砰擊載荷作用下氣墊船船底結(jié)構(gòu)瞬態(tài)響應(yīng)分析

李建彰，任慧龍，劉 寧，汪 薔，劉磊磊

(哈爾濱工程大學(xué) 船舶與海洋工程力學(xué)研究所,黑龍江 哈爾濱 150001)

砰擊載荷作用下氣墊船船底結(jié)構(gòu)瞬態(tài)響應(yīng)分析

李建彰，任慧龍，劉 寧，汪 薔，劉磊磊

(哈爾濱工程大學(xué) 船舶與海洋工程力學(xué)研究所,黑龍江 哈爾濱 150001)

采用有限元計(jì)算軟件MSC.Patran對(duì)某氣墊船首部船底結(jié)構(gòu)進(jìn)行瞬態(tài)響應(yīng)分析，對(duì)加筋板懸掛式結(jié)構(gòu)及常規(guī)切口式船底結(jié)構(gòu)分別建立有限元模型，計(jì)算2種船底結(jié)構(gòu)在受波浪砰擊載荷下的瞬態(tài)響應(yīng)特征，從其局部強(qiáng)度和局部振動(dòng)特性對(duì)比分析得到抗砰擊效果較好的氣墊船船底結(jié)構(gòu)，為該型艇的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供參考。

氣墊船；砰擊載荷；懸掛式結(jié)構(gòu)；切口式結(jié)構(gòu)；瞬態(tài)響應(yīng)

0 引 言

氣墊船在惡劣海況下迎浪航行時(shí)，由于首部船底出水或上浪等原因，船首底部會(huì)受到劇烈的波浪砰擊載荷作用，在砰擊瞬時(shí)，底部受到巨大的沖擊力，船體的垂向加速度會(huì)突然增加，并且緊接著出現(xiàn)高頻振動(dòng)[1]。嚴(yán)重的砰擊，一方面使砰擊區(qū)域承受巨大壓力，局部結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞，另一方面將引起整個(gè)船體劇烈的顫振，產(chǎn)生較大的振動(dòng)彎矩，當(dāng)與低頻波浪彎矩疊加，可能導(dǎo)致船舶總縱強(qiáng)度喪失。隨著氣墊船航速的不斷提高，因底部砰擊而造成的局部或者整體結(jié)構(gòu)破壞的事例越來(lái)越多，該問(wèn)題更加突出，因此在氣墊船結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中應(yīng)該考慮到船底結(jié)構(gòu)在砰擊載荷作用下的動(dòng)力響應(yīng)特征，校核船舶結(jié)構(gòu)在砰擊載荷作用下的強(qiáng)度成為船舶設(shè)計(jì)安全標(biāo)準(zhǔn)之一[2]。

目前國(guó)內(nèi)氣墊船的建造技術(shù)逐漸成熟，在氣墊船的建造過(guò)程中為了減輕艇體重量，提高建造效率，減小焊接變形，對(duì)大型氣墊船內(nèi)部結(jié)構(gòu)采用加筋板懸掛式結(jié)構(gòu)。中國(guó)船級(jí)社在《海上高速船入級(jí)與建造規(guī)范》(2005)也提出了加筋板結(jié)構(gòu)形式[3]。但是在氣墊船高速航行狀態(tài)下，加筋板懸掛式船底與常規(guī)縱骨架切口式船底結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能缺少對(duì)比，對(duì)氣墊船船首底部結(jié)構(gòu)形式缺乏參考指導(dǎo)。砰擊載荷是一種瞬態(tài)載荷，其特點(diǎn)是強(qiáng)度較大，但作用時(shí)間較短，因此船底板結(jié)構(gòu)在砰擊載荷作用下的響應(yīng)是瞬態(tài)動(dòng)力響應(yīng)[4]。本文采用通用有限元軟件MSC.Natran分別對(duì)加筋板懸掛式結(jié)構(gòu)與常規(guī)縱骨架切口式結(jié)構(gòu)在這種瞬態(tài)載荷作用下進(jìn)行瞬態(tài)響應(yīng)分析，比較分析2種結(jié)構(gòu)在瞬態(tài)載荷下的瞬態(tài)響應(yīng)特征，選擇一種抗砰擊效果較好的氣墊船船底結(jié)構(gòu)形式。

