三體船新型分布式連接橋結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析

黃立為，魏成柱,2，陳爐云，梁曉鋒，易宏*

1 上海交通大學(xué) 海洋智能裝備與系統(tǒng)教育部重點實驗室，上海 200240

2 中國艦船研究設(shè)計中心, 上海 201108

0 引 言

三體船是20 世紀(jì)末發(fā)展起來的一種新型高性能船舶，在快速性、穩(wěn)性和耐波性等方面擁有獨(dú)特的優(yōu)勢，其應(yīng)用范圍已從最初的軍事領(lǐng)域擴(kuò)展到客船、游艇等商用領(lǐng)域，受到國內(nèi)外各界的廣泛關(guān)注。Vakilabadi 等[1]針對高速三體船進(jìn)行模型試驗，分析了迎浪規(guī)則波下不同航速、不同海況對縱蕩和縱搖運(yùn)動的影響；唐浩云等[2]對三體船在迎浪不規(guī)則波中的運(yùn)動和載荷進(jìn)行了試驗研究。在三體船結(jié)構(gòu)方面，鄧樂[3]開展了高速三體船結(jié)構(gòu)的力學(xué)特性研究，針對三體船結(jié)構(gòu)的受力特征和載荷傳遞特點進(jìn)行了分析；譚偉[4]采用直接計算法對鋁合金三體船的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行分析，指出了三體船結(jié)構(gòu)的危險位置；甄春博等[5-6]對多工況下三體船結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度和疲勞進(jìn)行計算研究，分析了各種因素對三體船結(jié)構(gòu)的影響。上述研究成果表明，承載橫向彎矩和扭矩的連接橋結(jié)構(gòu)是三體船結(jié)構(gòu)設(shè)計的關(guān)鍵所在。

目前，三體船廣泛采用的是整體式連接橋結(jié)構(gòu)，這種結(jié)構(gòu)有些類似于船舶的雙層底結(jié)構(gòu)，分橋面和橋底2 塊面板，面板間以橫艙壁作為主要支撐，并以橫梁或縱骨保證局部強(qiáng)度。整體式連接橋結(jié)構(gòu)的優(yōu)點是可提供額外的甲板布置面積和額外的艙容，但其缺點也較明顯：一是內(nèi)部結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，建造成本較高；二是結(jié)構(gòu)重量大，由于連接橋的垂向位置通常與甲板相當(dāng)，會導(dǎo)致三體船的結(jié)構(gòu)重心處于較高水平。這些缺點會降低三體船的裝載能力和穩(wěn)性，增加建造成本。可見，連接橋結(jié)構(gòu)的減重設(shè)計是一個具有重要現(xiàn)實意義的問題。為解決該問題，一些學(xué)者進(jìn)行了更深入的研究，其減重思路可歸納為2 類：一類是針對連接橋內(nèi)部的骨架布置形式和尺寸進(jìn)行優(yōu)化；另一類是針對連接橋與主體和片體連接處的過渡結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化。徐敏等[7]采用有限元方法對橫骨式、縱骨式、密加筋型和箱型梁型這4 種連接橋骨架結(jié)構(gòu)進(jìn)行了對比研究；操安喜等[8]對連接橋端部的應(yīng)力集中問題進(jìn)行了優(yōu)化研究。上述研究雖然都取得了一定的減重效果，但并未突破整體式連接橋結(jié)構(gòu)形式的限制，減重水平有限。

為突破傳統(tǒng)連接橋的形式限制，有一種思路是放棄采用整體式連接橋而采用新型連接橋形式。研究表明，對三體船連接橋來說，最危險的載荷是橫向分離彎矩[9]。承擔(dān)該載荷的主要部分是連接橋的腹板，而面板的應(yīng)力則非常小，利用率很低。因此，本文擬提出新型分布式連接橋結(jié)構(gòu)，這種結(jié)構(gòu)的特點是去除了整體式連接橋中間的大部分面板結(jié)構(gòu)，形成了一種新的離散化連接橋結(jié)構(gòu)。從而在滿足抵抗橫向彎矩要求的基礎(chǔ)上，大幅降低結(jié)構(gòu)重量和重心，具有良好應(yīng)用前景。

