主機吊裝出艙結(jié)構(gòu)安全性評估方法研究

徐 博，蔡詩劍，李 順，殷俊俊

（1.中國船舶及海洋工程設(shè)計研究院，上海 200011；2.上海市船舶工程重點實驗室，上海 200011）

主推進柴油機（簡稱主機）作為船舶的重要設(shè)備，對其進行保養(yǎng)和維修工作是必須要面對的問題。根據(jù)目標(biāo)船主機全壽期維修保障大綱的要求，主機工作一定時長需進行修理，一般采用原位拆檢，不需要整機出艙，只有當(dāng)主機重要部件（如曲軸）損壞時，才需返廠換修并進行臺架試驗。但是在緊急情況下，原位拆檢修理周期長，無法滿足需求，整機換裝是首選方案。主機出艙需要結(jié)合該船的結(jié)構(gòu)形式、承修廠拆裝工藝的復(fù)雜性和主機的相關(guān)參數(shù)，制定周密的出艙方案，必然要考慮艙內(nèi)吊裝問題，對吊裝出艙過程中工裝設(shè)施和船體結(jié)構(gòu)進行安全性評估。一直以來，國內(nèi)外關(guān)于船舶主機出艙設(shè)計和評估方面的研究較少。楊京華等[1]開發(fā)設(shè)計出一種可組合式主機缸體總成設(shè)備吊裝工裝；陳文戰(zhàn)等[2]對燃氣輪機吊裝軌道系統(tǒng)開展了受力分析；邊超斐等[3]從工法和工藝的角度對設(shè)備吊裝出艙進行介紹，并對艙內(nèi)吊裝區(qū)域進行了強度分析；孔寧等[4]指出吊裝過程，眼板附近或較大開口結(jié)構(gòu)會出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，需要對模型適當(dāng)簡化處理。二維或三維梁系模型相比有限元板梁模型簡化程度高，也常用于甲板支撐構(gòu)件評估，如DNV的3D-BEAM 軟件，以矩陣位移法和鐵木辛柯梁理論為基礎(chǔ)，可計算平面梁系及三維空間梁系的響應(yīng)。高處等[5]在使用3DBEAM 評估車輛甲板門式鋼架結(jié)構(gòu)時，發(fā)現(xiàn)端部剪應(yīng)力和有限元模型結(jié)果存在較大差異，分析指出在評估剪應(yīng)力時，梁系模型計算結(jié)果偏危險。

由于主機通過多根吊索實現(xiàn)橫向、縱向移動，出艙路線復(fù)雜，存在多種工況組合的情況，因此選擇適合的規(guī)范進行評估是必要的，但是目前國內(nèi)外缺少相關(guān)規(guī)范指導(dǎo)。并且主機移動是通過工人操作手拉葫蘆實現(xiàn)的，吊索在交替使用過程中，容易發(fā)生吊索失效或受力不均的情況，影響了吊裝區(qū)域的結(jié)構(gòu)、設(shè)備甚至人員安全，如何考慮安全系數(shù)是吊裝評估的難點。另外，由于本船特殊的內(nèi)部設(shè)計，選擇合適的簡化計算方法也是十分重要的，文章以有限元直接計算作為對比，對單跨梁和三跨梁理論的適用性做了論證，為指導(dǎo)主機吊裝作業(yè)提供了理論依據(jù)。

1 主機吊裝出艙工裝設(shè)計

1.1 整機出艙方案

本船在前機艙右舷、后機艙左舷各布置2 臺主機，每臺主機質(zhì)量為105 t。移出路線方案需要綜合考慮各方面的因素，使拆裝工程對船的影響最小。圖1 為水平方向主機出艙路線示意圖，在2#、3#、4#主機上方甲板都可直接開口，主機經(jīng)吊索垂直吊至塢艙后，然后橫向移動至小車處；1#主機上方甲板由于無法開口直接吊出，需要先將2#主機吊裝出艙后，在機艙內(nèi)通過橫移工裝至2#主機處，然后再通過吊索吊裝出艙；當(dāng)3#、4#主機都需出艙時，只在3#主機上方甲板開口，4#主機也需要通過橫移工裝至開口下方，通過吊索吊裝出艙?？紤]到結(jié)構(gòu)的安全性，小車停放在距離開口較遠的塢艙縱艙壁處，這也導(dǎo)致4臺主機在塢艙內(nèi)吊裝橫移時工況較多，需要布置足夠多的吊點。

