機艙總段整體吊裝分析

徐爍碩，鄧 昂，何文心

（滬東中華造船（集團）有限公司，上海 200129）

0 引 言

在現(xiàn)代化造船模式下，船體總段吊裝前的預舾裝率相比以往顯著提升，這對提高生產效率、縮短建造周期和降低制造成本有重要意義。在數(shù)值仿真技術的支持下，韓國建造的巨型化總段的質量已達到5 000 t［1］。但是，總段的完整性對整體吊裝的要求很高，不僅要考慮總段的質量、吊車的起吊能力、吊耳形式、吊點位置和吊索，而且要考慮結構的強度和變形問題，最重要的是要保證吊裝的安全性。

嚴峰［2］通過對耙吸挖泥船機艙至艉部的巨型總段整體吊裝時的結構響應進行有限元分析，確保吊裝工作的安全性。劉銳等［3］通過對20 800 載重噸散貨船機艙總段的起吊上升、位移運輸和下降等3 個階段進行動態(tài)數(shù)值仿真分析，對總段吊裝方案進行了優(yōu)化設計。劉曉等［4］設計了船舶分段吊裝工藝虛擬仿真試驗，并通過執(zhí)行靜力學仿真、運動學仿真和結構強度仿真校驗，對工藝設計方案進行了改進完善。張國輝等［5］針對全敞式牲畜運輸船圍欄總段，通過有限元仿真設計了吊裝方案，并對其可行性進行了驗證。黃進軍等［6］通過對機艙總段吊裝過程進行有限元計算，驗證了吊裝方案的可行性。

本文以某型船的機艙總段EZ03C為例，根據(jù)總段質量、現(xiàn)場吊車情況和吊索具制訂吊裝方案，對垂直起吊狀態(tài)下的機艙總段進行有限元分析，根據(jù)計算結果制訂加強措施，并通過仿真驗證措施的可行性。

1 吊裝方案的確定

EZ03C總段由5 個分段總組而成，其長度為13.50 m，寬度為16.00 m，高度為8.75 m，總段的質量和重心見表1。根據(jù)現(xiàn)場船臺起吊設備的實際情況，在確保安全的前提下，采用2 臺起重能力為120 t的門座式起重機與2 臺起重能力為80 t的門座式起重機聯(lián)合吊運的起吊模式?？紤]到總段的質量和重心理論計算結果與實際之間的差異，還有其他一些不確定性因素和安全要求，采取由1 人指揮、4 人操作起重機聯(lián)吊的模式，安全吊重按4 臺起重機額定吊重的80%計算，安全吊重為320 t，扣除吊排、鋼索和卸扣等吊索具附件的質量（共計15.3 t），總段的理論最大起吊重量為304.7 t，且要滿足每臺吊車的載荷都在其安全吊重之內。

表1 EZ03C總段的質量和重心

根據(jù)總段的外形尺寸、質量、重心位置和4 臺門座式起重機船臺的布置情況進行吊環(huán)布置，其中，艏部吊環(huán)由2 臺80 t 門座式起重機通過160 t吊排起吊，艉部吊環(huán)由2 臺120 t 門座式起重機起吊。吊環(huán)應盡量設置在分段強結構處，在設置其位置時要考慮受力方向，盡量保證吊環(huán)的受力方向在吊環(huán)面內，盡量不要在易導致吊環(huán)發(fā)生彎曲的方向安裝吊環(huán)，若不能保證吊環(huán)的受力方向在吊環(huán)面內，要保證A 型的橫向受力角度在18°以內。該總段分別于#153、#156、#166 和#168 等4 個肋位布置吊環(huán)，具體布置情況見圖1。

圖1 EZ03C總段吊環(huán)布置及受力示意圖

EZ03C總段吊裝過程中的計算工況為垂直起吊工況，如圖1 所示，#153 和#156 肋位處2 根吊帶左右舷端部分別匯于160 t吊排兩端，吊排中心處受到塔吊的拉力合力T2；T21和T22為吊排對左右舷端部吊帶的拉力，根據(jù)對稱性，T21=T22=T2/2。#166 ～#168 肋位處左右舷端部分別匯于1 個吊點，吊點所受塔吊拉力T11和T12在中縱剖面內的投影之和為T1，令二者與重心的距離分別為d1和d2，根據(jù)船體結構型值和總段重心位置計算得到d1=2 508 mm，d2=3 742 mm。圖2 為EZ03C總段中縱剖面投影受力圖。根據(jù)垂向受力平衡和對重心力矩平衡條件

圖2 EZ03C總段中縱剖面投影受力圖

求得各吊車和吊環(huán)受力情況見表2。

表2 EZ03C總段各吊車和吊環(huán)受力情況 單位：t

許用應力校核標準為

式（2）中：σs為鋼材屈服強度，EZ03C 總段船體采用L907A，σs=390 MPa；n 為安全系數(shù)，合成應力取1.5；β為鋼材屈服比系數(shù)，取1.0。

