劉　銳， 王　銘， 張　健， 何文心

(1.武昌船舶重工集團有限公司， 湖北 武漢 430060； 2. 上海外高橋造船有限公司， 上海 200137；3.江蘇科技大學(xué) 船舶與海洋工程學(xué)院， 江蘇 鎮(zhèn)江 212003)

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208 000 DWT散貨船機艙總段整體吊裝強度有限元分析

劉銳1， 王銘2,3， 張健3， 何文心3

(1.武昌船舶重工集團有限公司， 湖北 武漢 430060； 2. 上海外高橋造船有限公司， 上海 200137；3.江蘇科技大學(xué) 船舶與海洋工程學(xué)院， 江蘇 鎮(zhèn)江 212003)

摘要整體吊裝是船舶建造中的一項重要工藝?？紤]到208 000 dwt散貨船機艙總段結(jié)構(gòu)本身的復(fù)雜性及船廠的需求，整體吊裝時的結(jié)構(gòu)響應(yīng)只能以三維有限元方法進行模擬。本文在研究大型散貨船機艙總段整體吊裝工藝的基礎(chǔ)上，分析了不同區(qū)域的吊碼載荷歷程曲線，運用有限元法對該吊裝過程在起吊上升、移位運輸以及下降三個不同階段進行了動態(tài)數(shù)值仿真分析，得到了吊裝引起的機艙總段應(yīng)力及變形水平。通過有限元計算分析得到的相關(guān)結(jié)果可用于指導(dǎo)船舶機艙總段吊裝方案的設(shè)計及優(yōu)化，同時對吊碼類型的選擇和結(jié)構(gòu)變形控制具有參考意義。

關(guān)鍵詞機艙總段吊裝強度吊碼載荷有限元分析

0引言

現(xiàn)代造船模式的船體建造采用分段和總段建造法，分段吊裝是船體總段進行船塢搭載的關(guān)鍵步驟，提高船體總段吊裝技術(shù)對分段的完整性、縮短船塢周期、提高船舶建造質(zhì)量有著重要的意義。

近幾年來國內(nèi)外學(xué)者對吊裝技術(shù)研究主要是在上層建筑整體吊裝方面，利用有限元軟件進行強度校核計算，根據(jù)計算結(jié)果采取相應(yīng)的加強措施。相應(yīng)的研究都取得了較大的成果并應(yīng)用到實際生產(chǎn)中，極大地提高了上層建筑吊裝工藝水平，產(chǎn)生了一定的經(jīng)濟效益。機艙總段直接關(guān)聯(lián)到主機的吊裝，對分段預(yù)舾裝水平、分段的完整性都有較高的要求。

以往研究所使用的有限元計算只能模擬仿真分段吊裝的單一工況，無法對吊裝的全程進行模擬仿真計算，如需要計算任意吊裝工況，只能重新設(shè)置載荷、邊界條件、約束等，給實際生產(chǎn)帶來一定的不便。一般有限元軟件計算都需要重新建模，而機艙總段存在很大的線型，建模需要花費大量的時間。本文所采用的軟件不需要直接建模，從相應(yīng)的軟件中導(dǎo)入計算即可，節(jié)省了大量時間并提高了工作效率。

1機艙總段吊裝情況概述

本文研究對象為208 000 dwt散貨船機艙10A總段的搭載過程。10A總段由7個分段總組而成，沿船長方向長度為29.8 m，寬度為36.2 m，高7.8 m。其重量以及重心的具體信息如表1所示。由表可知，總段搭載階段的舾裝重量為131.3 t， 10 A搭載階段的總重為715.80 t。

表1　10A總段重量及重心統(tǒng)計

根據(jù)總段的估算重量715.80 t超過了單臺龍門吊吊裝能力，集合生產(chǎn)場地的實際情況，采用兩臺600 t龍門吊抬吊的方式進行吊裝。吊碼布置形式及龍門起重機布置如圖1所示。

圖1　10A總段吊碼布置圖

第1、4兩組吊碼編碼由上至下依次進行，第2、3組吊碼是由左向右依次進行編號，總段吊裝過程如圖2所示。兩臺600 t龍門吊抬吊分段最大重量為830 t(已扣除吊具重量)。抬吊時，兩臺龍門吊車大梁中線之間(沿船塢長度方向)最小距離為18 m，同時兩臺龍門吊上、下小車之間沿主梁方向(船塢寬度方向)最小距離必須大于11 m[2]。