為進(jìn)一步驗證新型分布式連接橋結(jié)構(gòu)的優(yōu)勢，本文將以上海交通大學(xué)開發(fā)的某三體穿梭艇為研究對象[10]，采用直接計算的方法分別對分布式連接橋結(jié)構(gòu)（新型）和整體式連接橋結(jié)構(gòu)（傳統(tǒng)型）進(jìn)行計算與對比。首先，在數(shù)值計算中根據(jù)該艇建立實尺度的全船三維模型，以現(xiàn)行的三體船規(guī)范作為參考[11-12]，根據(jù)中國船級社（CCS）規(guī)范確定計算載荷、計算工況及相應(yīng)的邊界條件；然后，通過有限元分析分別計算改進(jìn)前、后這2 種連接橋結(jié)構(gòu)形式的結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布及變形狀況，在此基礎(chǔ)上確定相對較優(yōu)的結(jié)構(gòu)形式，為三體船結(jié)構(gòu)設(shè)計提供參考。

1 結(jié)構(gòu)介紹

本文提出的分布式連接橋結(jié)構(gòu)是一種橫貫主船體的連續(xù)箱型剖面梁結(jié)構(gòu)，其剖面為一矩形，舷側(cè)局部如圖1 所示。

圖1 分布式連接橋的結(jié)構(gòu)形式Fig. 1 The structure of dispersed cross-deck

由圖1 可知，相對于傳統(tǒng)的整體式連接橋，分布式連接橋在去除了面板的同時，也相應(yīng)地喪失了這部分甲板的布置面積以及對應(yīng)位置處連接橋內(nèi)部的艙容。因此，當(dāng)這種減重方式與船體總布置需求相沖突時，應(yīng)綜合考慮分布式連接橋在船體縱向的尺寸。在三體船連接橋與主船體舷側(cè)連接處存在非常明顯的應(yīng)力集中問題，為降低應(yīng)力集中水平，文中采用了3 種手段進(jìn)行改進(jìn)：一是將分布式連接橋采用貫通主船體的設(shè)計，使連接橋結(jié)構(gòu)具有很好的連續(xù)性；二是在連接橋與舷側(cè)連接處采用肘板加強(qiáng)過渡；三是增加舷側(cè)連接處局部外板的厚度。

2 模型概述

三體船數(shù)值模型是根據(jù)上海交通大學(xué)開發(fā)的某型三體穿梭艇建立的。該艇總長20 m，總寬9 m，主體型寬2.8 m，片體型寬1 m，主體型深4 m，主體設(shè)計吃水1.75 m。

在本艇設(shè)計中，為降低結(jié)構(gòu)重量，提出了分布式連接橋結(jié)構(gòu)形式。這種結(jié)構(gòu)形式主要考慮了抵抗橫向分離彎矩的能力，而一定程度上忽略了其他載荷的影響。而且這種結(jié)構(gòu)形式缺乏較強(qiáng)的縱向連接結(jié)構(gòu)，沒有形成縱向抗扭箱，當(dāng)三體船尺寸進(jìn)一步增加時，橫向扭矩會導(dǎo)致連接橋產(chǎn)生較大的變形。因此，這種結(jié)構(gòu)適用于橫向扭矩影響較小的中、小型三體船，而對于尺寸較大的三體船，則需要針對扭矩的影響開展進(jìn)一步的分析。