船體結構許用合成應力σ=260 MPa。

2 有限元強度分析

本文采用MSC Patran軟件建立整個機艙總段模型；模型采用3 節(jié)點與4 節(jié)點shell 單元；扶強材采用偏心量beam單元，網格尺寸取250 ×250；在吊環(huán)位置進行局部細化，網格尺寸為50 ×50。材料參數(shù)：彈性模量E=2.06105MPa；密度為7.85 ×10-9t/mm3；泊松比為0.3。有限元模型見圖3；吊環(huán)區(qū)域網格細化情況見圖4。有限元模型重心位置X=#161 +426，Y=0.009 m，Z=3.778 m，質量為116.32 t。有限元模型與實際模型的偏差在合理范圍內，因此該模型是可用的。在未采取任何加強措施的情況下對機艙總段進行整體吊裝有限元計算，計算結果應力云圖和變形云圖見圖5。最大應力為143 MPa，在#153 吊環(huán)甲板上。由于甲板上有大開口，且艉端甲板下強結構較少，最大變形出現(xiàn)在甲板上大開口端自由邊處，達到29.5 mm，變形值太大，結構易發(fā)生失效，因此需對結構采取加強措施，以保證吊裝過程的安全性。

圖3 有限元模型

圖4 吊環(huán)區(qū)域網格細化情況

圖5 未采取加強措施情況下計算得到的應力云圖和變形云圖

根據(jù)總段的結構特點，1 甲板上有大開口，艉端1 甲板下強結構少于2 甲板，缺少有效支撐，#153 與#166吊環(huán)下只有強橫梁，不能對吊環(huán)承受的拉力進行有效傳遞。結合未采取加強措施的1 甲板和吊環(huán)下結構的應力和變形情況，采取以下加強方案：在甲板艉端采用槽鋼對結構自由邊進行加強，在艉端1 甲板與二甲板之間增加5 根槽鋼進行加強，增加1 甲板的支撐性，在#153 和#166 吊環(huán)下加設槽鋼進行支撐，具體加強方式見圖6 中的矩形框。

圖6 加強方式

采取加強措施之后，重新對機艙總段進行整體吊裝有限元計算，最大應力值為74.2 MPa，出現(xiàn)在#153 吊環(huán)下縱壁上靠近吊環(huán)端的位置，應力較大區(qū)域主要出現(xiàn)在16 個吊環(huán)所在甲板和甲板下結構處，但應力值都小于許用應力260 MPa，因此結構是安全的。最大變形值為7.9 mm，出現(xiàn)在1 甲板中部大開口自由邊處。從變形云圖中可看出，1 甲板上布有吊環(huán)的4 塊區(qū)域和甲板下結構變形值相對較大，平均達到5 ～8 mm，但相比采取加強措施之前的結構，變形情況有顯著改善，都在結構安全范圍內，因此該加強方案是可行的。采取加強措施之后計算得到的應力和變形云圖見圖7。采取加強措施之后部分位置的應力和變形見表3。圖8 為采取加強措施之后部分位置的應力和變形云圖。#153 和#166 吊環(huán)下端缺少支撐，通過在強橫梁與2 甲板之間增加槽鋼，使起吊狀態(tài)下1 甲板承受的拉力能有效地通過槽鋼傳遞，變形值顯著減小。

圖7 采取加強措施之后計算得到的應力云圖和變形云圖

表3 采取加強措施之后部分位置的應力和變形

圖8 采取加強措施之后部分位置的應力和變形云圖

3 安全保障措施

總段吊裝加強方案確定之后，若要保證總段整體吊裝的安全性，還需在總段吊裝之前進行技術檢查：吊環(huán)的制作和安裝需經檢驗合格；總段的裝配和焊接需經驗收合格；總段內多余的影響重量的設備應清除，包括分段吊環(huán)、分段臨時加強、艙內積水和工裝件等。吊裝作業(yè)開始之前，應編制總段吊裝指揮網絡圖，吊裝工作應有嚴密的組織機構，做到統(tǒng)一指揮、分步實施、職責分明、責任到人。使用吊裝設備之前需對其進行嚴格檢查，在確認無損壞的情況下方可投入使用。吊裝過程中應密切注意起吊負荷狀態(tài)。為保證吊裝的安全性，當環(huán)境風速超過5 級時，應停止進行吊裝作業(yè)。在采取加強方案并嚴格執(zhí)行吊裝安全保障措施的情況下，現(xiàn)場實船吊裝成功，船體實際發(fā)生的變形在合理控制范圍以內。

4 結 語

提高總段預舾裝率對縮短建造周期、降低制造成本有積極意義，但隨著總段質量的增加，總段吊裝安全性的要求提高，總段吊裝方案的確定需考慮總段質量、現(xiàn)場環(huán)境、吊車情況、吊索具和吊環(huán)等諸多因素。由于EZ03C總段的結構特點，甲板上有大開口且艉端吊環(huán)下端強結構較少，在未采取加強措施的情況下，艉端大開口自由端變形明顯，存在結構失效風險，根據(jù)變形明顯區(qū)域位置制訂加強方案，在對1 甲板艉端大開口處及#153 和#166 吊環(huán)下增設槽鋼加強之后，總段吊環(huán)過程中變形顯著減小，最大應力為74.2 MPa，小于許用應力，加強方案是可行的。通過綜合多方面因素編制的吊裝方案、有數(shù)值模擬仿真結果支撐的加強方案、吊裝前詳細的技術檢查和吊裝過程中安全保證措施，確保機艙總段整體吊裝過程的安全性和吊裝成功。