1 瞬態(tài)動(dòng)力響應(yīng)分析基本理論

瞬態(tài)響應(yīng)分析求解的基本運(yùn)動(dòng)方程為

式中：[M]、 [B]、 [K]分別為質(zhì)量矩陣、阻尼矩陣和剛度矩陣；{P(t)}為外載荷列陣；{u(t)}為位移矢量。

外力取3個(gè)臨近時(shí)間點(diǎn)的平均值，得到運(yùn)動(dòng)方程如下：

合并同類(lèi)項(xiàng)，運(yùn)動(dòng)方程寫(xiě)為

[A1]{un+1}=[A2]+[A3]{un}+[A4]{un-1}。

2 砰擊載荷的計(jì)算

氣墊船砰擊載荷作用形式按照Ochi等提出的三角形脈沖載荷理論，在砰擊周期內(nèi)，砰擊載荷由0達(dá)到最大值，然后由最大值回到0[5]，作用形式見(jiàn)圖1。

根據(jù)《海上氣墊船入級(jí)與建造規(guī)范》中給出的氣墊船首沖波浪沖擊壓力的確定方法，計(jì)算得到波浪沖擊壓力

Pb=acgb×Δ，kN；

圖1 砰擊載荷/PaFig.1 Slamming load/Pa

3 船底結(jié)構(gòu)的瞬態(tài)動(dòng)力響應(yīng)分析

懸掛式結(jié)構(gòu)是指桁材擱置并焊接在整體壁板加強(qiáng)筋上，而沒(méi)有直接與船體外板焊接；常規(guī)的切口式結(jié)構(gòu)則是桁材直接與船體外板焊接[6]。

為了保證2種船底板結(jié)構(gòu)形式具有實(shí)用參考價(jià)值，現(xiàn)以某氣墊船為母型船來(lái)確定其結(jié)構(gòu)尺寸。根據(jù)母型船底部結(jié)構(gòu)資料，船底外板采用鋁合金加筋板。所選切口式船底結(jié)構(gòu)尺寸如下：首底部板材帶有10道T40×40×4×5縱骨，3道T120×120×4×6橫梁，縱骨間距為200mm，橫梁間距為1 000mm，船底板厚為4mm。所選懸掛式船底結(jié)構(gòu)尺寸如下：首底部板材帶有10道T40×40×4×5縱骨，3道I105×40×4×6橫梁，縱骨間距為200mm，橫梁間距為1 000mm，船底板厚為4mm,且每隔1根縱骨設(shè)置連接件。

采用有限元軟件MSC.Patran/Nastran分別對(duì)2種船底結(jié)構(gòu)進(jìn)行建模計(jì)算，如圖2和圖3所示。邊界條件為四周剛性固定，取10個(gè)周期的瞬態(tài)動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行分析。砰擊載荷為分布在船底板的面載形式。本文的分析目標(biāo)為2種船底板結(jié)構(gòu)的局部強(qiáng)度與局部振動(dòng)特性。

圖2 切口式船底結(jié)構(gòu)Fig.2 Regular open cut structure

圖3 懸掛式船底結(jié)構(gòu)Fig.3 Hanging structure

3.1 局部強(qiáng)度分析

3.1.1 板架板的最大位移處位移響應(yīng)比較

在砰擊載荷作用下的板架板的最大位移處位移響應(yīng)如圖4和圖5所示，可以看出：① 切口式船底板架板的位移幅值要比懸掛式船底板架板的位移幅值小40%；② 切口式船底板架板的位移響應(yīng)比懸掛式結(jié)構(gòu)板架板的位移響應(yīng)相對(duì)穩(wěn)定。

