中型郵輪薄板總段吊裝強(qiáng)度和變形分析

朱安慶，葛 浩，王炬成，周 紅

(1.江蘇科技大學(xué) 船舶與海洋工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003；2.江蘇現(xiàn)代造船技術(shù)有限公司，江蘇 鎮(zhèn)江 212003)

0 引 言

中型郵輪因其結(jié)構(gòu)復(fù)雜且多為薄板結(jié)構(gòu)的特點，所以建造難度極大。薄板總段體積大、預(yù)舾裝程度高[1]，因此在郵輪的建造過程中，薄板總段吊裝的強(qiáng)度及變形控制直接關(guān)乎到郵輪整體建造的效率和質(zhì)量，能否高效精準(zhǔn)地完成薄板總段吊裝作業(yè)，已成為郵輪建造過程中的重要挑戰(zhàn)。有必要通過針對薄板總段特點設(shè)計出吊裝方案，縮短建造周期，提升建造質(zhì)量。

本文以某中型郵輪為研究對象，該船上層建筑均為薄板結(jié)構(gòu)，全船一共劃分231 個總段，其中平直薄板總段有164 個；上層建筑中有144 個總段；其中平直薄板總段有95 個。可見上層建筑大多以平直薄板總段為主，由于郵輪中部區(qū)域開口結(jié)構(gòu)多，甲板層之間除了強(qiáng)縱桁，多有立柱作為垂向支撐，吊裝作業(yè)比較復(fù)雜。針對上層建筑結(jié)構(gòu)的特點，需對結(jié)構(gòu)典型的薄板總段做出相應(yīng)吊裝分析，并采取切實有效的加強(qiáng)措施以防止結(jié)構(gòu)發(fā)生超大應(yīng)力或變形。

為進(jìn)一步掌握中型郵輪薄板總段的結(jié)構(gòu)受力特點、吊裝變形規(guī)律，以該中型郵輪上層建筑中位于中部位置編號為PLM104C 的平直薄板總段為例。通過分析總段結(jié)構(gòu)選用合適的吊具以及設(shè)計2 種吊裝方案，利用有限元軟件仿真分析，選取薄板總段2 種典型的狀態(tài)：吊裝前的靜止?fàn)顟B(tài)、吊裝時的運動狀態(tài)[2]。通過應(yīng)力云圖、位移云圖，分別統(tǒng)計出總段在不同方案、不同狀態(tài)下的最大應(yīng)力和最大變形，分析薄板總段的應(yīng)力分布和變形規(guī)律，并提出合理的臨時加強(qiáng)方案，參考船級社相關(guān)規(guī)范，驗證吊裝方案可行性。

1 總段結(jié)構(gòu)概況

PLM104C 平直薄板總段位于中型郵輪FR130-FR163，整個薄板總段長23 400 mm，寬26 630 mm，高9 900 mm。共3 層，自上而下分別為：五甲板、四甲板、三甲板，三層甲板板厚均為5.5 mm，橫、縱艙壁板厚均為5 mm，左右圍壁厚度均為6.5 mm；各甲板均采用縱骨架式，其中五、四甲板上的縱骨由大小為HP120×6 的球扁鋼構(gòu)成，三甲板上的縱骨由大小為HP120×7 的球扁鋼構(gòu)成，間距均為700 mm；各甲板沿著船長方向設(shè)置8 道強(qiáng)橫梁，構(gòu)件尺寸為T450×6/100×10，間距2 800 mm；各橫、縱艙壁上面設(shè)置大小為HP100×6 的球扁鋼，間距均為700 mm；圍壁連接大小為T300×6/100×8 的強(qiáng)肋骨，且圍壁開孔四周設(shè)有大小為HP140×7 的球扁鋼；各層甲板上分別設(shè)置了2 道、6 道、2 道構(gòu)件尺寸均為T450×7/100×10 的縱桁。其中五、四甲板在縱桁與強(qiáng)橫梁連接處的下方分別設(shè)有大小為SHS160×8A、SHS200×8A 的方形空心管立柱，間距為5 600 mm。

2 總段吊裝方案設(shè)計

方案1：選用橫梁吊具來進(jìn)行薄板總段的搭載作業(yè)，PLM104C 薄板總段沿中心線左右結(jié)構(gòu)對稱，DECK5與DECK4 在FR132、FR136、FR152、FR160 有4 根立柱連接，DECK4 與DECK3 在該肋位處也有強(qiáng)肋骨作為支撐，因此此處結(jié)構(gòu)較強(qiáng)?？煞謩e在FR132±L12、FR136±L12、FR152±L12、FR160±L12 處設(shè)置4 組共8 個設(shè)計載荷為30 t 的A 型吊耳，為了避免吊耳腹板在薄板總段甲板面發(fā)生應(yīng)力集中，采用無腹板吊耳設(shè)計。

