汽車滾裝船抵抗撓曲變形的構造分析

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(1.南通中遠海運川崎船舶工程有限公司，江蘇 南通 226005；2.啟東中遠海運海洋工程有限公司，江蘇 啟東 226259)

汽車滾裝船船型高大，水線以上部分占很大的比重[1]。為滿足裝車量和裝車效率的要求，該船型的甲板框架有嚴格的凈高限制，且貨艙內需少設置橫艙壁，以形成寬敞的貨艙區(qū)域。所以汽車滾裝船貨艙區(qū)域的橫向強度和剛度遠小于其他類別船舶。若構造整體的橫向強度和剛度不足，則橫搖工況下易發(fā)生撓曲變形，促使船舶橫向框架及支柱在端部連接處出現(xiàn)應力集中，引起結構疲勞斷裂和局部失穩(wěn)，對船舶的結構安全構成威脅[4-6]。有關汽車滾裝船的構造設計，有涉及中大型汽車滾裝船的布置設計理念和方法，提出橫向防撓曲的強度問題是該類船型結構設計的關鍵技術[1-2]；有對汽車滾裝船貨艙內支柱附近的結構強度進行有限元分析，并提出減少應力集中的支柱構造優(yōu)化方案[3-5]；有運用有限元計算法分析“剛性”和“柔性”兩類不同甲板的汽車滾裝船發(fā)生橫向撓曲變形后的結構強度差異和各自的優(yōu)缺點[6-7]。有在汽車滾裝船橫向撓曲強度計算中，采用局部艙段有限元模型，通過調整邊界等條件進行模擬，使得模型更接近于實際情況，從而快速的評價船體貨艙段在橫向撓曲狀態(tài)下的強度。然而，對于汽車滾裝船特有的橫向撓曲變形，如何在船型的初期設計階段選擇和確定整體性的抵抗構造方案，未見相關的探討分析。

考慮以某汽車滾裝船為例，從初期設計階段著手，在其初始狀態(tài)的基礎上，從抵抗撓曲變形的整體性構造考慮出發(fā)，通過有限元計算法對初始狀態(tài)、典型橫艙壁方案、以及其他構造方案分別進行整船有限元分析，得出各個方案在各層甲板處的撓曲變形量；以典型橫艙壁方案在抵抗撓曲變形上的能力值為參考，去尋找能夠與其在抵抗撓曲變形能力上相當?shù)恼w構造方案。

1 初期構造方案考慮

以某汽車滾裝船為例，初期考慮的各個方案構造型式匯總見表1。

表1 某汽車滾裝船抵抗撓曲變形的構造方案

初始狀態(tài)。已有的舷側肋骨、艏艉構造、機艙和風道圍壁等都屬于常規(guī)的約束性構造型式，對撓曲變形有一定的約束和抵抗作用。通過對初始狀態(tài)的分析，可進一步了解初始時各甲板最大變形量及其發(fā)生的位置，為后續(xù)的構造方案考慮提供依據(jù)。

方案一。在初始狀態(tài)的基礎上，對貨艙內最大變形發(fā)生處增設一道橫艙壁。結合橫艙壁方案的業(yè)界公認典型性，探討分析的目標是尋找到新方案，其在抵抗撓曲變形的能力上，能夠與典型的橫艙壁方案相當。

方案二。整個貨艙內不設置橫艙壁，將干舷甲板(5th C.DK)以下設計為舷側雙殼構造。從下文分析知，方案二相對于方案一而言，在抵抗能力上依然存在差異性；但相對于初始狀態(tài)，在抵抗能力上已有很大的提高。

方案三。在方案二的基礎之上，在干舷甲板(5th C.DK)以上的貨艙內增加一組強約束性構造，即在最大變形量發(fā)生的位置增設一組梯道圍壁構造。下層甲板間平面布置見圖1。

初始狀態(tài)及各個方案的橫剖面示意，見圖2。

2 抵抗撓曲變形的構造分析

2.1 計算模型

運用有限元計算軟件Femap With Nastran，依據(jù)典型橫剖面圖、基本結構圖和總布置圖等，結合各方案的結構，分別建立有限元實體模型。由于該船型的不對稱布置，需進行整船有限元建模。

有限元模型采用右手坐標系，X軸指向船艏，Y軸沿船寬指向左舷，Z軸由基線垂直指向甲板。整船采用肋骨間距的標準網(wǎng)格尺寸建模，船體的各層甲板、外板、肋板、縱絎、強肋骨、強橫梁、支柱等板材采取四節(jié)點板單元模擬，普通骨材及型材面板等結構采取一維梁單元模擬。

2.2 邊界約束

如圖3所示，汽車滾裝船實體模型邊界約束以干舷甲板為界面，將該界面與艏柱的交點設定為X、Y和Z方向的線位移固定約束；將該界面與艉封板的左舷交線端點設定為Z方向線位移固定約束；將該界面與艉封板的右舷交線端點設定為Y和Z方向線位移固定約束。

2.3 撓曲變形計算載荷

撓曲變形計算載荷主要反映出船舶在橫浪中行駛，船體橫向結構承受最大限度的撓曲彎矩的作用，以此來確定船體發(fā)生撓曲變形時的結構強度，其載荷加載分布情況見圖4。

考慮到汽車滾裝船的結構非對稱性，分別進行船舶左傾和右傾的計算。

2.4 裝載工況的選取

針對汽車滾裝船抵抗撓曲變形的能力評估，主要需確認選取的裝載工況能否產(chǎn)生最大的橫搖彎矩MR。

(1)