2分段吊裝計算方法研究

在吊裝過程中，船舶分段在自身重力和鋼絲繩拉力的共同作用下實現(xiàn)起升、下落和翻轉(zhuǎn)等空間位置移動、姿態(tài)變化?？紤]到吊裝作業(yè)過程緩慢，被吊物體運動速度、加速度較小，再考慮到吊碼、卸扣、鋼絲繩存在一定的承載裕度，能夠吸收一定的慣性力，因此對吊裝過程中的動載荷給予忽略，僅對船舶分段在整個吊裝過程中作靜力平衡分析計算和校核[3]。

圖2　10A總段吊裝過程中的移位及落塢

一個物體在空間的活動具有六個自由度，其保持靜力平衡的條件是在每一個自由度上所受的合力以及合力矩為零。在三維空間直角坐標系下，須滿足以下平衡方程：

(1)

(2)

式中：FXi、FYi、FZi分別為Fi力在X、Y、Z軸方向上的分量；MXi、MYi、MZi分別為Mi彎矩在X、Y、Z軸方向上的分量。

設(shè)X、Y、Z軸位于水平面內(nèi)，Z軸豎直向上，對船舶分段的吊裝作業(yè)而言，通常在水平面內(nèi)無沿X、Y方向的作用力，也無繞Z軸的作用力矩，因此船舶分段吊裝過程的靜力平衡方程簡化為

(3)

若船舶某分段的重量為G,采用最常用的三鉤起吊，以重心為原點建立坐標系，三個吊鉤在水平面內(nèi)距Y軸、X軸的距離(即吊鉤的X、Y坐標)分別為X1、Y1、X1、Y1、X3、Y3(根據(jù)所在象限區(qū)分正負值)，設(shè)三個吊鉤所承受來自分段的拉力(不包含吊排重量)分別為F1、F2、F3，則受力平衡方程

(4)

該方程為關(guān)于F1、F2、F3的三元線性方程組，求解可解得各力。然后根據(jù)吊碼數(shù)量以及吊碼與鋼絲繩的鏈接方式，再同樣運用上述平衡方程即可求得每個吊碼或卸扣所承受的拉力。

除最常用的三鉤起吊方式外，船體結(jié)構(gòu)件建造過程中還用到兩鉤起吊、四鉤起吊方式。對于兩鉤起吊，受力狀態(tài)簡化為平面受力，用于求解三鉤起吊問題的三元線性方程組退化為二元線性方程組，如下：

(5)

對于四鉤起吊，拉力的數(shù)量變?yōu)樗膫€，設(shè)各拉力為F1、F2、F3、F4，各自在水平面內(nèi)距Y軸、X軸的距離(即吊鉤的X、Y坐標)分別為X1、Y1、X2、Y2、X3、Y3、X4、Y4(根據(jù)所在象限區(qū)分正負值)，受力平衡方程為

(6)

上述式(4)、(5)、(6)為船舶分段吊裝設(shè)計力學(xué)計算的基本理論。三個方程式不僅可用于吊裝方案設(shè)計初期的計算，也可用于對調(diào)整、優(yōu)化后方案進行受力校核。

3機艙總段吊裝有限元計算

3.1有限元模型

該分段模型為機艙總段模型，鋼板材質(zhì)為AH32，根據(jù)不同的板厚和加強形式分別賦予不同的屬性。圖3為有限元模型和厚度分布云圖。應(yīng)用MPC法對吊碼受力進行模擬。

將龍門吊鍵入模型，并將吊點分布情況顯示出來。通過觀察模型的運動姿態(tài)，選取三個動態(tài)工況下的載荷，分別將三種載荷加載到模型中進行計算。求得三種工況下的模型應(yīng)力與變形情況。