應(yīng)用通用型有限元軟件平臺MSC.Patran，分別建立采用整體式連接橋和分布式連接橋的三體船數(shù)值模型。在模型中，外板、橫艙壁、連接橋、縱桁、強(qiáng)橫梁、強(qiáng)肋骨等結(jié)構(gòu)采用四邊形板單元劃分，普通橫梁、普通肋骨采用梁單元劃分。其中，板單元的邊長設(shè)置為50 mm。全船材料統(tǒng)一設(shè)置為Q235 鋼。模型如圖2 和圖3 所示。

圖2 整體式連接橋的全船模型Fig. 2 The geometry model and FE model of trimaran with integral cross-deck

圖3 分布式連接橋的全船模型Fig. 3 The geometry model and FE model of trimaran with dispersed cross-deck

考慮到實際建造時片體肋骨間距的要求，分布式連接橋的面板寬度最好與片體肋位寬度對應(yīng)，這樣連接橋的腹板就可以過渡到片體橫艙壁上。針對該需求，面板寬度取為400 mm，腹板高度則與整體式連接橋的全船模型一致，為250 mm。從可比性的角度出發(fā)，上述2 個模型除連接橋結(jié)構(gòu)形式不同外，其余主船體和片體結(jié)構(gòu)均一致，且各結(jié)構(gòu)構(gòu)件的幾何尺寸，如板厚、骨材的截面形式也保持一致。

3 計算載荷與工況

3.1 船體外載荷

三體船由1 個主體和2 個小片體組成，其布局要比普通單體船復(fù)雜得多，因而在航行時受到的外載荷也更加多樣化。普通單體船航行時受到的載荷按作用效果可以分為總縱垂向彎矩、水平波浪彎矩和縱向扭矩，而三體船由于片體的存在，還會受到橫向的分離彎矩和扭矩的影響，這種橫向的彎矩和扭矩是三體船特有的載荷成分[13]。

確定各項載荷的大小是結(jié)構(gòu)分析的前提，在缺乏船模實驗數(shù)據(jù)的情況下，針對三體船外載荷的計算主要有2 類：一類是直接計算法，另一類是規(guī)范計算法[14]。如果采用基于流體動力學(xué)理論的直接計算法確定波浪載荷，在計算時需要考慮三體船營運(yùn)限制所對應(yīng)的波浪條件、船舶航速和波浪砰擊的影響，而規(guī)范計算法則綜合考慮了這些因素，并以主船體和片體重心的垂向加速度等參數(shù)來模擬航行時波浪對三體船的作用力。本文的主要目的是進(jìn)行結(jié)構(gòu)分析而非水動力分析，雖然采用規(guī)范計算法其數(shù)值通常比實際值大，但對于本文的結(jié)構(gòu)分析影響比較小，故可忽略。為計算載荷大小，采用CCS《海上高速船入級與建造規(guī)范》[12]中針對三體船直接計算規(guī)定的計算公式來確定各項載荷。限于篇幅，本文將不列出這些公式，而僅給出計算所需的參數(shù)，如表1 所示。

表1 計算參數(shù)Table 1 Calculation parameters

結(jié)合表1 的基本參數(shù)，求得三體船所承受的各類載荷如表2 所示。

3.2 工況定義

在船舶運(yùn)動中，存在多種載荷耦合的情況，因而在確定各項載荷的基礎(chǔ)上，可通過不同的工況組合來模擬實船的受力情況。參考勞氏船級社三體船規(guī)范要求，采用7 種典型的工況進(jìn)行了計算。這些工況中包含了迎浪、橫浪和斜浪這3 種海況，每種工況中都有一種載荷達(dá)到最大值，以作為該工況下的主要載荷。這些工況的載荷組合形式如表3 所示。

表2 計算載荷Table 2 Calculated loads

表3 各工況下的載荷組合Table 3 Cases of the load combinations

3.3 邊界條件

在中縱剖面上取艏柱、艉封板水線處各一點，約束三體船的垂向位移；在船中橫艙壁位置，在甲板、龍骨與中縱剖面相交處各取一點，約束三體船的縱向位移；在2 個片體中橫剖面龍骨處各取一點，約束三體船的橫向位移。這種約束模式能在限制全船剛體運(yùn)動的同時，不影響船體各部分的相對變形。

