艉錨裝置人字架結構優(yōu)化

劉玉超，任慧龍，呼文佳，劉劍飛，劉 浩，劉邦威

（哈爾濱工程大學 a. 船舶工程學院；b. 船舶與海洋工程結構力學研究所，黑龍江 哈爾濱 150001）

0 引 言

在研究船舶總體強度的同時，構件的局部強度也不能忽視[1]。本文對某船的艉錨收放裝置的結構強度問題進行研究。目前，已有研究人員針對艉錨裝置開展相關研究工作。王佚等[2]采用2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，并對采用這2種方法所得的應力結果進行對比分析；陳攀[3]建立某散貨船絞車與錨機基座及支撐基座的船體局部結構有限元模型，根據規(guī)范對基座及船體結構進行直接計算并對計算結果進行分析；張原瑾等[4]基于有限元模型研究某滾裝船錨機基座的局部強度，并為基座的設計提供參考。本文以艉錨收放裝置中的人字架結構為研究對象，選取工作載荷工況（拉錨力為125kN）和極限載荷工況（拉錨力為240kN）2種結構計算載荷工況，分別研究人字架結構在這2種計算載荷工況下的結構強度；同時，針對人字架結構強度不足的問題，考慮結構重量增加不宜過大的設計要求，分別給出2種計算載荷工況下人字架結構的優(yōu)化設計方案。

1 結構概況

艉錨裝置總布置圖見圖1。艉錨裝置中人字架結構的有限元模型采用殼單元毫米建模，結構計算采用與之對應的國際單位制，有限元網格的大小取為50mm×50mm。

圖1 艉錨裝置總布置圖

2 結構有限元分析

2.1 材料參數

艉錨裝置中各部分結構的材料均選用鋼材EH36，其參數見表1。

表1 鋼材EH36的參數

2.2 計算載荷

根據載荷方向示意（見圖2）確定艉錨裝置中人字架結構在極限載荷工況（拉錨力為240kN）和工作載荷工況（拉錨力為125kN）下承受的各方向分力，其中：拉錨力作用方向的水平角A取為18°或-14°；俯視角B取為-10°。角度A示意見圖3，其中：角度A取方向1時為負值；角度A取方向2時為正值。

圖2 載荷方向示意

圖3 角度A示意

艉錨裝置錨鏈線出繩方向的計算載荷見表2，錨鏈線入繩方向的計算載荷見表3。

表2 艉錨裝置錨鏈線出繩方向的計算載荷

表3 艉錨裝置錨鏈線入繩方向的計算載荷

2.3 結構強度標準

參照 HCSR[5]共同規(guī)范中船舶屈服強度評估的具體要求，評估艉錨裝置中人字架的結構強度。結構強度評估標準為

式(1)中：λy為屈服利用因子，對于板單元，；Ry為名義屈服應力，??；k為材料系數，本文取為0.72；σVM為Von Mises 應力，?。沪襵和σy為單元正應力，N/mm2；τxy為單元剪應力，N/mm2；λyperm為粗網格的許用屈服利用因子，當拉錨力取125kN時為0.8，當拉錨力取240kN時為1.0。

3 人字架結構強度評估

3.1 結構有限元模型

在開展結構強度評估之前，將艉錨裝置中人字架結構的有限元模型由直立狀態(tài)調整到工作狀態(tài)（見圖4），人字架結構示意見圖5。

圖4 艉錨裝置中人字架結構有限元模型

圖5 人字架結構示意

3.2 載荷及邊界條件

根據結構的受力形式和特點，確定艉錨裝置中人字架結構的邊界條件：在結構2與結構5接觸的銷孔內表面位置設置剛性固定的邊界條件；在結構2與結構8的接觸位置設置僅限制z方向位移和轉角的邊界條件。

人字架結構承受拉錨力的作用，其所承受的計算載荷具體見第2.2節(jié)。本文對艉錨裝置中的人字架結構分別施加上述計算載荷，并外加結構自身重量，取g=9.8m/s2。人字架結構計算載荷的施加通過PATRAN軟件的MPC功能來實現(xiàn)，其中：拉錨力的施加在MPC的獨立節(jié)點實現(xiàn)（節(jié)點選為拉錨力的作用點）；節(jié)點選為結構2與結構1螺栓連接位置的各節(jié)點。

