錨機支撐結構局部強度兩種直接計算方法對比

王 佚,張少雄,張 華

(1.武漢理工大學 交通學院，武漢 430063;2.中國船級社 上海審圖中心，上海 200135)

錨機支撐結構局部強度兩種直接計算方法對比

王 佚1,張少雄1,張 華2

(1.武漢理工大學 交通學院，武漢 430063;2.中國船級社 上海審圖中心，上海 200135)

采用兩種加載方式對某浮吊錨機基座及相關船體結構的局部強度進行直接計算，并對比分析兩種方法所得的應力結果，結果表明，兩種方法是應力結果差別較大，在應力水平較低時兩種方法都可以用來計算校核基座及其支撐結構的局部強度；當應力水平接近許用應力時，建議采用MPC加載方式計算評估。

錨機；局部強度；有限元；直接計算

隨著船舶噸位不斷增大，錨系泊力越來越大。雖然有掣鏈器在拋錨時控制錨鏈的運動，承受錨鏈的拉力，但錨機因其自重大，振動強，且與支撐結構依靠螺栓連接，其下支撐結構的局部強度仍是船舶結構安全性計算中需要重點校核的部位。

對錨機支撐結構局部強度的評估一般采用有限元直接計算的方法。評估時采用局部細化模型，以得到更為精確的應力值與應力分布情況?，F行的加載方式有兩種，第一種為利用MPC模擬錨機的尺寸，在獨立點上施加錨鏈作用力，模擬出錨機所受的載荷[1]；第二種是當該局部強度需要考慮上浪載荷時，替代第一種加載方式的簡化方式。具體做法為將錨鏈作用力當做沿船長方向的上浪載荷，按規(guī)范計算破斷力作用下每個螺栓的受力，再分別加載[2-9]。兩種方法在工程中被頻繁使用。但未見關于兩種方法的使用條件及其結果差異的分析報道。

為此，以某浮吊錨機設備為對象，運用通用有限元計算軟件MSC.Patran/Nastran對其基座下支撐結構的局部強度進行校核，從應力計算結果比較兩種加載方法的區(qū)別。

1 船舶基本情況及結構模型

某非自航扒桿式起重船，為單底、單甲板縱骨架式箱型結構。左右舷各2道貫通縱艙壁，全長范圍內共6道水密橫艙壁。全船范圍內在Fr4，距船中縱剖面9 600 mm處，左右兩舷各設一個帶摯鏈器的錨機。錨機通過螺栓固定在高出甲板600 mm的基座上，基座由數個沿船長及 船寬方向的肘板支撐。摯鏈器焊接在甲板上，甲板下方設置了縱橫各2道加強肘板。

1.1 模型范圍及建立

參照《鋼質海船入籍規(guī)范》(2012)(以下簡稱《規(guī)范》)[5]第3章第7節(jié)3.7.2.6中的規(guī)定，錨機底座及摯鏈器下加強結構的局部強度計算模型范圍和網格大小按照以下標準選?。翰捎镁植苛Ⅲw結構模型(以下簡稱“局部模型”)，以基座有效作用平面矩形(a×b)形心為中心，向四周分別擴展至少一倍的該矩形相對應的長、寬距離(3a×3b)。垂向從基座面擴展至甲板之下的第一個甲板平臺或至少D/4處(D為型深)。

本船錨機基座有效平面矩形尺寸為4 606 mm×5 345 mm，模型選取范圍為包括摯鏈器及錨鏈筒的平面區(qū)域，尺寸為20 m×16 m，且錨機基座位于模型中心。本船型深D=9.0 m，模型垂向范圍為基座面向下3 600 mm(距基線6 000 mm)的水平桁所在平面。故模型范圍選取滿足規(guī)范要求。

模型具體范圍及包含內容為：沿船縱向從Fr0到Fr8，沿船寬方向從船中剖面至左距中縱剖面16 000 mm艙壁，沿垂向自距基平面6 000 mm高度以上。有限元模型包括了上述范圍內的主甲板、基座、基座下加強結構、強橫梁、縱桁、縱骨、錨鏈筒、錨鏈艙艙壁、縱橫艙壁、艙壁扶強材、錨鏈艙強框架、外板、舷側縱骨、強肋骨及肘板等構件。