4 數(shù)值計算與結(jié)果分析

4.1 應(yīng)力對比

根據(jù)CCS 規(guī)范，外載荷的加載方式如下：將縱向彎矩?fù)Q算成沿船長方向分布的一系列等效集中力，施加于船底縱桁；橫向彎矩?fù)Q算成等效的橫向?qū)﹂_力，施加于片體龍骨；橫向扭矩?fù)Q算成等效的反對稱分布力，施加于片體龍骨；水平彎矩和縱向扭矩?fù)Q算成一系列的力偶，施加于各強(qiáng)框架與舷側(cè)相交位置。按表3 所示工況進(jìn)行外載荷加載，并進(jìn)行有限元計算分析，獲得三體船連接橋區(qū)域的應(yīng)力數(shù)值和變形如圖4～圖10 所示。

由圖4～圖10 所示的應(yīng)力云圖可知，在各工況下，2 種形式連接橋的應(yīng)力分布模式基本相同，最大應(yīng)力相差無幾，且滿足材料的許用應(yīng)力，結(jié)構(gòu)處于安全狀態(tài)。按照CCS 的強(qiáng)度衡準(zhǔn)規(guī)范，Q235鋼質(zhì)船體的結(jié)構(gòu)許用正應(yīng)力為179 MPa，許用切應(yīng)力為101 MPa。由表4 可知，采用整體式連接橋的結(jié)構(gòu)最大正應(yīng)力為141 MPa，最大切應(yīng)力為78.2 MPa，滿足強(qiáng)度要求；采用分布式連接橋的結(jié)構(gòu)最大正應(yīng)力為136 MPa，最大切應(yīng)力為70.6 MPa，滿足強(qiáng)度要求。相比整體式連接橋結(jié)構(gòu)，分布式連接橋結(jié)構(gòu)的應(yīng)力略有降低，說明其具備比整體式連接橋更好的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。

圖4 工況1 的應(yīng)力云圖Fig. 4 Stress contours of case 1

圖5 工況2 的應(yīng)力云圖Fig. 5 Stress contours of case 2

圖6 工況3 的應(yīng)力云圖Fig. 6 Stress contours of case 3

圖7 工況4 的應(yīng)力云圖Fig. 7 Stress contours of case 4

圖8 工況5 的應(yīng)力云圖Fig. 8 Stress contours of case 5

圖9 工況6 的應(yīng)力云圖Fig. 9 Stress contours of case 6

圖10 工況7 的應(yīng)力云圖Fig. 10 Stress contours of case 7

表4 不同工況下的應(yīng)力值Table 4 Stress values under different cases

由表4 可看出，在工況4 時三體船結(jié)構(gòu)出現(xiàn)了最大應(yīng)力，該工況對應(yīng)的是橫向中垂，其主要載荷為橫向分離彎矩。因此對本三體船來說，橫向分離彎矩（中垂）為最危險載荷，這與之前研究的結(jié)果是一致的。

由圖4～圖10 可以看出，連接橋的應(yīng)力集中主要出現(xiàn)在連接橋與舷側(cè)連接處和連接橋轉(zhuǎn)角處，在表4 中對這2 處應(yīng)力做了統(tǒng)計。

為詳細(xì)說明連接橋的應(yīng)力分布，對左舷側(cè)連接橋在工況4 時舷側(cè)連接處和轉(zhuǎn)角處的局部應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)行了對比，其結(jié)果如圖11 和圖12 所示。

