大型船舶結(jié)構(gòu)吊裝數(shù)值模擬研究

王 銘，鞠理楊，劉建峰，王 岳，蔣志勇

（1. 江蘇科技大學 船舶與海洋工程學院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003；2. 上海外高橋造船有限公司，上海 200137）

大型船舶結(jié)構(gòu)吊裝數(shù)值模擬研究

王 銘1，2，鞠理楊2，劉建峰2，王 岳1，蔣志勇1

（1. 江蘇科技大學 船舶與海洋工程學院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003；2. 上海外高橋造船有限公司，上海 200137）

提出描述吊裝所引起變形程度的物理量：變形量和變形率，并闡述這2個物理量的概念及運用實例。運用數(shù)值仿真方法對18萬t散貨船的舷側(cè)總段及機艙大總段的吊裝過程進行模擬，參照結(jié)構(gòu)吊裝安全準則優(yōu)化舷側(cè)總段吊裝加強，將優(yōu)化成果運用到實際生產(chǎn)中，取消原來的圓管加強，減少安裝、拆除的工程量，提高生產(chǎn)效率；在有限元計算的基礎上，模擬不同工況下機艙大總段整體結(jié)構(gòu)的受力情況，并對計算結(jié)果進行分析。結(jié)果表明：機艙大總段結(jié)構(gòu)在起吊上升及移位2個階段的應力和變形超出了安全范圍，需采取應對手段。對機艙總段吊裝進行數(shù)值模擬有利于實現(xiàn)總段大型化、保證吊裝的安全性；同時，可提高總段的完整性，使許多塢內(nèi)工程陸地化，為縮短船塢周期提供理論依據(jù)。

機艙總段；安全準則；模擬吊裝；變形控制

0 引 言

船舶總段建造必然經(jīng)歷吊裝、翻身和運輸?shù)裙に囘^程。由于船舶總段自身質(zhì)量較大、結(jié)構(gòu)強度強弱不一，吊裝、翻身及運輸過程中結(jié)構(gòu)受力不可能完全均勻，因此有必要對這一系列工藝過程進行數(shù)字化模擬分析［1］，在模擬計算的基礎上進行相應的變形控制技術研究。通過對最小變形控制技術進行研究，系統(tǒng)地判斷總段變形發(fā)生的程度，并得到控制變形的有效措施。鑒于國內(nèi)船廠對變形控制尚無統(tǒng)一的規(guī)范，經(jīng)充分研究外高橋船廠船舶建造所積累的數(shù)據(jù)，結(jié)合國內(nèi)外先進船廠的技術資料及其他行業(yè)標準，在大量有限元計算的基礎上，提出符合國內(nèi)造船實際、切實可行的變形控制準則。

1 吊裝技術及變形控制現(xiàn)狀

韓國先進的造船企業(yè)從 2004年開始實施平地造船、大型環(huán)段異地建造等工法，對吊裝技術有較為深入的研究。借助模擬仿真技術的支持，韓國造船實現(xiàn)了總段巨型化建造，質(zhì)量能達到≥5000t［2］。而我國船企總段吊裝質(zhì)量普遍在400～500t，甚至更輕?？偠蔚耐暾约暗跹b次數(shù)等因素左右了船塢周期。從吊馬布置來看，國內(nèi)吊馬布置不是經(jīng)過計算確定的，而是通過經(jīng)驗來確定，設計人員甚至可以隨意設置，沒有標準的設計技術規(guī)范。吊馬數(shù)量往往是根據(jù)總段質(zhì)量通過簡單的計算確定，吊馬的利用率不高，造成吊馬極大的浪費。在變形控制方面，國內(nèi)還是根據(jù)以往的經(jīng)驗來設置加強，不能對加強位置進行準確定位，加強數(shù)量較多無疑增加加強件安裝、拆除的作業(yè)量；而韓國的造船企業(yè)在每個分段、總段吊裝前都進行模擬分析，在計算結(jié)果的基礎上決定哪個部位需要加強［3］，在多次模擬后進行實際吊裝作業(yè)（見圖1）。