圖1 水平方向主機出艙路線示意圖

1.2 眼板布置

通過固定在強橫梁上的眼板用吊索將主機從機艙內(nèi)垂直起吊至塢艙，采用2組吊索交替使用的方式沿著船體橫向移動，同一時間僅有1 組吊索（8 根吊索）受力，圖2 為主機起吊示意圖。主機正上方的4 根橫梁上設(shè)置吊點，橫向2 個吊點之間的距離通常略大于主機上吊點寬度，并據(jù)此合理布置眼板間距。相鄰眼板之間的橫向距離為0.8 m，2個吊點之間的橫向距離為2.4 m。眼板根據(jù)GB 7029-86《船用眼板》選取。

圖2 主機起吊示意圖

1.3 主機艙內(nèi)橫移工裝設(shè)計

主機在機艙內(nèi)向工藝開口進行橫向移動時，需在主機下方設(shè)置導(dǎo)軌座、導(dǎo)軌梁、圓鋼和主機托架。導(dǎo)軌座焊接在內(nèi)底板上，與主機基座錯開，其頂部高于主機基座頂部；導(dǎo)軌梁放置在導(dǎo)軌座上，橫向布置；圓鋼放置在導(dǎo)軌梁上，縱向布置；主機架在主機托架上，再放置在圓鋼上，通過圓鋼的滾動實現(xiàn)橫向平移。

1#主機和4#主機經(jīng)2#工藝開口出艙時，涉及到主機在機艙內(nèi)橫移問題。新建導(dǎo)軌基座1、2、3 作為受力點，避免主機基座因承受主機重力而產(chǎn)生變形，導(dǎo)軌梁與主機基座之間的垂直距離為h，根據(jù)實際施工情況確定h大小。以導(dǎo)軌基座為支撐點，沿船體橫向設(shè)置4根工字鋼作為軌道，在每條導(dǎo)軌上沿船體縱向放置圓鋼，主機艙內(nèi)橫移示意圖如圖3所示。

圖3 主機艙內(nèi)橫移示意圖

2 主機吊裝甲板主要構(gòu)件安全性評估

2.1 校核衡準(zhǔn)

通過梳理主機吊裝出艙過程中安全評估涉及的相關(guān)規(guī)范，考慮到設(shè)備吊裝的場景與船舶起重設(shè)備工作場景較為接近，所以在《船舶與海上設(shè)施起重設(shè)備規(guī)范》（以下簡稱《規(guī)范》）中“3.10.7.1強度衡準(zhǔn)”的基礎(chǔ)上，從其它規(guī)范中補充撓度衡準(zhǔn)，對比后采用較為保守的勞氏軍規(guī)《LR Rules and Regulations for the Classfication of Navel Ships》撓度比要求。

許用彎曲應(yīng)力[σ]為：

式中，σs為材料屈服強度，本文取235 N/mm2；n1為彎曲應(yīng)力安全系數(shù)，取1.67。

經(jīng)計算，[σ]=141 N/mm2。許用剪切應(yīng)力[τ]為：

式中，n2為剪切應(yīng)力安全系數(shù)，取2.50。

經(jīng)計算，[τ]=94 N/mm2。撓度比[f]為：

式中，ω為梁的撓度；l為橫梁支撐點之間的距離。

2.2 載荷安全系數(shù)分析

在主機出艙時，眼板所在甲板上僅有少量設(shè)備，因此忽略甲板上的設(shè)備重量和載荷。另外主機吊裝在艙內(nèi)操作，吊升過程非常緩慢平穩(wěn)，而且受力眼板位置與設(shè)備吊環(huán)位置基本一致，眼板主要承受垂直向下的載荷，即主機自身的重量?？紤]單臺主機105 t 產(chǎn)生的載荷，單個吊點的平均靜載荷為131.25 kN。