圖3　有限元模型和板厚分布云圖

3.2不同工況下的機艙總段吊裝模擬計算

利用有限元軟件動態(tài)模擬機艙10A吊裝過程，選取模型的上升LC1、移位LC2、下降LC3三種工況下的不同姿態(tài)進行計算。

(1) LC1工況下模型模擬計算。

① 吊碼載荷計算。

首先根據(jù)模型吊裝上升階段過程，隨機選取17組時間點計算出吊碼的載荷，分析不同區(qū)域吊碼受力情況。具體負荷如圖4所示。

圖4　LC1工況下吊碼的時間—載荷歷程曲線

根據(jù)歷程曲線分析可知：起吊上升階段，第1組和第3組、第2組與第4組的吊碼載荷變化基本一致，說明了對稱區(qū)域內(nèi)的吊碼載荷歷程曲線變化趨勢基本一致。此工況下最大載荷發(fā)生在205 s時的第1組吊碼上，此時最大載荷值為43.19503×104N，考慮到安全系數(shù)，吊碼類型選擇為Z-60，共4只承重168.5 t。在實際搭載過程中，分段吊裝運動軌跡是由一個個斷斷續(xù)續(xù)的時間點構(gòu)成。前30 s內(nèi)沒有控制好速度的變化，從而導(dǎo)致曲線的斜率較大。

② 結(jié)構(gòu)變形與應(yīng)力計算結(jié)果分析。

通過數(shù)值模擬計算，上升階段總段結(jié)構(gòu)響應(yīng)情況如圖5所示。

圖5　LC1工況下機艙總段的應(yīng)力和變形云圖

根據(jù)計算結(jié)果分析可知：總段起吊階段最大變形為19.31 mm，發(fā)生在42#肋位處的右舷結(jié)構(gòu)邊緣處，屬于彈性變形，吊裝結(jié)束可自行恢復(fù)。分段上升階段板材的最大應(yīng)力為148.77 MPa，發(fā)生于安裝吊碼的結(jié)構(gòu)單元上?？紤]1.5倍安全系數(shù)，結(jié)構(gòu)許用應(yīng)力為156 MPa，滿足要求。

(2) LC2工況下模型模擬計算。

① 吊碼載荷計算。

選取移位階段若干組時間點，計算出對應(yīng)吊碼載荷數(shù)值，形成變化曲線，如圖6所示。

第1、3組吊碼隨著時間推移而減小，而第2、4組吊碼則恰好相反。這兩組吊碼載荷曲線走勢證明了上升階段得出的結(jié)論：對稱區(qū)域內(nèi)的吊碼載荷歷程曲線變化趨勢基本一致，此結(jié)論是正確的。其中該階段最大載荷為第2組區(qū)域的吊碼，最大值為65.86 t，遠大于其他組。這是由于第2組吊碼在吊裝移動方向上，吊裝移位過程中總段發(fā)生輕微前傾，吊繩牽引力在Y方向分力較大，從而引起吊碼載荷普遍高于其他區(qū)域吊碼負荷。

在移位的前期，模型尚未處在平衡狀態(tài)中，加速度較大，因此承受載荷較大。隨著時間的推移達到平衡，數(shù)值緩慢地降下來，變化幅度減小。在實際的移位過程中，必須控制好前期的進度，不斷根據(jù)吊鉤的載荷變化幅度，控制好位移速度，從而控制載荷[5]。

② 結(jié)構(gòu)變形與應(yīng)力計算結(jié)果分析。

根據(jù)圖7歷程曲線可知：總段吊裝運輸階段，結(jié)構(gòu)最大變形、應(yīng)力分布情況與吊裝上升階段基本一致。最大結(jié)構(gòu)變形也是發(fā)生在42#肋位處的右舷結(jié)構(gòu)邊緣處，大小為24.45 mm，在彈性變形范圍內(nèi)，在外力消除后變形即消失。最大應(yīng)力為185.46 MPa，考慮1.5倍的安全系數(shù)，應(yīng)力值超出材料許用應(yīng)力范圍，需采取控制應(yīng)力措施。

(3) LC3工況下模型模擬計算。

① 吊碼載荷計算。

通過對四組吊碼的載荷數(shù)值分析，形成各自區(qū)域的載荷歷程曲線，如圖8所示。

圖6　LC2工況下吊碼的時間—載荷歷程曲線

圖7　LC2工況下機艙總段的應(yīng)力和變形云圖

模型吊裝的下降階段，第1、3組的曲線走勢相近，而第2、4組相差較大，兩組數(shù)值起伏較大。下降階段的載荷變化起伏較大，波谷值與波峰值之間最大相差達到24.25 t，這說明在模擬吊裝過程中下降速度較快，沒有掌控好速度，從而導(dǎo)致載荷波動較大。從該模擬結(jié)果得出吊裝作業(yè)時必須控制好速度，使其達到勻速升降及移位。吊碼最大載荷出現(xiàn)在635 s下的第2組吊碼上，最大值為56.26 t，下降階段內(nèi)的應(yīng)力勢必也在不斷變化，該區(qū)域結(jié)構(gòu)強度要求較高，應(yīng)給予重點關(guān)注。