方案2：在方案1 的基礎(chǔ)上，在FR132+L4、FR136+L4、FR152+L4、FR160+L4 處增設(shè)4 個設(shè)計載荷為30t 的A 型吊耳，共計12 個吊耳。其中FR132+L4、FR132+L12、FR136+L4、FR136+L12 處的4 個吊耳連接龍門吊上小車1#鉤，F(xiàn)R152+L4、FR152+L12、FR160+L4、FR160+L12 處的4 個吊耳連接龍門吊上小車2#鉤，F(xiàn)R132-L12、FR136-L12、FR152-L12、FR160-L12處的4 個吊耳連接龍門吊下小車3#鉤，所有吊耳也均采用無腹板的設(shè)計。

2 種吊裝方案的吊耳布置方案圖1 所示。

圖1 吊耳布置方案示意圖Fig.1 Schematic diagram of lifting lug arrangement scheme

3 總段有限元模型構(gòu)建及計算

3.1 有限元模型

利用有限元軟件MSC.Patran 建立薄板總段模型，通過MSC.Nastran 對不同工況下的總段進(jìn)行結(jié)構(gòu)強(qiáng)度計算分析。采用右手坐標(biāo)系統(tǒng)，原點O位于三甲板層與船中心線相交處，X軸為船首正方向，Y軸為左舷正方向；Z軸為船高正方向[3]；兩種吊裝方案下的薄板總段有限元模型如圖2 所示，選用大小為700 mm×700 mm的有限元網(wǎng)格。吊耳局部位置細(xì)化成20 mm×20 mm的網(wǎng)格，吊耳有限元模型如圖3 所示。

圖2 薄板總段有限元模型Fig.2 Finite element model of the total section of the thin plate

圖3 吊耳有限元模型Fig.3 Finite element model of lifting lugs

采用4 節(jié)點的板單元模擬甲板、艙壁、圍壁以及吊耳等板材結(jié)構(gòu)，采用梁單元模擬甲板上的縱骨、強(qiáng)橫梁、方形空心管以及艙壁扶強(qiáng)材等[4]?？偠蔚跹b除了需考慮自身結(jié)構(gòu)的質(zhì)量還需考慮到舾裝、通風(fēng)、管系、電氣、油漆等構(gòu)件質(zhì)量。模型材料采用Q355 高強(qiáng)度鋼材，屈服強(qiáng)度為355 MPa，在設(shè)置彈性模量為2.06×105MPa；密度為7.85×10-9t/mm3；泊松比為0.3 的情況下[5]，由有限元軟件算得總段模型質(zhì)量為170.6 t，這與實際吊裝的總段質(zhì)量282.08t 相差較大，故采用放大1.65 倍密度系數(shù)的方式來改變模型質(zhì)量。將密度改為1.296×10-8t/mm3后，總段模型質(zhì)量為282 t，接近總段實際質(zhì)量，再通過調(diào)整結(jié)構(gòu)的質(zhì)量重心，來達(dá)到模擬實際吊裝效果。

3.2 計算工況

薄板總段靜止?fàn)顟B(tài)：薄板總段吊裝前的載荷主要來自總段自身的重量，對于起重機(jī)升起時產(chǎn)生的慣性力附加以及環(huán)境條件下的風(fēng)載荷不做考慮，僅考慮總段自身重量的影響。取慣性載荷az=g=-9.8 m/s2，其余方向為0。評估薄板總段靜止?fàn)顟B(tài)下的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度和變形情況。

薄板總段吊裝狀態(tài)：考慮起吊時會受到?jīng)_擊載荷的影響，慣性載荷沿型深方向增加1.1 倍的沖擊負(fù)荷系數(shù)，因此在垂向方向取az=1.1g=-10.78 m/s2，其余方向為0。模擬計算出薄板總段吊裝狀態(tài)下的結(jié)構(gòu)應(yīng)力和吊裝變形。

3.3 邊界條件

吊裝前，薄板總段處于靜止?fàn)顟B(tài)，三甲板下的主肋骨、立柱、縱艙壁底端支撐點全部與地面接觸，對所有支撐點施加X軸、Y軸、Z軸3 個方向平動自由度以及旋轉(zhuǎn)自由度的完全剛性約束[6]。