圖1 機艙大總段吊裝示意

2 吊裝過程中結(jié)構(gòu)安全準則設定

提出描述結(jié)構(gòu)局部與整體剛度的變形率和變形量概念，通過與國內(nèi)主要船廠交流，結(jié)合外高橋船廠的數(shù)據(jù)積累，確定變形率和變形量安全值。在與其他船廠交流時發(fā)現(xiàn)，國內(nèi)造船行業(yè)對安全系數(shù)的取值不一，有待制定一個全國統(tǒng)一的標準。

2.1 強度安全評定準則

為保證吊裝作業(yè)的安全性，參考日韓等先進船廠的設計計算經(jīng)驗，選取結(jié)構(gòu)應力安全系數(shù)s=1.5，散貨船船體結(jié)構(gòu)材料屈服強度為 235MPa，因此結(jié)構(gòu)最大應力不得超過 156MPa，否則認為結(jié)構(gòu)在吊裝過程中出現(xiàn)危險狀態(tài)。

式（1）中：σ為應力；s為安全系數(shù)；［σ］為許用應力。

2.2 變形安全評定準則

結(jié)合各船廠的實際經(jīng)驗，從整體和局部2個角度評判船體的吊裝安全性。依據(jù)現(xiàn)場實際生產(chǎn)經(jīng)驗并結(jié)合大量計算得到的結(jié)果表明：以變形量來判定船體整體剛度的安全性，當最大變形值D≤L/800（L為結(jié)構(gòu)的最大尺寸）時，認定船體整體剛度滿足吊裝需求；而船體局部剛度安全則是通過變形率來判定。變形率是指吊裝結(jié)構(gòu)最大變形值與變形所在結(jié)構(gòu)總尺寸的比值，尺寸選取方向須一一對應。根據(jù)我國造船企業(yè)經(jīng)驗，將變形率X的安全值規(guī)定為2/1000，即結(jié)構(gòu)在1000mm范圍內(nèi)允許出現(xiàn)≤2mm的變形。

式（2）中：D為變形量；L為結(jié)構(gòu)的最大尺寸。式（3）中：X為變形率。

3 舷側(cè)總段的模擬吊裝

大型散貨船貨艙區(qū)域是由許多舷側(cè)總段搭載而成的。圖2為外高橋船廠某散貨船舷側(cè)總段加強模擬，該舷側(cè)總段總長28.6m，寬18.5m，結(jié)構(gòu)中間處設置2根圓管加強件，該加強設置安裝及拆除的工程量較大。對舷側(cè)總段的吊裝過程進行數(shù)值模擬，以驗證減少或取消圓管加強的可行性。

3.1 吊裝過程數(shù)值模擬

根據(jù)實際吊馬布置，設定模型中的模擬吊點。為達到總段吊裝過程減少吊裝加強的目的，首先將翻身階段劃分為0°，45°，60°和90°等4種姿態(tài)，得出4種不同工況下的總段變形和應力分布云圖；然后依據(jù)現(xiàn)場實際設置圓管加強，在模型中加設圓管；最后進行迭代計算（見圖2）。

圖2 舷側(cè)總段圓管加強模擬

3.1.1 無圓管支撐

選取翻身階段0°，45°，60°和90°4種姿態(tài)進行計算。由表1和圖3可知：在不加圓管支撐的情況下，在總段90°翻身階段的一定角度范圍內(nèi)，最大值為翻身60°時的145.5MPa。由于吊馬分布的原因，最大應力值發(fā)生在斜板內(nèi)側(cè)與肋位結(jié)合處，對結(jié)構(gòu)整體的影響不大。在模型右端斜板上有吊馬位置的最大變形值，為80.3mm。

表1 無圓管支撐工況下的結(jié)構(gòu)應力和變形結(jié)果

圖3 無圓管支撐情況下上升階段翻身60°時應力和變形云圖

3.1.2 無圓管支撐，右端斜板上吊馬位置下移

由表2可知，將斜板上的吊馬整體下移之后，總段翻身過程中通過調(diào)整龍門架上小車的位置可避免吊繩碰到總段，且由于兩邊吊馬距離減小，使得整體彎矩值變小，吊裝過程中的應力值和變形值都相應減小。