圖4 切口式船底板架板位移幅值Fig.4 The plate displacement amplitude of regular open cut structure bottom plate grillage

圖5 懸掛式船底板架板位移幅值Fig.5 The plate displacement amplitude of hanging structure bottom plate grillage

3.1.2 板架骨材的最大位移處位移響應(yīng)比較

在砰擊載荷作用下的板架骨材的最大位移處位移響應(yīng)如圖6和圖7所示，可以看出：① 切口式船底板架骨材的位移幅值要比懸掛式船底板架骨材的位移幅值小50%；② 切口式船底板架骨材的位移響應(yīng)比懸掛式結(jié)構(gòu)板架骨材位移響應(yīng)相對(duì)穩(wěn)定。

圖6 切口式船底板架骨材位移幅值Fig.6 The frame displacement amplitude of regular open cut structure bottom plate grillage

圖7 懸掛式船底板架骨材位移幅值Fig.7 The frame displacement amplitude of hanging structure bottom plate grillage

3.1.3 板架板的最大位移處VonMises應(yīng)力比較

在砰擊載荷作用下板架板的最大位移處VonMises應(yīng)力如圖8和圖9所示，可以看出：① 切口式船底板架板的最大位移處VonMises應(yīng)力的幅值要比懸掛式船底板架要小19%；② 切口式船底板架板的最大位移處VonMises應(yīng)力響應(yīng)比較規(guī)律，呈穩(wěn)態(tài)分布，而懸掛式船底板架的最大位移處VonMises應(yīng)力響應(yīng)變化比較大。

圖8 切口式船底板板Von Mises應(yīng)力幅值Fig.8 The plate Von Mises stresss amplitude of regular open cut structure bottom plate grillage

圖9 懸掛式船底板板Von Mises應(yīng)力幅值Fig.9 The plate von mises stresss amplitude of hanging structure bottom plate grillage

3.1.4 板架骨材的最大位移處VonMises應(yīng)力比較

在砰擊載荷作用下板架骨材的最大位移處VonMises應(yīng)力如圖10和圖11所示，可以看出：① 切口式船底板架骨材的最大位移處VonMises應(yīng)力的幅值要比懸掛式船底板架要小58.33%；② 切口式船底板架骨材最大位移處VonMises應(yīng)力響應(yīng)比較規(guī)律，呈穩(wěn)態(tài)分布，而懸掛式船底板架的最大位移處VonMises應(yīng)力響應(yīng)變化比較大。

圖10 切口式船底板骨材Von Mises應(yīng)力幅值Fig.10 The frame Von Mises stresss amplitude of regular open cut structure bottom plate grillage

圖11 懸掛式船底板骨材骨材Von Mises應(yīng)力幅值Fig.11 The frame Von Mises stresss amplitude of hanging structure bottom plate grillage

3.2 局部振動(dòng)特性分析

氣墊船首底部結(jié)構(gòu)在砰擊載荷的激振力作用下，必然會(huì)產(chǎn)生不同程度的振動(dòng)。當(dāng)激振幅值過(guò)大或者激振幅值不算太大，但卻激起局部結(jié)構(gòu)共振，從而造成振動(dòng)響應(yīng)過(guò)大，產(chǎn)生有害振動(dòng)，有害的局部振動(dòng)，不僅會(huì)影響船上設(shè)備的正常工作，有時(shí)還會(huì)引起局部結(jié)構(gòu)損傷[7]。所以在設(shè)計(jì)階段應(yīng)及時(shí)發(fā)現(xiàn)振動(dòng)隱患，避免共振現(xiàn)象的產(chǎn)生，避免共振產(chǎn)生的關(guān)鍵是船底結(jié)構(gòu)的固有頻率與砰擊載荷的頻率不在一個(gè)相同或者相近的頻率范圍內(nèi)。