實際操作中可能存在動載荷、受力不均勻及意外情況，實際載荷可表示為靜載荷乘一定的安全系數(shù)。對于目標(biāo)船吊裝工況，設(shè)備自重、船舶傾斜和其他水平力暫不考慮，參考《規(guī)范》，起升載荷可表示為：

式中，F(xiàn)′為起升載荷；P為設(shè)備靜載荷；φh為起升系數(shù)，指在起重設(shè)備工作時，考慮所有動載效應(yīng)的系數(shù)，參考龍門式起重機，φh取1.15；φd為作業(yè)系數(shù)，指考慮起重設(shè)備作業(yè)頻次與載荷狀態(tài)的余度系數(shù)，參考龍門式起重機，φd取1.05。

同時，也要考慮主機移動過程中，8 根吊索存在某一根吊索失效的極端情況（《規(guī)范》中沒有考慮這種情況）。將主機重心位置和受力眼板端部通過多點約束（MPC）連接，主機重量通過集中力的方式模擬，加載在8個眼板的幾何中心，高度距離下甲板1 m 的位置。模擬端部或者中間位置一根吊索失效的情況，吊索失效水平示意圖見圖4，周圍圓圈表示受力的吊索，中間橢圓表示主機中心。

圖4 吊索失效水平示意圖

定義意外載荷系數(shù)φf：

式中，F(xiàn)max為某根吊索失效情況下，計算得到的眼板最大MPC受力；Fave為8根吊索均勻受力情況下，計算得到的眼板平均MPC受力。

經(jīng)計算，圖4（a）中φf=1.448；圖4（b）中φf=1.616。

綜合以上分析，吊裝評估統(tǒng)一取安全系數(shù)C為：

另外，由于起升載荷包括起重設(shè)備安全工作負荷與起重設(shè)備運動部件自重之和，需要包含手拉葫蘆和吊索重量，將設(shè)備重量計入安全系數(shù)內(nèi)統(tǒng)一考慮，最終C取2。

故該船單個吊點實際加載的力F為：

2.3 基于梁理論計算方法的結(jié)構(gòu)安全性評估

上甲板板架可簡化成甲板縱桁和甲板強橫梁組成的交叉梁系結(jié)構(gòu)。由于目標(biāo)船甲板縱桁的跨度很長，其對強橫梁的支撐很弱，因此可忽略甲板縱桁的支撐作用，僅考慮強橫梁。

1）模型要求。對于甲板板架結(jié)構(gòu)，重點考慮主要構(gòu)件的強度，需要將主要構(gòu)件簡化成梁模型。主要構(gòu)件的帶板對梁的抗彎能力有重要作用，需要反映在梁模型中。本文校核的橫梁長度為22.184 m，兩側(cè)縱艙壁間橫梁長度為17.4 m，橫梁結(jié)構(gòu)剖面為T 型材，甲板橫梁間距為2 m。參考《鋼制海船入級規(guī)范》，以橫梁腹板為基準(zhǔn)，沿船首和船尾方向各取1 m作為T型材的帶板。

2）單跨梁理論計算方法?；谠摯厥獾膬?nèi)部設(shè)計，塢艙兩側(cè)縱艙壁和支柱對強橫梁有較強的約束，將強橫梁簡化為端部位于縱艙壁、邊界條件為固支的單跨梁，在跨內(nèi)承受2 個集中力作用，單跨梁彎曲簡化過程如圖5所示。橫梁的應(yīng)力和撓度查彎曲要素表可得。

圖5 單跨梁彎曲簡化過程

3）三跨梁理論計算方法?；趶姍M梁兩端與強肋骨連接，端部采用剛性固定，縱艙壁加支柱對橫梁起到支撐作用，但是抗彎能力有限，因此將強橫梁簡化為兩端固支且有2個自由支座的三跨梁，在中間跨承受2個集中力作用，三跨梁彎曲簡化過程如圖6所示。

圖6 三跨梁彎曲簡化過程

分析結(jié)構(gòu)，該三跨梁為4 次靜不定結(jié)構(gòu)，因此有4 個未知量，采用“力法”[6]進行求解，去除多余約束將靜不定梁化為靜定結(jié)構(gòu)，根據(jù)變形連續(xù)條件，在去掉約束加上約束反力矩的地方建立變形連續(xù)方程式如下：