3.3 人字架結構強度評估結果

艉錨裝置中人字架結構屈服強度評估的結果表明：在125kN和240kN的拉錨力作用下，人字架結構均無法滿足屈服強度的設計要求。結構屈服強度評估結果見表4。人字架結構的Von Mises應力云圖見圖6。

表4 人字架結構屈服強度評估結果

通過綜合分析可知：當取A=-14°時，人字架結構的強度問題更為嚴重。因此，對于人字架結構而言，可認為A=-14°、B=-10°的計算工況為結構最危險的作業(yè)工況，在結構優(yōu)化計算中，可僅研究該作業(yè)工況下的結構強度問題。

3.4 人字架結構破壞位置

由人字架結構強度評估結果可知：在125kN和240kN的拉錨力作用下，人字架結構均不滿足結構強度的設計要求，人字架結構屈服破壞位置見圖7，具體為人字架結構后側平板折角處。

圖6 人字架結構的Von Mises應力云圖（A=-14°）

圖7 人字架結構屈服破壞位置

4 人字架結構優(yōu)化

4.1 125kN拉錨力下人字架結構優(yōu)化方案

采用修改結構形式與修改結構板厚相結合的優(yōu)化方法，經過多次計算，最終得到在 125kN拉錨力作用下人字架結構的優(yōu)化方案。修改人字架結構的局部結構形式：連接結構折角過渡位置上、下100mm處兩點，取消折角過渡的結構形式，具體見圖 8。修改人字架結構板厚，具體見表 5。優(yōu)化設計后人字架結構的屈服強度評估結果見表6。

圖8 125kN拉錨力下人字架結構后部折角位置優(yōu)化示意

表5 125kN拉錨力下人字架結構板厚優(yōu)化情況

表6 125kN拉錨力下優(yōu)化設計后人字架結構的屈服強度評估結果

4.2 240kN拉錨力下人字架結構優(yōu)化方案

采用修改結構形式與修改結構板厚相結合的優(yōu)化方法，經過多次計算，最終得到在240kN拉錨力作用下人字架結構的優(yōu)化方案。修改人字架結構的局部結構形式：

1) 連接結構折角過渡位置上、下150mm處兩點，取消折角過渡的結構形式，具體見圖9。

2) 增加連接人字架結構靠近軸線一側的前后板的結構板（板厚為8mm），具體位置為R30圓弧過渡處上、下150mm處。在新增結構板的四角增設肘板，其中：靠近船首側位置的尺寸 為50mm×50mm×8mm；靠近船尾側靠下位置的尺寸為100mm×100mm×8mm，其余位置的尺寸均為50mm×50mm×8mm，具體見圖10。

圖9 240kN拉錨力下人字架結構的后部折角位置優(yōu)化示意

圖10 人字架結構前后板連接板的結構示意（靠近船尾）

修改人字架結構板厚，具體見表7。優(yōu)化設計后人字架結構的屈服強度評估結果見表8。

表7 240kN拉錨力下人字架結構板厚優(yōu)化情況

表8 240kN拉錨力下優(yōu)化設計后人字架結構的屈服強度評估結果

4.3 結構重量變化

本文分別對125kN和240kN拉錨力作用下的人字架結構進行優(yōu)化設計，具體見第4.1節(jié)和第4.2節(jié)?？紤]結構重量的設計要求，對結構優(yōu)化后的重量變化進行匯總，結果見表9。

表9 結構重量變化值

5 結 語

通過分析，得到以下結論：

1) 當取A=-14°時，人字架結構的強度問題更為嚴重。因此，對于人字架結構而言，可認為A=-14°、B=-10°的計算工況為結構最危險的作業(yè)工況。

2) 對于人字架結構而言，若僅需滿足125kN拉錨力作用下的結構強度要求，采用第4.1節(jié)中給出的結構優(yōu)化方案即可，但該優(yōu)化方案無法滿足極限拉錨力（240kN）作用下的結構強度要求。若結構需滿足極限拉錨力（240kN）作用下的結構強度要求，可采用第 4.2節(jié)中給出的結構優(yōu)化方案，此時結構同樣滿足125kN拉錨力作用下的結構強度要求。

3) 考慮艉錨裝置結構設計的重量要求，在給出的結構優(yōu)化方案中，新增結構的尺寸和板厚、各結構板的板厚均為最低要求。

4) 建議在設計時艉錨收放裝置中的人字架結構不采用折角過渡形式，以滿足屈服強度評估要求。