大型滾裝船坡道艙蓋支撐結構有限元分析及優(yōu)化

葉步永，胡文鳳，王 偉，馬 鴻

（1.揚帆集團股份有限公司設計研究院，浙江舟山 316100；2.浙江海洋大學船舶與機電工程學院，浙江舟山 316022）

日本、德國、法國在設計和建造PCTC汽車滾裝船方面一直處于領先地位[1-2]；近年來由于我國汽車出口量有大幅度地增長，對汽車滾裝船的設計和建造也日益增多，但大型汽車滾裝船還主要由國外設計。7800PCTC是由揚帆集團公司自主研發(fā)設計的世界上現(xiàn)有最大的柔性結構汽車滾裝船。由于規(guī)范中對汽車滾裝船結構計算的經(jīng)驗公式非常少，所以大量的結構有限元工作在設計時被提出[3-5]。

7800PCTC具有建造難度大，科技附加值高的特點；該船全長為199.90 m、型寬36.45 m、型深34.275 m，全船分為13層甲板，層間設有兩排立柱。該船5甲板以下是剛性結構，以上是柔性結構，利用框架橫向位移減少構件上的應力水平；另根據(jù)破艙穩(wěn)性要求該船貨艙區(qū)以6甲板為界，水密分為上下兩個區(qū)域，6甲板坡道開口需要設有水密艙蓋，艙蓋和船體結構通過鉸鏈進行固定。坡道艙蓋是PCTC船的主要特點之一，由于大開口結構，且處于剛性和柔性相接的特殊位置，強度校核需特別重視。

本文選取7800PCTC的水密艙蓋周界結構為研究對象，利用3D-Beam獲取了艙蓋鉸鏈應力，并利用MSC Patran和Natran對艙蓋周界結構進行應力分析，并對應力大的區(qū)域進行結構優(yōu)化。

1 有限元計算模型

本文從7800PCTC全船有限元模型中選取活動坡道水密艙蓋區(qū)域的子模型進行計算，模型的范圍覆蓋整個活動水密艙蓋、活動坡道以及支撐結構，模型范圍縱向從FR10到FR64；橫向從距中-5 750 mm到右舷舷側外板；垂向從距基線7 200 mm到17 335 mm。有限元模型如圖1所示。

圖1 有限元模型Fig.1 FEM model

2 載荷工況、約束和許用衡準

2.1 載荷工況內(nèi)容

該研究區(qū)域計算包含有兩個極限工況[6]，見表1。

表1 載荷工況Tab.1 Load case

2.2 Upper載荷工況描述

（1）靜水載荷

式中ρ為海水密度1.025 t/m3；T為結構吃水9.5 m。

（2）波浪載荷

式中C1為波浪參數(shù)值。

式中h為水線高度，h=CF1h1，CF1為載荷因子，實取0.5；h1為船舶迎浪狀態(tài)下運動相對參照值。

（3）甲板上均勻裝載載荷Fwz

式中M為車輛軸向載荷；as1垂向加速度；g為重力加速度。

（4）艙蓋壓力

活動水密艙蓋利用3D-Beam建模計算，艙蓋鉸鏈連接處約束z向位移，主鉸鏈約束x、y、z方向位移，載荷取6甲板以上破損到最大破損水線20.03 m，海水壓頭為4.695 m，車輛載荷較小可忽略，模型及約束如圖2所示?；顒铀芘撋w對主船體結構產(chǎn)生的壓力計算結果見表2，表中載荷為距中7 150 mm和13 500 mm縱桁處從尾到首各鉸鏈處載荷。

表2 活動水密艙蓋鉸鏈處受力分布Tab.2 The force distribution on hinge of moveable watertight cover

圖2 水密艙蓋分析模型Fig.2 Analyzed model of watertight cover

2.3 Flooding載荷工況描述

該工況是出于安全考慮的極限破艙浸水工況，假定6甲板以下所有艙室全部破損進水；海水壓力與Upper工況一致，但外板只需考慮外部6甲板以上的海水壓力；水密6甲板受到海水壓力：Ps=ρg(Td-D6)，Td破艙后吃水取20.03 m，D6為6甲板高度取15.335 m?；顒铀芘撋w受到海水壓力與6甲板一致，破損壓頭取4.695 m方向朝上，對結構產(chǎn)生的壓力與表2一致方向相反。

2.4 約束的選取

根據(jù)計算模型的范圍建立一個子模型組和子模型周界節(jié)點組；在全船有限元母模型中，分別對Upper和Flooding工況進行有限元計算，得出子模型切割邊界的位移矢量場；通過線性插值給子模型邊界節(jié)點定義位移邊界條件。

2.5 許用衡準

工況許用衡準見表3。

表3 許用衡準Tab.3 Acceptance criteria

3 計算結果分析與優(yōu)化

3.1 計算結果

經(jīng)計算得到結果應力分布云圖，如圖3～4所示。最大應力值見表4。

圖3 Upper工況應力云圖Fig.3 Stress figure of upper case

圖4 Flooding工況總應力云圖Fig.4 Stress figure of flooding case

表4 應力匯總Tab.4 Summary of stress

3.2 結果分析

從圖3和圖4可以看出：兩種工況下，整體結構應力均不大，大的應力和變形主要出現(xiàn)在水密艙蓋周界，集中于支柱與角隅處；Upper工況最大應力在尾支柱和支柱下支撐艙壁，最大應力為272 MPa；Flooding工況最大應力也在尾支柱和支柱下支撐艙壁處，最大應力327 MPa；經(jīng)比較分析，周界應力較大尤其是尾支柱和其支撐艙壁，且其屈曲分析也不能滿足要求。因此，結合計算結果需對尾支柱區(qū)域結構進行優(yōu)化。

3.3 結構優(yōu)化

優(yōu)化內(nèi)容：支柱屈服及軸向屈曲強度不夠，增大支柱規(guī)格；支柱下支撐結構板格屈曲計算不能滿足要求，人孔移位；支柱下支撐剛度不足，修改球扁鋼為T型材，增加垂向剛度。優(yōu)化后的應力結果見表5。

表5 應力匯總Tab.5 Summary of stress

4 結語

通過以上分析及結構優(yōu)化得出以下結論：

本文通過對活動坡道水密艙蓋支撐結構在極限工況下進行有限元結構強度評估，發(fā)現(xiàn)水密艙蓋四周結構應力水平較高，尾部支柱及支柱下支撐結構超出許用衡準，說明了極限工況下有限元評估的必要性。優(yōu)化后的應力較之前有明顯下降，且能滿足規(guī)范要求。本文通過3D-Beam獲取水密艙蓋鉸鏈處載荷，并在全船Upper和Flooding兩種極限工況下評估結構應力，能較準確的獲取該結構的應力水平并進行加強，確保該船結構設計的安全性。全船有限元分析和艙蓋強度計算很容易忽視二者結合的應力評估，本文給后續(xù)PCTC船開發(fā)的結構有限元計算提供理論參考。