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    船用吊耳結(jié)構(gòu)優(yōu)化

    2019-07-03 09:34:00
    船海工程 2019年3期
    關(guān)鍵詞:吊耳側(cè)板校核

    (1.青島遠洋船員職業(yè)學院,山東 青島 266071;2.湖北大學,武漢 430062)

    目前各船廠在設(shè)計分段吊裝方案時,一般根據(jù)吊耳的承重能力憑經(jīng)驗選擇吊耳,并使用簡單的力學公式驗證吊耳危險截面和焊縫的應(yīng)力值來驗證吊耳的安全性,重要的分段選擇較大的吊耳以增加安全系數(shù)。這種做法忽略了分段本身的應(yīng)力集中,容易造成分段塑性變形;船廠自制規(guī)范中的吊耳只有一個垂直方向的極限載荷數(shù)據(jù),分段翻身時參考數(shù)據(jù)不足。隨著新船型的出現(xiàn)和分段大型化的發(fā)展,按照老舊自制規(guī)范和傳統(tǒng)經(jīng)驗設(shè)計吊裝方案存在一定的安全隱患,近年來發(fā)生的船舶建造事故中,約有90%與分段吊裝有關(guān)[1],因此選擇合適的吊耳對吊裝工作至關(guān)重要[2]。

    以某船廠所使用的500 kN型吊耳為例(該型吊耳可用于分段翻身,不同船廠的規(guī)范不完全相同),對吊耳進行180°范圍內(nèi)的極限載荷分析,為分段翻身吊裝提供更詳細的參考依據(jù);參考其他船廠規(guī)范中的相似吊耳,在不改變吊耳與其他構(gòu)件匹配尺寸的前提下,對吊耳進行保守優(yōu)化,減少吊耳質(zhì)量,降低吊耳過于“強硬”而造成的分段應(yīng)力集中。

    1 基本理論

    1.1 吊耳強度簡化校核方法

    在分段吊裝方案設(shè)計中,工程技術(shù)人員使用簡化校核方法對吊耳危險截面的拉應(yīng)力和剪應(yīng)力進行校核,以確保吊耳的安全可靠。通常取吊耳開孔處的截面為危險截面,采用以下方法校核。

    1)最大正應(yīng)力校核。作用在吊耳上的載荷可分解為垂向載荷和切向載荷,垂向載荷會產(chǎn)生垂直拉應(yīng)力,而切向載荷會彎曲正應(yīng)力,在正應(yīng)力校核中,主要校核拉應(yīng)力和彎曲正應(yīng)力的疊加。

    (1)

    式中:σ為正應(yīng)力;[σ]為許用正應(yīng)力;F為作用在吊耳上的載荷;θ為載荷夾角(垂直向上為0°);e為吊耳孔圓心位置距離吊耳底部的距離;AW為危險截面的面積,WW表示危險截面的抗彎截面模量。

    2)總應(yīng)力校核。同時考慮正應(yīng)力和剪應(yīng)力,根據(jù)第四強度理論推導。

    (2)

    式中:σA為總應(yīng)力;σV為垂向拉應(yīng)力;τ為水平剪應(yīng)力。

    3)拉曼公式校核??紤]了動載荷的影響。

    (3)

    式中:σN為板孔壁承壓應(yīng)力;k為動載系數(shù),通常取k=1.1;F為吊耳板所受載荷;δ為板孔厚度;d為板孔孔徑;R為吊耳板外緣有效半徑;r為板孔半徑;[τ]為許用剪應(yīng)力。

    使用拉曼公式校核吊耳孔壁擠壓應(yīng)力時,應(yīng)滿足d-d1≤0.02d,d1為吊軸直徑。

    1.2 有限元法基本理論

    有限元法[3-5]在分段吊裝方面已得到逐漸推廣。在做吊耳及分段結(jié)構(gòu)受力分析時,常采用彈性有限元模型,即材料始終服從虎克定律,應(yīng)力應(yīng)變服從線性關(guān)系。彈性有限元基本方程描述了彈性體內(nèi)任意點的應(yīng)力、應(yīng)變、位移和外力之間的關(guān)系,包括平衡方程、幾何方程和物理方程等。

    2 吊耳工作平面內(nèi)180°極限載荷

    2.1 吊耳模型

    以A型吊耳為例,按照船廠的吊裝規(guī)范建立吊耳結(jié)構(gòu)模型,并進行網(wǎng)格劃分,吊耳的形狀和尺寸參見圖1和表1。吊耳網(wǎng)格尺寸為10 mm,均為六面體網(wǎng)格,見圖2。吊耳的質(zhì)量為37.6 kg。

