于興鵬，管義鋒，趙鐵軍，馬春清

(1.江蘇科技大學(xué) 船舶與海洋工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003；2.江蘇現(xiàn)代造船技術(shù)有限公司，江蘇 鎮(zhèn)江 212003；3.廣州文沖船舶修造有限公司，廣東 廣州 511462)

0 引言

由于鋁合金材料的焊后屈服強(qiáng)度相對(duì)鋼材較低，且鋁的密度是2.7 t/m3，若船體采用鋁合金為建造材料，相比鋼制船有很多的優(yōu)點(diǎn)，如結(jié)構(gòu)重量輕、耐海水腐蝕能力，且在相等航速下所需要的推進(jìn)功率比鋼船要低[1–2]。雙體船不同于單體船，雙體船利用連接橋連接的獨(dú)特雙片體結(jié)構(gòu)，使其有了較大寬度的甲板，因此不能像分析單體船那樣分析雙體船了[3]。由于雙體船其寬度大長(zhǎng)度小的特點(diǎn)，在遭遇到橫浪和斜浪時(shí)，它的總縱強(qiáng)度影響不大，但是會(huì)受到橫向彎曲和扭轉(zhuǎn)，這是雙體船結(jié)構(gòu)強(qiáng)度研究的重點(diǎn)，目前常采用有限元的分析方法來(lái)研究雙體船的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度[4]。

1 模型概述

1.1 船體結(jié)構(gòu)分析及屬性

船體的結(jié)構(gòu)模型可以通過(guò)有限元分析軟件MSC.Patran 進(jìn)行船體建模并設(shè)置相關(guān)屬性，然后運(yùn)用Nastran 得到船體的應(yīng)力分布和變形規(guī)律變化圖[5]。

在進(jìn)行有限元分析之前要先建立全船的有限元結(jié)構(gòu)模型，由于連接橋是其承受應(yīng)力的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)，本文結(jié)構(gòu)調(diào)整主要對(duì)連接橋的結(jié)構(gòu)進(jìn)行研究分析[6]。采用國(guó)際單位制，即長(zhǎng)度為mm，力為N，質(zhì)量為t，密度為t/mm3，應(yīng)力為MPa[7]。

1.2 全船有限元模型建立

以某高速風(fēng)電運(yùn)維船為研究對(duì)象，其主尺度參數(shù)為總長(zhǎng)19.88 m，型寬8 m，水線長(zhǎng)19.38 m，片體寬2.60 m，型深3.20 m，設(shè)計(jì)吃水1.20 m，肋距#?1～#39 均為0.50 m，航速25 kn，續(xù)航力150 nmile，航區(qū)為沿海航區(qū)。建立全船的有限元模型，對(duì)船體的總橫強(qiáng)度、總扭轉(zhuǎn)強(qiáng)度進(jìn)行分析研究，特別是對(duì)雙體船連接橋的強(qiáng)度進(jìn)行調(diào)整分析[8]。

模型取全船范圍內(nèi)船體結(jié)構(gòu)構(gòu)件，全船構(gòu)件尺寸均為設(shè)計(jì)尺寸。本文根據(jù)文獻(xiàn)資料建立了2 種結(jié)構(gòu)骨架型式，即縱骨架式結(jié)構(gòu)和全橫骨架式結(jié)構(gòu)。其中縱骨架式結(jié)構(gòu)模型節(jié)點(diǎn)總數(shù)為27 352，單元總數(shù)38 698，有限元模型圖如圖1 所示。全橫骨架式結(jié)構(gòu)模型節(jié)點(diǎn)總數(shù)27 450，單元總數(shù)38 061，有限元模型圖如圖2 所示。材料為耐蝕高強(qiáng)度鋁合金，模型結(jié)構(gòu)質(zhì)量見(jiàn)表1。

圖1 縱骨架式全船有限元模型Fig.1 Longitudinal frame type whole ship finite element model

圖2 全橫骨架式有限元模型Fig.2 Full transverse skeleton type finite element model of the whole ship