表2 無圓管支撐且吊馬位置下移工況下的結(jié)構(gòu)應力和變形結(jié)果

3.2 計算結(jié)果分析

將去除中間支撐圓管工況的結(jié)構(gòu)應力和變形計算結(jié)果按照上文提出的準則進行校核，由于結(jié)構(gòu)上最大應力＜156MPa，結(jié)構(gòu)應力符合要求。若不改變吊馬的設計位置，則變形量和變形率均不符合要求，將吊馬位置下移后，最大變形為35.4mm，局部變形率為1.2/1000（35.4mm/28600mm），＜2/1000，符合要求。

4 機艙大總段的模擬吊裝

目前機艙總段的建造方式對場地占用時間較長，需要進行多次塢內(nèi)吊裝，龍門吊負荷較大；擴大總段規(guī)模無疑會提高總段的完整性、縮短吊裝時間，但更大規(guī)模的機艙總段吊裝國內(nèi)尚無先例可循，對結(jié)構(gòu)強度和吊裝安全性都存有一定的疑問。因此，有必要對吊裝過程進行模擬，然后在模擬結(jié)果的基礎上采取必要的加強措施，減少無用的加強結(jié)構(gòu)，減輕總段的質(zhì)量。

4.1 機艙大總段吊裝數(shù)值模擬

利用相關軟件統(tǒng)計并計算機艙大總段結(jié)構(gòu)、舾裝件及油漆的質(zhì)量（見表3），總質(zhì)量約為1500t，超出龍門起重機的吊裝能力，因此利用大型浮吊進行搭載作業(yè)。根據(jù)大總段結(jié)構(gòu)特點，設計出吊點布置方位（見圖4）。

表3 機艙大總段構(gòu)成與重量統(tǒng)計

圖4 吊點布置

為較為準確地預測機艙超大型總段吊裝過程中的最大變形值與最大應力，首先將未加強模型按照吊裝的起吊上升、平吊運輸和下降3種工況進行有限元計算，得出變形和應力分布云圖；其次根據(jù)應力變形分布情況對超出許用應力值和變形程度較為嚴重的區(qū)域采取控制變形措施；隨后計算加強后的模型，不斷優(yōu)化加強方案；最終得出加強少、工藝性最合理且變形和應力均較小的方案。

4.1.1 有限元模型

該模型為超大型機艙總段，鋼板材質(zhì)為AH32，根據(jù)不同的板厚和加強形式分別賦予不同的屬性。應用MPC方法模擬吊馬受力。

4.1.2 不同工況下的超大總段吊裝模擬計算

4.1.2.1 起吊上升階段

根據(jù)計算結(jié)果分析，在無加強的情況下，總段起吊上升階段的最大變形發(fā)生在124分段的開口凸出處，最大值為 45.00mm（見圖 5）。最大變形值在彈性變形值范圍內(nèi)，在吊裝結(jié)束后即可自動恢復，不需要采取變形控制措施。153分段和143分段的邊緣肋板自由端變形較大，數(shù)值大小為40.50mm；吊馬區(qū)域的最大變形值為13.52mm，對結(jié)構(gòu)影響很小，可忽略不計?？偠纹鸬跎仙A段的較大變形位置主要集中在上甲板；下甲板由于結(jié)構(gòu)強度比較大，變形很小，無需考慮。

圖5 起吊上升階段總段結(jié)構(gòu)變形云圖

結(jié)構(gòu)應力主要集中在吊馬布置區(qū)域，最大應力為247.36MPa，超過最大許用應力235MPa，發(fā)生在154分段的26號吊馬下方#23肋位處支柱的肘板邊緣位置（見圖6）。由于該處肘板形狀突變引起的應力顯著增大，使結(jié)構(gòu)塑性降低、脆性增加，發(fā)生脆性破壞的危險系數(shù)加大，必須在該位置加設加強以保證結(jié)構(gòu)強度。