    圖1 A型吊耳示意

    圖2 吊耳模型及網(wǎng)格

    2.2 吊耳180°極限載荷

    通常情況下,按照船廠吊裝規(guī)范制作的吊耳材料為A級以上強度的船用鋼板,其屈服強度約為235 MPa[6]。在分析吊耳極限載荷時,當材料最大應(yīng)力超過235 MPa時即認為達到屈服極限,此時的載荷為極限載荷。將吊耳底部固定,在吊耳孔內(nèi)施加軸承載荷,對吊耳載荷進行分析。

    吊耳承受500 kN豎直方向載荷時的等效應(yīng)力見圖3。由圖3可見,吊耳孔兩側(cè)應(yīng)力集中明顯,其余部分應(yīng)力水平偏低。

    圖3 吊耳等效應(yīng)力云圖

    吊耳在180°范圍內(nèi)的極限載荷見圖4(載荷豎直向上為0°,每間隔5°計算一次)。由圖4可見,吊耳載荷方向與豎直方向夾角在40°~80°范圍內(nèi)時,極限載荷偏低,甚至低于其額定載荷,在分段翻身時存在一定的危險性。

    圖4 吊耳極限載荷

    2.3 吊耳優(yōu)化

    在不改變吊耳與其他構(gòu)件裝配尺寸(吊耳孔直徑d、吊耳總厚度S1+2S2)的前提下,對吊耳進行優(yōu)化。

    1)吊耳板展開角度對吊耳載荷的影響。針對吊耳極限載荷在40°~80°范圍內(nèi)偏低的現(xiàn)象,分析吊耳板(厚度為S1的板)的形狀。增加吊耳板展開角度的參數(shù)α,見圖5。

    圖5 吊耳板展開角度

    吊耳在180°范圍內(nèi)的極限載荷隨吊耳板展開角度α的變化趨勢見圖6,由于左右對稱,所有只顯示一半。α的值每隔10°計算一組,其他參數(shù)不變,計算中,載荷方向的間隔仍為5°。

    圖6 吊耳極限載荷隨α的變化

    由圖6可見,α對吊耳在180°范圍內(nèi)的極限載荷影響很大,隨著α的增加,吊耳在180°范圍內(nèi)的極限載荷變大,且極限載荷在180°范圍內(nèi)趨于均勻。直到α增加到70°時,隨著載荷角度的增加,吊耳的極限載荷比α等于60°時反而減少。

    2)吊耳板厚度S1對吊耳載荷的影響。由吊耳等效應(yīng)力云圖(見圖3)可見,吊耳孔邊緣的應(yīng)力遠高于其他部位,說明吊耳材料沒有被充分利用。由圖6可見,增大α可以使吊耳的極限載荷遠高于額定載荷,因此,在后面的優(yōu)化中,可以適當減少吊耳板的厚度以抵消鋼材的浪費。

    吊耳在180°范圍內(nèi)的極限載荷隨S1的變化見圖7,每隔2 mm計算一組S1,其他參數(shù)不變,載荷方向的間隔仍為5°。

    圖7 吊耳極限載荷曲線隨吊耳板厚度的變化

    由圖7可見,S1大于20 mm(約為吊耳總厚度的1/3)時,S1對吊耳在180°范圍內(nèi)的極限載荷影響不太明顯,當S1小于20 mm時,S1對吊耳的極限載荷影響很大。

    3)吊耳側(cè)板厚度S3對吊耳載荷的影響。由圖3可以看出,吊耳側(cè)板的應(yīng)力水平很低,優(yōu)化余地很大。

    吊耳在180°范圍內(nèi)的極限載荷隨吊耳側(cè)板厚度S3的變化見圖8。每隔2 mm計算一組S3值,載荷方向的間隔仍為5°。

    圖8 吊耳極限載荷隨吊耳側(cè)板厚度的變化

    由圖8可見,吊耳側(cè)板厚度S3對吊耳在180°范圍內(nèi)的極限載荷影響不太明顯;當S3減少到原來的一半時,極限載荷仍能維持較高水平;當S3減少到6 mm以下時,吊耳在180°范圍內(nèi)的極限載荷有明顯降低。

    4)吊耳側(cè)板寬度B對吊耳載荷的影響。吊耳在180°范圍內(nèi)的極限載荷隨吊耳側(cè)板寬度B的變化見圖9,每隔30 mm計算一組B值,其他參數(shù)不變,載荷的方向間隔仍為5°。

    圖9 吊耳極限載荷隨吊耳側(cè)板厚寬度的變化

    由圖9可見,吊耳側(cè)板寬度B對吊耳在180°范圍內(nèi)的極限載荷影響很不明顯,當B減少到60 mm以下時,吊耳在180°范圍內(nèi)的極限載荷有明顯降低。圖9與圖8比較相似,因為減少吊耳側(cè)板的厚度和寬度都是削弱了吊耳側(cè)板,當側(cè)板減少到臨界值時,對吊耳極限載荷的影響明顯增大。