表1 模型結(jié)構(gòu)質(zhì)量Tab.1 Model structure quality

1.3 載荷計(jì)算及載荷施加

1.3.1 總橫彎矩計(jì)算及施加

雙體船在橫浪作用下受到總橫彎矩，其計(jì)算公式如下：

式中：MBX為總橫彎矩，把數(shù)據(jù)代入得到MBX=418.36 kN·m 。

總橫彎矩MBX由橫向?qū)﹂_(kāi)力Fy等效模擬，F(xiàn)y計(jì)算公式如下：

計(jì)算時(shí)，將Fy按圖3 所示作用于模型0.5d片體左右強(qiáng)橫框架處。

圖3 橫向?qū)﹂_(kāi)力 Fy示意圖Fig.3 Schematic diagram of lateral opening force

計(jì)算得橫向?qū)﹂_(kāi)力Fy=191.91 kN。

1.3.2 垂向剪力的計(jì)算及施加

雙體船在海上高速航行時(shí)，會(huì)引起總橫彎矩和垂向剪力，其計(jì)算公式如下：

式中：C2為航區(qū)系數(shù)，沿海航區(qū)C2=0.182。計(jì)算得垂向剪力Qt=104.45 kN。

1.3.3 扭矩的計(jì)算及施加

雙體船在斜浪中航行時(shí)，受到橫向Y軸的扭矩，其計(jì)算如下：

其中：C3為系數(shù)，C3=0.075。

計(jì)算得Mty=834.14 kN·m 。

對(duì)縱向X軸（即船長(zhǎng)方向）的扭矩計(jì)算公式如下：

計(jì)算得Mtx=464.85 kN·m。

2 工況組合及邊界條件分析

2.1 工況組合及載荷施加計(jì)算

雙體船結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析中，還要充分考慮彎扭組合情況，按CCS 規(guī)范要求，本船結(jié)構(gòu)分析中計(jì)算的載荷組合工況如表2 所示。

表2 雙體船計(jì)算工況Tab.2 Calculation conditions of catamaran

2.2 邊界條件分析

根據(jù)參照《小水線面雙體船指南》確定邊界條件，可以在雙體船的船首和船尾連接橋結(jié)構(gòu)上選取3 個(gè)點(diǎn)約束邊界條件。各工況的邊界條件的約束情況如表3～表5 和圖4～圖6 所示。表中，Cons 表示固定，--表示自由，下同；C′點(diǎn)為C的替代點(diǎn)。

表3 邊界條件1 支點(diǎn)約束情況Tab.3 Boundary condition 1 fulcrum constraint

表4 邊界條件2 支點(diǎn)約束情況Tab.4 Boundary conditions 2 fulcrum constraints

表5 邊界條件3 支點(diǎn)約束情況Tab.5 Boundary conditions and 3 fulcrum constraints

圖4 邊界條件1 支點(diǎn)約束示意圖Fig.4 Schematic diagram of boundary condition 1 fulcrum constraint

圖5 邊界條件2 支點(diǎn)約束示意圖Fig.5 Schematic diagram of boundary condition 2 fulcrum constraint

圖6 邊界條件3 支點(diǎn)約束示意圖Fig.6 Schematic diagram of boundary condition 3 pivot constraint

1）工況1 和工況2 邊界條件如表3 所示；

2）工況3～工況6 邊界條件如表4 所示；

3）工況7 邊界條件如表5 所示。

2.3 計(jì)算結(jié)果分析

根據(jù)CCS 規(guī)范要求，對(duì)于雙體船鋁合金結(jié)構(gòu)強(qiáng)度計(jì)算應(yīng)滿足表6 中許用應(yīng)力。

表6 總強(qiáng)度許用應(yīng)力Tab.6 Total strength allowable stress

通過(guò)有限元分析，對(duì)雙體船具體的計(jì)算應(yīng)力結(jié)果見(jiàn)表7 和表8，橫骨架式船體結(jié)構(gòu)部分應(yīng)力云圖如圖7 所示。

圖7 橫骨架式船體結(jié)構(gòu)合成應(yīng)力分布圖Fig.7 The composite stress distribution diagram of the transverse frame hull structure

表7 縱骨架式模型相當(dāng)應(yīng)力和剪切應(yīng)力Tab.7 Equivalent stress and shear stress of longitudinal frame model

表8 全橫骨架式模型相當(dāng)應(yīng)力和剪切應(yīng)力Tab.8 Equivalent stress and shear stress of the full transverse skeleton model