1.2 單元網格

基座細化區(qū)域內的有限元模型中的甲板板，縱橫艙壁板，外板，強橫梁、縱桁、縱骨、強肋骨、扶強材、肘板等構件的腹板大部分采用四邊形板單元，主要構件面板超過寬350 mm的部分亦采用四邊形單元，單元邊長約為125 mm×125 mm，主要構件上的四邊形單元邊長比不超過1∶2，采用少量三角形板單元進行過渡；其余構件如寬度小于350 mm的桁材面板，艙壁扶強材、甲板縱骨、外板縱骨、肘板的面板等均采用梁單元模擬。

1.3 邊界條件

選取的子模型范圍遠遠大于錨機基座所在范圍，通過所有斷面處的節(jié)點施加簡支邊界條件。

錨機基座模型的邊界條件取法如下。

1)甲板斷面處，約束x,y,z方向上的線位移與z軸的角位移；

2)艉封板以及縱橫艙壁選擇在模型的底部(BL6 000 mm)剖面固支。

1.4 材料屬性

船體鋼材的材料參數如下。

楊氏模量E=2.06×105 N/mm2；

泊松比μ=0.3；

密度ρ=7.85×10-9t/mm2。

2 計算載荷

本船錨機帶掣鏈器，根據《規(guī)范》第2章第3節(jié)3.7.2.3，校核破斷負荷的45%工況下錨機底座的強度。該錨鏈的破斷力為3 500 kN，45%工況下破斷力為1 575 kN。

根據“航行錨布置圖”，錨機與摯鏈器相連的錨鏈與甲板的夾角為15°，錨機伸入錨鏈筒的錨鏈方向垂直向下。錨機的破斷力方向為沿錨鏈方向。摯鏈器的破斷力方向經過摯鏈器閘刀沿錨鏈筒方向指向船尾。

如圖1所示，在“航行錨布置圖”中，標明了錨機、摯鏈器、錨鏈筒的位置和角度以及錨鏈的走向。

圖1 錨機上錨鏈走向示意

此外，錨機自重10 580 kg，基座及相關結構的自重用慣性力(g=9.81 m/s2)施加。各螺栓相對錨機的位置見圖2。

圖2 錨機螺栓組位置示意

2.1 采用MPC加載

在模型中，錨鏈對錨機的破斷載荷采用多點約束(MPC)，以集中力的方式加載，出于偏危險的考慮，錨機的載荷作用點，即獨立點位置，定為錨機錨鏈輪中分線與錨鏈輪軸中心線交點處，錨機滾輪的最高點。關聯點為絞車與絞車基座螺栓固定點，相關6個自由度。

計算載荷根據繩索方向，通過建立局部坐標系的方式施加。獨立點節(jié)點號為197 854，坐標為(9 900,9 600,11 110)。

考慮垂直向下指向錨鏈艙艙口的錨鏈破斷力、錨機與摯鏈器相連的錨鏈與甲板的夾角為15°的錨鏈破斷力，以及錨機自重。錨機所受載荷及載荷名稱見表1，各載荷及合力見圖3。

表1 錨機MPC獨立點處施加載荷 N

圖3 MPC加載方式錨機載荷示意

通過Patran，輸出采用MPC加載時，各螺栓組受力見表3。

2.2 將錨鏈受力當做沿船長方向的上浪載荷

根據《規(guī)范》第3章第3節(jié)3.2.5.3(1)中的敘述，作用在船首甲板錨機上的壓力Px為垂直于軸線由船艏首向后方向，即掣鏈器指向錨機。故錨鏈破斷力工況下，Px=-1 521.34 kN(-3 500 kN×45%×cos15°)，Py=0。

根據《規(guī)范》第三章第3節(jié)，第i個螺栓組的軸向Ri按下式計算。

(1)

式中：Px——垂直于軸線的作用力，kN，此處Px=1 521.34 kN;

Py——平行于軸線的作用力，kN,此處Py=0;

h——錨機軸線離安裝平面的高度，cm；此處h=108 cm;

xi,yi——第i螺栓組到所有N個螺栓組的中心的x和y方向的坐標，cm，以作用力的相反方向為正值；

Ai——第i螺栓組所有的螺栓橫剖面面積之和，cm2；

表3 采用MPC加載時螺栓受力 kN

Rsi——由錨機重量作用在第i個螺栓組上的靜反力，kN。

作用在第i個螺栓組上的剪切力Fxi、Fyi，以及合成力Fi可按下式計算：

(2)

