment of impact

圖13 板塊最大塑性應(yīng)變?cè)茍DFig. 13 Maximum plastic strain nephogram of plate

4 結(jié) 語(yǔ)

通過(guò)分析評(píng)估拼裝式直升機(jī)平臺(tái)在均布載荷、直升機(jī)著陸沖擊、系留和垂直補(bǔ)給狀態(tài)等4種工況下的受力，驗(yàn)證了平臺(tái)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度設(shè)計(jì)符合使用要求，并得出以下結(jié)論：

1）以CCS鋼船規(guī)范中的許用應(yīng)力法結(jié)合個(gè)別極端工況下的極限載荷分析可滿足特殊結(jié)構(gòu)起降平臺(tái)在各種工況下強(qiáng)度分析計(jì)算需求。

2）相比單純的許用應(yīng)力法，若允許發(fā)生較小的塑性變形可大大降低結(jié)構(gòu)重量和成本，適合于外部載荷作用時(shí)間短、出現(xiàn)概率小、可接受局部結(jié)構(gòu)較小變形且輕量化要求高的情況。

3）平臺(tái)板塊的最大梁?jiǎn)卧獜澢鷳?yīng)力、剪切應(yīng)力出現(xiàn)在均布載荷工況下，而非著陸沖擊和系留工況，近似對(duì)應(yīng)的是垂直補(bǔ)給時(shí)大量物資在平臺(tái)上堆積的工況。由于垂直補(bǔ)給時(shí)待補(bǔ)物資往往堆放在起降平臺(tái)非著陸區(qū)，因此非著陸區(qū)板塊的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度設(shè)計(jì)相比著陸區(qū)不宜降低。另一方面在進(jìn)行垂直補(bǔ)給時(shí)要防止同時(shí)堆積在平臺(tái)上的物資總重量過(guò)大。

圖14 托盤沖擊瞬時(shí)板塊相當(dāng)應(yīng)力云圖Fig. 14 Equivalent stress nephogram of plate at the moment of impact