吊裝時，薄板總段處于運動狀態(tài)，吊耳受到慣性載荷沖擊，為模擬起吊時鋼絲繩與吊耳的接觸，對薄板總段左舷處的所有吊耳約束X軸、Y軸、Z軸3 個方向的平動自由度，對總段右舷處的所有吊耳約束X軸、Z軸2 個方向的平動自由度。

3.4 評判條件

應(yīng)力應(yīng)變標(biāo)準(zhǔn)：參照中國船級社《郵輪規(guī)范（2017）》2.4.6.1 條以及《鋼質(zhì)海船入級規(guī)范》第2 篇1.5.1.3 條，如表1 所示

表1 許用應(yīng)力Tab.1 Permissible stress

結(jié)構(gòu)變形標(biāo)準(zhǔn)：對于薄板總段在吊裝過程中的結(jié)構(gòu)變形，以不會導(dǎo)致整個結(jié)構(gòu)發(fā)生塑形變形且保證相鄰結(jié)構(gòu)不發(fā)生變形接觸為準(zhǔn)則。根據(jù)中國船級社《郵輪規(guī)范（2017）》2.5.4.2 條，對于甲板的主要支撐構(gòu)件，撓度應(yīng)不超過其跨距的L/400[7]，故薄板總段合理的吊裝變形不應(yīng)超過66.575 mm。

3.5 計算結(jié)果分析

通過MSC.Nastran 軟件對薄板總段吊裝結(jié)構(gòu)響應(yīng)的分析計算，PLM104C 總段在方案1 和方案2 下的吊裝前后結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖分別如圖4 和圖5 所示，薄板總段在各吊裝狀態(tài)下的最大應(yīng)力匯總?cè)绫? 所示。可知，2 種方案靜止?fàn)顟B(tài)下的薄板總段所受應(yīng)力一致，均為45.8 MPa，遠(yuǎn)小于規(guī)范許用應(yīng)力291.6 MPa，且安全余量較大，最大應(yīng)力主要集中在四甲板下方FR132±L17、FR160±L17 處的強(qiáng)橫梁上。采用方案1 和方案2 的薄板總段在吊裝狀態(tài)下所受應(yīng)力均超過許用應(yīng)力標(biāo)準(zhǔn)，最大應(yīng)力主要集中在五甲板下方FR152±L12 處的強(qiáng)橫梁上，此處的強(qiáng)橫梁缺少縱向強(qiáng)結(jié)構(gòu)的支撐。因此在吊裝狀態(tài)下受到較大應(yīng)力，2 種方案吊裝狀態(tài)下的最大應(yīng)力分別為2 290 MPa、1 380 MPa，不滿足《郵輪規(guī)范（2017）》2.4.6.1 條中對細(xì)化網(wǎng)格的許用應(yīng)力要求。

表2 薄板總段最大應(yīng)力匯總Tab.2 Summary of maximum stresses in the total section of the sheet

圖4 方案1 薄板總段吊裝前后結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖Fig.4 Stress clouds of the structure before and after the lifting of the thin section of option 1

圖5 方案2 薄板總段吊裝前后結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖Fig.5 Stress clouds of the structure before and after the lifting of the thin section of option 2

薄板總段采用方案1 和方案2 吊裝前后位移云圖如圖6 和圖7 所示，在各工況下甲板的最大變形統(tǒng)計見表3?？芍?，2 種方案下的薄板總段在靜止?fàn)顟B(tài)下的變形一致，最大變形均為10 mm，主要發(fā)生在FR163三層甲板的角隅處；方案1 吊裝狀態(tài)下的最大變形發(fā)生在五甲板FR163 靠近甲板中心處，最大變形為15.3 mm，方案2 吊裝狀態(tài)下的最大變形主要發(fā)生在FR163 三層甲板的角隅處，最大變形為12.9 mm。2 種吊裝方案下的薄板總段變形量都比較小，均在許用變形范圍內(nèi)，且為彈性變形。在總段吊裝結(jié)束后變形即可消失，滿足《郵輪規(guī)范（2017）》2.5.4.2 條中的變形要求。

表3 薄板總段最大變形匯總Tab.3 Summary of maximum deformation of thetotal section of the sheet

圖6 方案一薄板總段吊裝前后結(jié)構(gòu)位移云圖Fig.6 Structural displacement clouds before and after lifting of the thin section of option 1

圖7 方案二薄板總段吊裝前后結(jié)構(gòu)位移云圖Fig.7 Structural displacement clouds before and after lifting of the thin section of option 2