本文通過(guò)有限元方法進(jìn)行了懸掛式和切口式2種船底結(jié)構(gòu)的模態(tài)計(jì)算，列出并比較了2種船底結(jié)構(gòu)的一階垂向振動(dòng)、一階扭轉(zhuǎn)振動(dòng)和二階垂向振動(dòng)的固有振型和頻率，結(jié)果如圖12和圖13所示。

由計(jì)算可知，砰擊載荷的周期為T(mén)=0.06 s，所以f=1/T=16.7 Hz。根據(jù)《船上振動(dòng)控制指南》要求，當(dāng)激振力頻率和固有頻率的比值γ越接近1時(shí)越容易發(fā)生共振現(xiàn)象，且一階垂向振動(dòng)為主要的振動(dòng)相，所以由上述2種船底結(jié)構(gòu)的固有頻率可知，雖然2種結(jié)構(gòu)的頻率范圍相差不大，但是切口式的船底結(jié)構(gòu)較懸掛式船底結(jié)構(gòu)更能有效防止共振現(xiàn)象的產(chǎn)生。

4 結(jié) 語(yǔ)

本文以典型氣墊船船首結(jié)構(gòu)為例，通過(guò)對(duì)懸掛式船首底部結(jié)構(gòu)與切口式船首底部結(jié)構(gòu)在局部強(qiáng)度與局部振動(dòng)特性方面進(jìn)行計(jì)算分析，對(duì)以后該型氣墊船首底部結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提出以下建議：

1)在首沖狀態(tài)下氣墊船船首底部的中部區(qū)域是受砰擊載荷嚴(yán)重的區(qū)域，切口式船底結(jié)構(gòu)連接形式比較緊密，而在懸掛式船底結(jié)構(gòu)中橫梁腹板高度比較大，造成橫梁面板應(yīng)力較大，建議采用切口式船底結(jié)構(gòu)來(lái)保證首部船底的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度；

2)在設(shè)備區(qū)域，為了更有效地防止共振對(duì)影響設(shè)備的正常工作，建議采用切口式結(jié)構(gòu)。此外，在懸掛式結(jié)構(gòu)中，桁材擱置并只焊接在整體壁板的加強(qiáng)筋上，在強(qiáng)振區(qū)域，桁材與加強(qiáng)筋的連接點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù)被放大，因此在強(qiáng)振區(qū)建議采用切口式結(jié)構(gòu)；

3)對(duì)局部強(qiáng)度要求不高的區(qū)域，為了建造方便，提高氣墊船的建造效率，減小焊接變形，可以采用懸掛式結(jié)構(gòu)；

4)從其局部強(qiáng)度方面分析可知，在受砰擊載荷較為嚴(yán)重的區(qū)域，常規(guī)縱骨架切口式結(jié)構(gòu)的抗砰擊性能更好，對(duì)氣墊船的總強(qiáng)度問(wèn)題也有積極意義。

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Transient response analysis on bottom structure of the air cushion vehicle under slamming load

LI Jian-zhang,REN Hui-long,LIU Ning,WANG Qiang,LIU Lei-lei

(Institute of Naval Architecture and Ocean Engineering Mechanics,Harbin Engineering University,Harbin 150001,China)

The transient response on bottom structure of the air cushion vehicle under slamming load is calculated in this paper to compare stiffened plate hanging structure with regular open cut structure separately founded and calculated by finite element software Patran. The better bottom structure of air cushion vehicle to resist slamming has been gained in the aspects of local strength and local vibration character, furthermore, the reference has been applied to the air cushion vehicle structure design.

air cushion vehicle;slamming load;hanging structure;regular open cut structure;transient response

2013-06-13；

2013-07-19

李建彰(1989-)，男，碩士研究生，主要從事全墊升氣墊船結(jié)構(gòu)強(qiáng)度評(píng)估研究。

U661.943

A

1672-7649(2014)03-0024-05

10.3404/j.issn.1672-7649.2014.03.005