由圖11 和圖12 可知，2 種連接橋結(jié)構(gòu)在舷側(cè)連接處和轉(zhuǎn)角處其應(yīng)力集中都比較嚴(yán)重。在舷側(cè)連接處部分，分布式連接橋的正應(yīng)力幅值為63.8 MPa，顯著低于整體式連接橋的正應(yīng)力幅值98.6 MPa。出現(xiàn)這種差異的主要原因是分布式連接橋采用了橫向貫通結(jié)構(gòu)，而整體式連接橋采用的卻是腹板與艙內(nèi)強(qiáng)框架連接方式，其結(jié)構(gòu)連續(xù)性不如分布 式連接橋，相比之下，分布式結(jié)構(gòu)的載荷傳遞更具優(yōu)勢。在連接橋轉(zhuǎn)角處，腹板下緣的應(yīng)力值非常顯著，這部分的應(yīng)力集中是由連接橋結(jié)構(gòu)的型線變化所導(dǎo)致的。因此，該處結(jié)構(gòu)是本船進(jìn)行連接橋設(shè)計時需特別注意的地方，可考慮進(jìn)行局部加強(qiáng)，或?qū)B接橋的折角型線進(jìn)行優(yōu)化。

圖11 工況4 的局部應(yīng)力云圖（整體式連接橋）Fig. 11 Local stress contours of case 4（integral cross-deck）

圖12 工況4 的局部應(yīng)力云圖（分布式連接橋）Fig. 12 Local stress contours of case 4（dispersed cross-deck）

4.2 變形對比

以工況4 和工況7 下的連接橋結(jié)構(gòu)為例，對比改進(jìn)前、后連接橋結(jié)構(gòu)的變形，結(jié)構(gòu)變形云圖如圖13 和圖14 所示。

由圖13 和圖14 可知，在工況4 下，連接橋呈現(xiàn)出典型的橫向中垂，在工況7 下，呈現(xiàn)出典型的橫向扭轉(zhuǎn)，這與工況4 和工況7 的主要載荷是完全對應(yīng)的。這2 種連接橋的變形模式基本相同，但分布式連接橋的變形幅值要大于整體式連接橋，這是由于分布式連接橋結(jié)構(gòu)去除了中間的大量面板，導(dǎo)致其整體剛度不如整體式連接橋結(jié)構(gòu)。因此，在實際設(shè)計中，如果對連接橋的變形有較高要求，需對其進(jìn)行剛度加強(qiáng)，可考慮采用加大端部肘板尺寸等方式。

圖13 工況4 的變形云圖Fig. 13 Deformation contours of case 4

圖14 工況7 的變形云圖Fig. 14 Deformation contours of case 7

4.3 重量對比

采用2 種形式連接橋的三體船全船重量、重心對比如表5 所示。

由表5 可知，相比傳統(tǒng)的整體式連接橋，采用分布式連接橋使連接橋的結(jié)構(gòu)重量降低了59.79%，全船結(jié)構(gòu)重量降低了1 340 kg，降低比率為6.75%；結(jié)構(gòu)重心降低了0.133 7 m，降低比率為5.54%。由此可知，相比整體式連接橋結(jié)構(gòu)形式，采用分布式連接橋結(jié)構(gòu)能在一定程度上降低三體船的重量和重心。

表5 重量和重心對比Table 5 Comparison of weight and vertical location of center of gravity

5 結(jié) 語

為減輕三體船重量，本文提出了一種分布式連接橋結(jié)構(gòu)，并對采用整體式和分布式這2 種不同連接橋結(jié)構(gòu)的全船模型進(jìn)行了有限元分析，得到了2 種模型的應(yīng)力和變形分布特性。分析表明，相比傳統(tǒng)的整體式箱型連接橋，新的分布式連接橋不僅能夠滿足結(jié)構(gòu)強(qiáng)度要求，還能顯著降低三體船的結(jié)構(gòu)重量和重心，是一種具有良好應(yīng)用前景的連接橋結(jié)構(gòu)形式，可為后續(xù)三體船的連接橋結(jié)構(gòu)設(shè)計提供參考依據(jù)。