通過(guò)以上對(duì)雙體運(yùn)維船縱骨架式和橫骨架式的計(jì)算結(jié)果分析可以看出，2 種結(jié)構(gòu)架式的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)均滿足規(guī)范要求，最大應(yīng)力位置出現(xiàn)在連接橋甲板艏艉與橫框架連接處。且在縱骨架式和橫骨架式連接橋板厚一樣的情況下，全橫骨架式連接橋甲板的相當(dāng)應(yīng)力略低于縱骨架式的相當(dāng)應(yīng)力，其他2 種構(gòu)架的各部分構(gòu)件應(yīng)力相當(dāng)。另一方面全橫骨架式結(jié)構(gòu)的質(zhì)量比縱骨架式的結(jié)構(gòu)質(zhì)量輕，所以選用質(zhì)量較輕的全橫骨架式結(jié)構(gòu)方案。

3 連接橋結(jié)構(gòu)方案調(diào)整及分析比較

3.1 連接橋結(jié)構(gòu)方案調(diào)整

為使風(fēng)電運(yùn)維船在工作時(shí)具有較高的安全性，且考慮到本文研究的風(fēng)電運(yùn)維船船型小，其海上風(fēng)電場(chǎng)風(fēng)浪比一般海域大的情況，需要提高船體的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。而連接橋結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度對(duì)于提高整船的結(jié)構(gòu)是至關(guān)重要的，所以，為了提高該船的結(jié)構(gòu)性和安全性，需要對(duì)該船的連接橋結(jié)構(gòu)進(jìn)行調(diào)整改進(jìn)。

由于全橫骨架式結(jié)構(gòu)方案的質(zhì)量較輕，而且考慮到高速船的質(zhì)量問(wèn)題，選擇全橫骨架式結(jié)構(gòu)進(jìn)行結(jié)構(gòu)的調(diào)整計(jì)算對(duì)比，對(duì)其連接橋結(jié)構(gòu)區(qū)域設(shè)計(jì)了3 種不同的結(jié)構(gòu)調(diào)整方案，并進(jìn)行分析對(duì)比。

方案1：甲板加強(qiáng)型-僅將連接橋甲板厚度增加；

方案2：首尾端區(qū)域強(qiáng)橫梁-將首尾端連接橋普通橫梁改為強(qiáng)橫梁；

方案3：全強(qiáng)橫梁制-將連接橋甲板結(jié)構(gòu)隔一肋位設(shè)置的強(qiáng)橫梁改為每一肋位設(shè)置。

1）甲板加強(qiáng)型方案

連接橋甲板是連接橋結(jié)構(gòu)的重要組成，通過(guò)有限元分析計(jì)算，得出連接橋甲板的計(jì)算應(yīng)力相比其他部位的應(yīng)力值較小，嘗試將連接橋甲板厚度由5 mm 增加到8 mm/12 mm/16 mm。

2）首尾端區(qū)域強(qiáng)橫梁方案

由于原結(jié)構(gòu)方案中最大應(yīng)力主要集中在連接橋首尾端位置，因此，通過(guò)把首尾端普通橫梁改為強(qiáng)橫梁來(lái)增強(qiáng)連接橋強(qiáng)度，其有限元模型如圖8 所示。

圖8 首尾端區(qū)域強(qiáng)橫梁方案Fig.8 Strong beam scheme for the head and tail area

3）全強(qiáng)橫梁制方案

由于原結(jié)構(gòu)方案中最大應(yīng)力主要集中在連接橋強(qiáng)橫梁的端部位置，再加上小型雙體船連接橋甲板的具體情況，將連接橋甲板強(qiáng)橫梁由原來(lái)的隔一肋位設(shè)置增加為每一肋位設(shè)置強(qiáng)橫梁，其結(jié)構(gòu)尺寸保持不變，其有限元模型如圖9 所示。

圖9 全強(qiáng)橫梁連接橋模型方案Fig.9 Full-strength beam connecting bridge model scheme

3.1.1 調(diào)整方案強(qiáng)度計(jì)算

對(duì)上述3 種結(jié)構(gòu)方案進(jìn)行強(qiáng)度應(yīng)力分析，其模型結(jié)構(gòu)質(zhì)量見(jiàn)表9，方案1 模型質(zhì)量取連接橋甲板厚度為5 mm，計(jì)算應(yīng)力結(jié)果見(jiàn)圖10，方案1 和方案2 計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表10 和表11，部分應(yīng)力云圖見(jiàn)圖11。