    根據(jù)以上分析,對吊耳尺寸進行優(yōu)化。取吊耳板展開角度α為60°,吊耳板厚度S1為20 mm,吊耳側(cè)板厚度S3為10 mm,寬度B為200 mm,其他參數(shù)不變。優(yōu)化后的吊耳形狀及網(wǎng)格見圖10。優(yōu)化后的吊耳質(zhì)量約為30.8 kg,比原來減少了18.2%。

    圖10 優(yōu)化后的吊耳模型及網(wǎng)格

    為優(yōu)化后的吊耳在180°范圍內(nèi)的極限載荷見圖11。由圖11可見,優(yōu)化后的吊耳在180°范圍內(nèi)的極限載荷均大于500 kN,且極限載荷分布更加均勻,更適合分段翻身。優(yōu)化后的吊耳板厚變薄了,有利于減少分段本身的應(yīng)力集中。

    圖11 優(yōu)化后的吊耳極限載荷

    3 船體分段吊裝強度分析

    3.1 船體分段吊裝模型

    某海船平行中體部分頂邊艙分段的模型及網(wǎng)格見圖12,圖12中網(wǎng)格密度大的位置處布置有4個吊耳,吊耳局部放大見圖13。

    圖12 分段模型及網(wǎng)格

    圖13 吊耳局部

    該分段總長為14.5 m,總寬為9.0 m,總高為9.0 m,總質(zhì)量115 t。4個吊耳均布置在分段的艙壁與縱桁相交的位置,位于舷側(cè)附近的2個吊耳承受392 kN的拉力,另外2個吊耳承受183 kN的拉力。

    3.2 分段吊裝強度計算

    分別對使用未優(yōu)化吊耳的分段和使用優(yōu)化后吊耳的分段進行計算。在2次計算中,為便于對比分析,不對分段進行補強。

    計算結(jié)果表明使用未優(yōu)化的吊耳時,分段的應(yīng)力集中出現(xiàn)在分段上,且應(yīng)力集中非常明顯,分段最大應(yīng)力為87.014 MPa。使用優(yōu)化后的吊耳時,分段的應(yīng)力集中出現(xiàn)在吊耳上,吊耳最大應(yīng)力為55.145 MPa,比使用未優(yōu)化的吊耳時減小了36.6%,并且在吊裝過程中,由于應(yīng)力集中轉(zhuǎn)移到了吊耳上,吊耳比分段更容易損壞,可以有效保護分段。

    4 結(jié)論

    1)采用有限元方法計算分析某船廠所使用的500 kN A型吊耳在180°范圍內(nèi)可承受的極限載荷,發(fā)現(xiàn)吊耳在不同方向上可承受的極限載荷不同,在受力方向為40°~80°(相對于垂直方向)范圍內(nèi),吊耳可承受的極限載荷偏低。

    2)吊耳板(優(yōu)化前)比大部分被吊裝船體分段的板厚還要厚,容易造成分段自身的應(yīng)力集中,分段比吊耳更容易破壞,不利于吊裝安全。在不改變吊耳與其他構(gòu)件之間裝配尺寸的前提下,對吊耳板展開角度、吊耳板厚度、吊耳側(cè)板厚度、吊耳側(cè)板寬度進行優(yōu)化,優(yōu)化后的吊耳不僅重量減少了18.2%,而且吊耳在180°范圍內(nèi)的極限載荷曲線趨于平穩(wěn),有利于分段翻身。

    3)通過對某海船頂邊艙分段吊裝有限元分析證實:優(yōu)化后的吊耳在分段吊裝時減少了應(yīng)力集中,最大應(yīng)力減少了36.6%,并將應(yīng)力集中從分段上轉(zhuǎn)移到了吊耳上,有利于保護分段本身。

    4)對吊耳180°范圍進行有限元分析的方法,可以為吊耳的設(shè)計、優(yōu)化、分段吊裝等工作提供一個思路,分析數(shù)據(jù)可以為吊裝規(guī)范的制定提供參考依據(jù);本文對吊耳尺寸優(yōu)化的方法也可以為其他類型的吊耳優(yōu)化提供參考思路。

    5)在船廠的吊裝作業(yè)指導書中,應(yīng)為每個吊耳提供180°范圍內(nèi)的極限載荷曲線,為分段吊裝翻身提供參考依據(jù);在分段吊裝翻身時,可以對分段進行360°范圍內(nèi)有限元分析,為分段翻身提供全面的結(jié)構(gòu)強度評估。

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