圖6 起吊上升階總段結(jié)構(gòu)應力云圖

4.1.2.2 吊裝移位階段

根據(jù)船塢內(nèi)船尾朝向船塢開口方向的實際，在總段上升至滿足要求的高度后，將模擬吊裝總段沿x軸正方向移動。參照胡克點的載荷大小，選取較大的載荷計算分析該工況結(jié)構(gòu)的受力情況。

由圖7可知：該工況下總段的153分段44號肋位處一根端部為自由端的支柱發(fā)生最大變形，偏移方向為y軸的正方向，數(shù)值達到203.92mm，遠遠超過了彈性變形范圍，為塑性變形。這是由于吊裝移位過程中總段發(fā)生輕微前傾，吊繩的牽引力在y軸方向上的分力較大，從而引起形似懸臂梁支柱的自由端面發(fā)生較大結(jié)構(gòu)變形。該支柱必須采取控制變形措施以保證搭載精度。

圖7 吊裝移位階段總段結(jié)構(gòu)變形云圖

與上升階段相似，總段在模擬吊裝移位階段，應力主要集中于吊馬區(qū)域，最大應力位置也在同一肘板上，最大值為226.48MPa。該區(qū)域內(nèi)的危險點應力小于上升階段，因此，只需保證上升階段強度滿足要求即可。

4.1.2.3 吊裝下降階段

該階段的最大變形位置與上升階段一樣，最大值為35.73mm；上甲板最大變形為40.17mm，下甲板最大變形為36.73mm，皆為彈性變形。

該工況下的結(jié)構(gòu)應力較大位置是吊馬所在區(qū)域，最大值為196.87MPa，應力和變形的分布情況與上升階段相似，只是數(shù)值上小于上升階段。因此，只需保證上升階段該處強度滿足要求即可。

4.1.3 超大型機艙總段結(jié)構(gòu)吊裝安全判定

分別對超大型機艙總段3種不同工況下的變形與應力進行統(tǒng)計，得出各自的變形量與變形率（見表4）。

表4 不同工況下總段各項力學指標

從局部剛度分析，總段上升階段和下降階段的局部變形率為1.6/1000＜2/1000，滿足船體局部吊裝剛度需求：移位階段的變形率為39/1000＞2/1000，因此判定153分段#44肋位處的支柱下方剛度不足，在吊裝過程中會出現(xiàn)危險或吊裝結(jié)束后結(jié)構(gòu)不能回彈的現(xiàn)象。從整體剛度來看，總段的最大尺寸為45000mm，允許變形量為 56.25mm（45000mm/800），吊裝上升階段和下降階段的結(jié)構(gòu)最大變形分別為45.00mm及35.73mm，均小于允許變形量，因此判定吊裝過程中的整體剛度滿足上升階段和下降階段的剛度需求；而位移階段總段最大變形值為203.92mm，遠遠大于允許變形量56.25mm，因此該階段的整體剛度不足，需采取一定的加強措施；各階段結(jié)構(gòu)最大應力皆＞156MPa的安全應力值。

4.2 結(jié)構(gòu)加強措施

通過對超大型機艙總段結(jié)構(gòu)吊裝過程進行安全判定，得出153分段的剛度和154分段的強度不滿足吊裝工藝需求，需進行必要的加強。采取加強措施前，應先檢查各待加強區(qū)域舾裝件的布置情況，以防造成干涉。

4.2.1 吊裝過程中強度安全控制

154分段的問題是強度不足，支柱上方的肘板應力集中，應力值超過安全應力值，加強區(qū)域見圖 8。參照實際生產(chǎn)需求和工藝性要求，設計出如下加強方案。

在支柱與橫梁之間加一根斜槽鋼，可以緊靠在肘板的外邊緣。該方案的優(yōu)點是加強尺寸小、工藝性強，工程量及物料較少，拆除方便。

吊裝過程中上升階段的最大應力值比其余2個階段的最大應力值都大，因此選取上升階段檢驗加強效果。在起吊上升階段，分別對2種不同的加強方案進行計算，具體計算結(jié)果見圖8。

加強后，肘板單元最大應力為135.80MPa，小于安全應力156MPa，應力集中得到了有效緩解。結(jié)構(gòu)的最大應力發(fā)生在支柱下端單元處，數(shù)值為169.75MPa，小于許用應力。