② 結(jié)構(gòu)變形與應(yīng)力計算結(jié)果分析。

模擬計算吊裝過程中下降階段的某一時間點，得出結(jié)構(gòu)變形和應(yīng)力云圖，結(jié)果如圖9所示。

圖8　LC3工況下吊碼的時間—載荷歷程曲線

圖9　LC3工況下吊碼區(qū)域的最大變形、應(yīng)力云圖

對模擬計算結(jié)果分析可知：分段起吊階段最大變形為18.60 mm，發(fā)生在42#肋位處的左、右舷結(jié)構(gòu)邊緣處，在彈性變形范圍內(nèi)，取消受力后結(jié)構(gòu)可自行恢復(fù)。最大應(yīng)力出現(xiàn)在布置第2組吊碼的結(jié)構(gòu)單元上，最大值為125.67 MPa，小于1.5倍下的許用應(yīng)力156 MPa。

4結(jié)論

本文通過對10A機艙總段整個吊裝過程進行強度有限元研究，根據(jù)本文計算結(jié)果的分析，可得到以下結(jié)論。

[][]

(1) 10A總段整個吊裝3個階段發(fā)生的結(jié)構(gòu)變形、應(yīng)力基本在允許范圍內(nèi)，滿足生產(chǎn)要求；移位階段的第2組吊碼所在的42#肋位處的右舷結(jié)構(gòu)應(yīng)力值較大，超出許用應(yīng)力，因此在該處應(yīng)設(shè)置加強構(gòu)件以達到足夠的強度。

(2) 吊裝時吊碼安裝位置的應(yīng)力較大,吊碼下方應(yīng)有良好的支撐結(jié)構(gòu)，如可以加厚吊碼處的下圍壁板，將有利于力的傳導(dǎo)，從而減小吊裝時結(jié)構(gòu)的應(yīng)力及變形。

(3) 對實際工作中選擇吊碼類型有指導(dǎo)性作用。分析整個吊裝過程中不同區(qū)域吊碼負荷變化情況，可知移位階段吊碼載荷均高于其他兩個階段，故在確定吊碼類型時主要以移位階段的吊碼載荷為依據(jù)。初步吊碼選型：第1組為Z-35T，第2組為Z-70T，第3組為Z-30T，第4組為Z-30T。然后再根據(jù)總段總重及各分段重量、實際生產(chǎn)經(jīng)驗確定吊碼類型。

參考文獻

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作者簡介：劉銳(1989-)，男，碩士研究生，從事船舶設(shè)計工作。

中圖分類號U662

文獻標志碼A

Finite Element Analysis of Integral Lifting Strength of 208 000 DWT Bulk Carrier's Cabin

LIU Rui1， WANG Ming2,3， ZHANG Jian3, HE Wen-xin3

(1.Wuchang Ship Heavy Industry Group Co., Ltd., Wuhan Hubei 430060, China; 2.Shanghai Waigaoqiao Shipbuilding Co., Ltd., Shanghai 200137, China;3.School of Naval Architecture and Ocean Engineering, Jiangsu University of Science and Technology, Zhenjiang Jiangsu 212003, China)

AbstractIntegral lifting is an important process in shipbuilding. Considering the requirements of the shipyard and complexity of the cabin section of the 208 000 DWT bulk carrier, structural response during integral lifting must be simulated by 3-D finite element method. Based on the study of the whole lifting process of the large bulk carrier's cabin, the load history curves of different regions are analyzed in this paper. Using finite element method, dynamic numerical simulation analysis is carried out on the lifting process in lifting rise, shifting carriage and decline in three different stages, then stress and deformation of the cabin in the process are obtained. The relevant results obtained by the finite element analysis can be used to select the type of hanging code, control the deformation of the structures and optimization of the integral lifting scheme of carrier's cabin.

KeywordsGeneral section of carbin Lifting strengthHanging code loadFinite element analysis