式中：Mi為第i層甲板貨物重量，t；ms,i為第i層甲板自身的重量，t；at,i為第i層甲板的橫向加速度，m/s2；Zi為第i層甲板從基線量取的垂向距離，m；Zmain為從基線量取至干舷甲板的垂向距離，m。

通過式(1)，計算選取橫搖彎矩數(shù)值最大的裝載工況對整船有限元模型進行實際加載。

2.5 抵抗撓曲變形能力的評估方法

有關抵抗撓曲變形能力的評估以撓曲變形量的量化數(shù)據(jù)比較方式展開。按照上文所述邊界條件、計算載荷和裝載工況，分別對初始狀態(tài)、橫艙壁方案、其他方案的有限元模型進行約束設定和載荷加載。通過Femap With Nastran軟件計算，直接輸出的各層甲板在外板處沿Y軸方向的變形量。但是在抵抗撓曲變形能力評估時，以選取同一橫剖面處各層甲板相對于最底層甲板在外板處沿Y軸向的相對撓曲變形量“△dy”進行比較評估，見圖5。

2.6 各方案相對撓曲變形量數(shù)據(jù)分析

根據(jù)上述評估方法，得出初始狀態(tài)、典型橫艙壁方案，其他構造方案在各層甲板外板處的相對撓曲變形量“△dy”，見圖6～9。

圖中，X軸表示量取點與艉垂線之間的距離，Y軸表示相對撓曲變形量“△dy”的數(shù)值大小。

從圖6～9得出各構造方案的最大相對撓曲變形量統(tǒng)計，見表2。

表2 各個構造方案最大相對撓曲變形量

對汽車滾裝船初始狀態(tài)、典型橫艙壁方案、以及其他構造方案的相對撓曲變形量數(shù)據(jù)進行比較，并結合各方案的構造特點進行分析，可知：

1)各構造狀態(tài)的最大相對撓曲變形量數(shù)據(jù)之間的差異，體現(xiàn)了不同構造設計在抵抗撓曲變形能力上的整體性差異。從表2的數(shù)據(jù)比較可知，雙殼構造與梯道圍壁的結合使得整船在抵抗撓曲變形能力上與典型的橫艙壁方案近似相當。

2)從圖7可見，在典型的橫艙壁方案上，貨艙段各層甲板相對撓曲變形量沿船長方向變化趨勢較平緩。與其他方案相比，設置的橫艙壁對整船在船長方向上抵抗撓曲變形的抑制作用更均勻，可極大提高貨艙區(qū)域構造的整體剛性約束，體現(xiàn)了其作為典型抵抗撓曲變形構造的優(yōu)勢。該方案的弊端是使得各層甲板間通行的坡道布置受到了橫艙壁的限制，且原先空曠的貨艙區(qū)域被分隔成多個貨艙區(qū)，致使運輸車輛碼頭裝卸的效率降低。

3)從圖7與圖8比較知，干舷甲板(5th C.DK)以下設置的雙殼構造提高了水線以下構造的剛度，使得5th C.DK以下各層甲板最大相對撓曲變形量與橫艙壁方案相當。對于5th C.DK以上的各層甲板相對變形量，由于上部缺少強約束構造的設置，其相對撓曲變形量在折線圖上明顯增大。盡管該方案相對初始狀態(tài)也極大降低了最大相對撓曲變形量，且提供了更空曠齊整的貨艙區(qū)域，有利于提高車輛裝卸的效率。但相對于典型的橫艙壁方案而言，在抵抗撓曲變形能力上仍存在一定的差距，并未達到初期所希望的與橫艙壁相當?shù)牡挚鼓芰Γ译p殼的設置占用了部分貨艙空間，必然對裝車量有一定的影響。

4)從圖9可見，在方案二“雙殼構造”的基礎上，為進一步增強干舷甲板以上的舷側構造剛性，采取了對5th C.DK以上最大撓曲變形量的位置增設一組強約束性的梯道圍壁構造，從而使得最大相對撓曲變形量數(shù)據(jù)在方案二的基礎上又進一步降低。最終使得該方案與典型的橫艙壁方案比較，兩者在抵抗撓曲變形能力上近似相當，達到了初期希望尋找的研究目標。

3 結論

通過對初期設計階段的不同的整體性構造方案進行分析、比較后發(fā)現(xiàn)：雙殼構造結合梯道圍壁的方案與典型的橫艙壁方案比較，在抵抗撓曲變形能力上有一定的近似性。然而，相對于典型的橫艙壁方案而言，雙殼構造結合梯道圍壁的方案提供了更空曠齊整的貨艙區(qū)域，勢必更方便了貨艙內汽車坡道的布置，有利于運輸車輛碼頭裝卸效率的提高。但設置的雙殼構造占用了部分貨艙空間，對車輛的裝載量有一定影響。這些都是在初期設計階段整體性構造方案考慮時需要注意的。另外，對于構造詳細設計階段，整體的撓曲變形也會引起局部熱點結構的強度問題、屈曲問題、疲勞問題等，也需予以重點關注，并考慮對應的局部補強方式。