圖11 船體結(jié)構(gòu)合成應(yīng)力云圖Fig.11 Synthetic stress cloud diagram of hull structure

表10 首尾端區(qū)域強(qiáng)橫梁模型最大計(jì)算應(yīng)力Tab.10 The maximum calculated stress of the strong beam model at the head and tail regions

表11 全強(qiáng)橫梁制模型最大計(jì)算應(yīng)力Tab.11 Maximum calculated stress of the full-strength beam system model

圖10 甲板加強(qiáng)型模型相當(dāng)應(yīng)力值Fig.10 The equivalent stress value of the reinforced deck model

表9 調(diào)整方案模型結(jié)構(gòu)質(zhì)量Tab.9 Structural quality of adjustment plan model

通過(guò)僅增加連接橋甲板厚度，其相當(dāng)應(yīng)力值表明：原厚度改為8 mm/12 mm/16 mm 時(shí)，應(yīng)力變化并不明顯，各個(gè)工況值相比原模型的值略有降低，但幅度很小。從連接橋增加板厚應(yīng)力計(jì)算結(jié)果來(lái)看，船體的整體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度趨于平穩(wěn)。而且增加連接橋板厚一方面對(duì)板厚過(guò)渡處理增加了難度，另一方面也會(huì)增加船體的整體質(zhì)量。所以，通過(guò)加厚連接橋甲板這一方案來(lái)提高船體整體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度并不是一個(gè)合理可行的方法。

4 結(jié)語(yǔ)

通過(guò)對(duì)上述雙體船連接橋的強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果分析，得到：

1）在原結(jié)構(gòu)方案的基礎(chǔ)上，通過(guò)對(duì)設(shè)計(jì)的3 種結(jié)構(gòu)方案進(jìn)行強(qiáng)度計(jì)算，其相當(dāng)應(yīng)力均有所降低，但是降低幅度不大，其中甲板加強(qiáng)型方案降低幅度最不明顯，全強(qiáng)橫梁制方案降低最明顯，但各工況下最大應(yīng)力小于許用應(yīng)力，均滿足強(qiáng)度要求。

2）通過(guò)對(duì)3 種結(jié)構(gòu)方案的調(diào)整，其強(qiáng)度計(jì)算應(yīng)力分析表明，3 種方案在橫浪狀態(tài)（LC1，LC2）下所受的最大應(yīng)力相當(dāng)，均為18.1 MPa 上下，但在斜浪狀態(tài)（LC3，LC4，LC5，LC6）下，方案1的最大相當(dāng)應(yīng)力為40.3 MPa，方案2 和方案3的最大相當(dāng)應(yīng)力均為23.9 MPa，方案2 和方案3的應(yīng)力明顯比方案1 降低很多。

3）對(duì)比全船應(yīng)力云圖，在上述計(jì)算的各工況下，全強(qiáng)橫梁制方案最大剪切應(yīng)力位置出現(xiàn)在雙體船連接橋與強(qiáng)構(gòu)件相連接處，所以，最大應(yīng)力的位置也有可能出現(xiàn)連接橋與強(qiáng)構(gòu)件的連接處。因此，在雙體船設(shè)計(jì)時(shí)對(duì)其連接橋與強(qiáng)構(gòu)件相接的構(gòu)件位置也應(yīng)注意進(jìn)行加強(qiáng)。

4）比較3 種調(diào)整方案，在連接橋甲板板厚相同時(shí)，甲板加強(qiáng)型方案的質(zhì)量最小，全強(qiáng)橫梁制方案的質(zhì)量最大，但是連接橋首尾端區(qū)域強(qiáng)橫梁方案和全強(qiáng)橫梁制方案的應(yīng)力水平相差不大，甲板加強(qiáng)型方案的應(yīng)力水平最差，所以為了結(jié)構(gòu)的安全性和提高航速，選擇質(zhì)量及結(jié)構(gòu)較優(yōu)的首尾端區(qū)域強(qiáng)橫梁方案。