式中：α——摩擦系數，取α=0.5；W——錨機重量，t，此處W=10.58 t；g——重力加速度，取g=9.81 m/s2；N——螺栓組數量，此處N=29。

其中，Ri為正時為拉力；Fxi為正時沿掣鏈器指向錨機；Fyi為正時沿右舷指向左舷。軸向力Ri計算結果見表4,Fxi=-54.25、Fyi=0。

表4 破斷力工況下螺栓軸向力和水平剪切力 kN

2.3 載荷對比

對比表3與表4，顯然，兩種加載方法中，加到螺栓組上的載荷只有力，沒有彎矩。采用第二種加載方法，即將錨鏈受力當做沿船長方向的上浪載荷時，是將錨鏈破斷力平均分配到了每一個螺栓組上。與此同時，每個螺栓均沒有受到y方向上的力，說明這種加載方法并沒有考慮因錨機自身結構，螺栓組所受即沿船寬方向的內力。

3 應力結果及對比

3.1 采用MPC加載

采用MPC加載時，各個構件的最大相當應力見表5，應力見圖4。

圖4 MPC方式加載時錨機應力云圖

3.2 將錨鏈受力當做沿船長方向的上浪載荷

采用MPC加載時，各個構件的最大相當應力見表6，應力見圖5。

表5 采用MPC加載

注：“——”表示該構件在計算區(qū)域內面積較小，觀察主要應力范圍無意義。

3.3 應力結果對比

雖然用兩種方法計算出的結果都滿足規(guī)范要求，但用MPC加載算出的最大應力(89.8 MPa)遠大于將破斷力按上浪載荷施加的最大應力(48.1 MPa)，該應力出現在錨鏈艙。且對于甲板和橫艙壁，通過MPC加載計算出的應力也較大。與此同時，按上浪載荷算法計算出的縱艙壁、縱骨等縱向構件的應力水平更高。

表6 采用MPC加載

注：“——”表示該構件在考察區(qū)域內面積較小，觀察主要應力范圍無意義。

圖5 將錨鏈受力當做沿船長方向的 上浪載荷時錨機應力云圖

然而，重點考察構件，如錨機底座、錨機底座面板的應力水平，兩種加載方式得到的應力結果差別不大。

此外，觀察應力云圖可知，兩種加載方式下，各個構件應力的主要分布范圍也有所不同。通過MPC加載時，應力主要分布在錨機底座靠近錨鏈出繩方向的一側。而將錨鏈受力作為沿船長方向的上浪載荷時，整個錨機底座的應力分布范圍近似均布。

4 結論

運用MSC.Patran/MSC.Nstran有限元軟件對某浮吊船錨機下加強結構的局部強度，運用兩種計算載荷進行校核。對比兩種計算載荷應力水平可以看出，將破斷力按上浪載荷施加時，與直接通過MPC加載計算得到的應力結果有較大差距，采用MPC加載時，多數構件的應力水平稍大。但對于計算中所關心的構件，即錨機底座下加強構件，兩種方式給出的應力結果大致相當。因此認為，當應力水平較低時，可根據實際情況，選擇其中任意一種方式進行錨機支撐結構局部強度的校核。當應力水平接近許用應力時，建議采用通過MPC加載的方式，加載計算得到最終應力結果。相對其他有關錨機基座局部強度計算的文獻[1-3.10-11]，向業(yè)界提供普遍使用的兩種方法的載荷與結果對比，并總結出了這兩種計算方法的適用條件。建議除參考規(guī)范外，可采用直接計算的方式探究抨擊、上浪等作用力對錨機基座的影響。

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Comparison of Two Direct Calculation Methods for Strength of Windlass Foundation and Its Support Structure

WANG Yi1, ZHANG Shao-xiong1, ZHANG Hua2

(1 School of Transportation, Wuhan University of Technology, Wuhan 430063, China;2 Plan Approval Center of China Classification Society, Shanghai 200135, China)

In the direct strength assessment of the windlass's foundation and its supporting structures, two methods to apply the loadings are adopted, and the stress results are compared and analyzed. It can be concluded that both of the methods can be used to assess the local strength of the windlass's foundation and its supporting structures when the stress level is low, when the stress is close to the allowable stress, the method using MPC is recommended.

windlass; local strength; FEM; direct calculation

10.3963/j.issn.1671-7953.2015.06.012

2015-05-27

王 佚(1990-)，男，碩士生

U663.7

A

1671-7953(2015)06-0050-06

修回日期：2015-06-30

研究方向:結構強度分析

E-mail:wangyiwwhut@163.com