式中，E為彈性模量；I為梁截面慣性矩；L為支座1、2 之間的距離；La、Lb為集中力加載位置A、B到支座1 的距離；L′a、L′b為集中力加載位置A、B到支座2的距離，La+L′a=Lb+L′b=L，Lb=La+2.4；L0為支座0、1 和2、3 之間的距離；M0、M1、M2、M3為約束反力矩。

聯(lián)立解方程可求出約束反力矩M0、M1、M2、M3，進而計算得到橫梁的應(yīng)力、撓度。

2.4 基于有限元計算方法的結(jié)構(gòu)安全性評估

1）模型要求及邊界條件。模型范圍選取的原則為：縱向為吊裝區(qū)域前后至少延伸3 個強框間距；橫向取整個船寬；垂向為吊點處甲板和其下層甲板之間部分，建立有限元模型。

詳細建立板、橫梁、縱桁、縱骨和支柱等結(jié)構(gòu)的幾何模型，對甲板、縱艙壁和T型材腹板以及眼板所在區(qū)域的T型材面板采用四邊形單元，網(wǎng)格大小保證強橫梁面板能劃分4 個網(wǎng)格；其他T 型材面板、縱骨及支柱結(jié)構(gòu)用梁單元代替；眼板進行簡化處理，可用板單元模擬其基本大小，不做開口。網(wǎng)格尺寸為100×100。

模型與下層甲板和船體外板剛性連接，在模型底部和甲板舷側(cè)端施加位移約束，模型前后端采用對稱邊界條件（垂直于端面方向的線位移為0，繞端面內(nèi)兩坐標(biāo)軸的角位移為0）。

2）載荷施加。吊鉤與眼板處的接觸應(yīng)力很難通過有限元來模擬，實際吊裝過程中主要根據(jù)吊裝載荷來選取對應(yīng)型號的眼板，以滿足其強度。在有限元中，以集中力的形式將載荷施加在眼板下端，加載在單個眼板上的垂向力大小為262.5 kN。吊裝有限元模型及載荷施加如圖7所示。

3）工況設(shè)置。按照出艙路線，對4 臺主機從起吊到移動到指定位置過程中的每一步均設(shè)置工況進行受力分析。

4）結(jié)果讀取。采用有限元分析軟件MSC Nastran 計算強橫梁的應(yīng)力和撓度，強橫梁彎曲應(yīng)力讀取自板單元面內(nèi)正應(yīng)力，剪切應(yīng)力讀取自板單元面內(nèi)剪切應(yīng)力。

2.5 梁理論計算和有限元計算結(jié)果對比分析

將主機吊裝出艙可能存在的全部工況（La為0.7～14.3 m，步長0.8 m），梁理論計算和有限元計算結(jié)果對比如圖8所示。從圖8可以看出，單跨梁結(jié)果與有限元結(jié)果相差較大，表現(xiàn)為正應(yīng)力偏大，撓度偏小，說明將強橫梁簡化為固定在塢艙縱艙壁上的單跨梁是不合理的，由于邊界條件過強，導(dǎo)致計算得到的正應(yīng)力過大，梁的變形偏小，結(jié)果和實際情況不符。

圖8 梁理論計算和有限元計算結(jié)果對比

三跨梁和有限元計算的彎曲正應(yīng)力曲線變化趨勢相同，兩者得到的最大彎曲正應(yīng)力對應(yīng)的工況都是La為4.7 m 或10.3 m，而且橫梁最大正應(yīng)力出現(xiàn)在和支撐縱艙壁連接處，三跨梁模型彎曲正應(yīng)力水平要比有限元模型高，誤差在13%以內(nèi)。三跨梁模型和有限元模型的最大剪切應(yīng)力對應(yīng)的工況都是La為0.7 m 或14.7 m，而且橫梁最大剪應(yīng)力出現(xiàn)在集中力加載位置和支撐縱艙壁之間，有限元剪應(yīng)力要比理論模型高，誤差在14%以內(nèi)。三跨梁和有限元計算得到的最大撓度比非常接近，誤差在11%以內(nèi)，當(dāng)La為7.1 m 或7.9 m 時，三跨梁計算和有限元計算都取得最大撓度。而且從圖8中可以看出，橫梁撓度的安全裕量相對是最小的，換言之，強橫梁的安全性主要取決于撓度是否滿足衡準(zhǔn)。