4.2.2 吊裝過程中變形安全控制

通過模擬計算可知：在超大型機艙總段吊裝過程中的移位階段，153分段船舯FR26肋位處的支柱自由端發(fā)生203.92mm的變形。在模型內(nèi)直接添加槽鋼，將FR26肋位處的支柱與FR27肋位處的支柱相連，加強效果見圖9。

圖8 154應力集中區(qū)域工藝及應力云圖

圖9 加強后總段結(jié)構(gòu)的移位階段變形云圖

加強處理后，發(fā)生最大變形的支柱變形值降為7.94mm，局部變形率為1.5/1000（7.94mm/5267mm）＜2/1000，滿足吊裝過程中的剛度需求。

5 結(jié) 語

船舶結(jié)構(gòu)的大型化可以減少船塢起吊次數(shù)和縮短船塢周期，但船舶結(jié)構(gòu)能否起吊以及吊馬位置的設計和加強的安裝都需要理論計算的支撐。韓國和日本的大型船舶結(jié)構(gòu)吊裝工藝已經(jīng)非常成熟，不僅現(xiàn)場吊裝工藝經(jīng)驗豐富，而且理論計算也較完善。通過對大型船舶結(jié)構(gòu)吊裝進行有限元數(shù)值模擬并結(jié)合實際生產(chǎn)進行工藝改進，得到以下結(jié)論。

1） 船舶結(jié)構(gòu)在吊裝過程可以通過有限元數(shù)值模擬的方法進行應力與變形分析，得出船舶結(jié)構(gòu)在不同狀態(tài)下相應的應力和變形值，對搭載過程中采取防變形的加強措施有指導意義。

2） 對吊裝結(jié)構(gòu)進行模擬計算可以有針對性地規(guī)范加強的位置，合理布置加強點并控制吊裝變形，降低結(jié)構(gòu)應力，節(jié)省工程量；此外，也可以通過計算優(yōu)化吊馬位置使結(jié)構(gòu)應力和變形最小化。

［1］ 張延昌，王自力，羅廣恩. 船舶上層建筑整體吊裝強度有限元分析［J］. 船舶工程，2006， 28 （3）： 62-65.

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［4］ ZHANG J P， TU L H. Research on combined lifting conceptual design for large-scale ship ［J］. Advanced Materials Research，2011， 295-297： 473-476.

［5］ 王鋒，汪家政. 大型船舶上層建筑整體吊裝技術研究及應用［J］. 造船技術，2011 （1）： 20-22.

Research on Numerical Simulation of Large Ship Structure Lifting

WANG Ming1，2，JU Li-yang2，LIU Jian-feng2，WANG Yue1，JIANG Zhi-yong1
（1. School of Naval Architecture and Ocean Eng.，Jiangsu University of Science and Technology， Zhenjiang 212003， China；2. Shanghai Waigaoqiao shipbuilding Co.， Ltd.， Shanghai 200137， China）

The concepts of deformation value and deformation rate are proposed with practical examples to describe the degree of deformation caused by lifting. A numerical method is used to simulate the lifting process of side block and engine room block， and the strengthening measures are optimized for side block lifting according to the safe lifting guidelines. The optimization result is applied to production， where the round pipe strengthening procedure previously used has removed to reduce the workload of mounting and dismounting and to improve the efficiency. The force distributions of the engine room block were simulated under different working conditions and the results are analyzed on the basis of finite element calculations. The result shows that the stress and deformation of the engine room block exceeded the safe range during up-lifting and shifting process， so countermeasures are required. Numerical simulation of the engine room block lifting is beneficial for both the enlargement of the blocks and the safety of lifting. Besides， it can increase the structural integrity of the block， make some of the dock work ashore and provide the theoretical basis for shortening the period of dry dock.

engine room block； safety guideline； lifting simulation； deformation control

U671.4

A

2095-4069 （2016） 05-0080-07

10.14056/j.cnki.naoe.2016.05.015

2015-10-19

王銘，男，1987年生。江蘇科技大學碩士研究生在讀，研究方向為船舶先進制造技術、船舶制造工藝力學。