3.6 加強(qiáng)措施

已知薄板總段采用方案1 和方案2 在吊裝狀態(tài)下的應(yīng)力都遠(yuǎn)超規(guī)范的許用應(yīng)力，所以需對結(jié)構(gòu)進(jìn)行加強(qiáng)。根據(jù)吊裝時的結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖，吊耳下方甲板面與強(qiáng)橫梁的交接處均為應(yīng)力集中區(qū)域，所以擬在方案1 中的8 個吊耳、方案2 中靠近船舷兩側(cè)的8 個吊耳下各設(shè)置長度為一個肋位700 mm、高度為450 mm、厚度為6 mm 的肘板，其布置如圖8所示。

圖8 加強(qiáng)肘板布置圖Fig.8 Arrangement of reinforced elbow plates

方案1 和方案2 在采取加強(qiáng)措施后薄板總段吊裝狀態(tài)下的結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖如圖9 所示。

圖9 加強(qiáng)后2 種方案吊裝結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖Fig.9 Stress clouds of the lifted structure for the two options after strengthening

可知，薄板總段在采取肘板加強(qiáng)措施后，原先應(yīng)力較大的區(qū)域現(xiàn)都大幅度減少。其中方案1 吊裝狀態(tài)下的總段最大應(yīng)力由未加強(qiáng)前的2 290 MPa 降至加強(qiáng)后的266 MPa，共減低了2 024 MPa；方案2 吊裝狀態(tài)下的總段最大應(yīng)力由未加強(qiáng)前的1 380 MPa 降至加強(qiáng)后的227 MPa，共減低了1 153 MPa。加強(qiáng)后2 種方案下薄板總段的應(yīng)力應(yīng)變均符合中國船級社《郵輪規(guī)范（2017）》2.4.6.1 條關(guān)于細(xì)化網(wǎng)格許用應(yīng)力522 MPa的要求。

方案1 和方案2 在采取加強(qiáng)措施后薄板總段吊裝狀態(tài)下的結(jié)構(gòu)位移云圖如圖10 所示。

圖10 加強(qiáng)后2 種方案吊裝結(jié)構(gòu)位移云圖Fig.10 Displacement clouds of the lifted structure for the two options after strengthening

可知，薄板總段在采取肘板加強(qiáng)措施后，吊裝時的變形情況也得到了相應(yīng)的改善，其中方案1 吊裝狀態(tài)下的總段最大變形由未加強(qiáng)前的15.3 mm 降至加強(qiáng)后的14 mm，共減低了1.3 mm；方案2 吊裝狀態(tài)下的總段最大應(yīng)力由未加強(qiáng)前的12.9 mm 降至加強(qiáng)后的12.1 mm，共減低了0.8 mm。加強(qiáng)后2 種方案下薄板總段的結(jié)構(gòu)變形均符合中國船級社《 郵輪規(guī)范（2017）》2.5.4.2 條關(guān)于甲板等主要支撐構(gòu)件許用變形的要求。

4 結(jié) 語

本文選取某中型郵輪結(jié)構(gòu)典型的平直薄板總段為研究對象。針對薄板總段結(jié)構(gòu)特點設(shè)計出2 種吊裝方案，利用有限元軟件構(gòu)建總段模型并對整個吊裝狀態(tài)進(jìn)行分析研究，可得出以下結(jié)論：

1）與常規(guī)做法不同，選取設(shè)計載荷為30 t 的無腹板A 型吊耳，安裝在強(qiáng)橫梁與立柱交接處的甲板上。既防止了吊耳腹板在總段甲板面發(fā)生應(yīng)力集中，也避免了大量的加強(qiáng)工作，減低建造成本。

2）吊耳與甲板強(qiáng)橫梁的連接區(qū)域在吊裝過程中會產(chǎn)生較大應(yīng)力，使用焊接肘板作為臨時加強(qiáng)措施后，可有效抑制該區(qū)域發(fā)生應(yīng)力集中。

3）對比2 種加強(qiáng)后的吊裝方案，可知方案1 采用橫梁吊具進(jìn)行吊裝，具有焊接吊耳少、減少船廠施工周期、提升船廠生產(chǎn)效率的優(yōu)點；方案2 具有吊裝安全性高、吊裝變形小、無需借助吊具的優(yōu)勢。2 種吊裝方案均符合船級社關(guān)于郵輪的吊裝規(guī)范，在實際的生產(chǎn)建造過程中均可根據(jù)船廠設(shè)備設(shè)施及施工習(xí)慣情況進(jìn)行選用。