總的來說，主機吊裝安全性評估，基于三跨梁模型得到的結(jié)果與有限元結(jié)果吻合較好，在誤差允許的范圍內(nèi)，三跨梁模型推導(dǎo)的應(yīng)力和變形結(jié)果是安全可靠便捷的。

三跨梁模型為指導(dǎo)主機吊裝方案的制定、吊裝作業(yè)的開展提供了理論依據(jù)。根據(jù)該方法，通過編寫Excel 表可快速計算大量工況，進一步可找到最大正應(yīng)力、最大剪應(yīng)力、最大撓度對應(yīng)的工況并進行校核。以本船主機吊裝方案為例，La為4.7 m 工況下的最大正應(yīng)力、La為0.7 m 工況下的最大剪應(yīng)力、La為7.1 m 工況下的最大撓度是吊裝過程中的代表工況，只要滿足衡準(zhǔn)就能保證結(jié)構(gòu)的安全。也可以進一步通過理論計算反推，3 個工況對應(yīng)的臨界載荷分別為357 kN、668 kN、345 kN，只要保證單根橫梁單個吊點載荷不超過345 kN，也能保證結(jié)構(gòu)的安全。

根據(jù)上述對比分析，三跨梁模型和有限元計算都能進行主機出艙結(jié)構(gòu)安全評估。有限元方法成熟、可靠，但是需要耗費大量的時間建模分析；理論計算是根據(jù)梁理論和以往有限元計算經(jīng)驗，將吊裝的主要受力構(gòu)件簡化成三跨梁模型，可針對吊裝工況進行快速的計算，且便于模型的修改和重復(fù)計算。通過上文對梁理論和有限元計算結(jié)果的對比，也驗證了三跨梁理論模型的合理性和可靠性。因此，三跨梁模型可用來評估目標(biāo)船主機吊裝出艙過程中強橫梁的安全性。但是值得注意的是，如果板架的縱向長度較短，則縱桁的支撐作用不能忽略，這種情況下，上述簡化計算方法不太適用，需要采用梁系計算方法進行計算。

3 結(jié)束語

主機尺寸大、質(zhì)量大，出艙路線復(fù)雜，為了保證吊裝的安全性，吊裝出艙過程中結(jié)構(gòu)安全性評估是十分必要的。通過梳理相關(guān)規(guī)范，為大型設(shè)備出艙方案的制定提供依據(jù)，提出了主機吊裝出艙過程中船體結(jié)構(gòu)強度、剛度的直接計算方法（包括梁理論計算方法和有限元計算方法）。并以目標(biāo)船為研究對象，通過開展主機出艙過程中，船體結(jié)構(gòu)的載荷分析、強度和剛度計算，對吊裝方案的安全性進行了評估，得出以下結(jié)論：①針對主機吊裝提出的出艙和工裝方案，為類似設(shè)備出艙轉(zhuǎn)移提供參考；②針對多根吊索起吊的大型設(shè)備吊裝作業(yè)，提出了確定意外載荷系數(shù)的方法；③主機吊裝出艙方案安全性滿足要求，單跨梁模型與實際情況不符，三跨梁和有限元計算結(jié)果吻合較好，建議編寫Excel 表，可顯著提高計算效率，三跨梁模型計算方法為指導(dǎo)吊裝作業(yè)提供了理論依據(jù)；④由于目標(biāo)船甲板縱桁的跨度很長，其對強橫梁的支撐很弱，因此可以忽略甲板縱桁的支撐作用，僅考慮強橫梁。如果板架的縱向長度較短，則縱桁的支撐作用不能忽略，這種情況下，單梁理論計算方法不太適用，需要采用梁系計算方法進行計算。