双体客船封闭式可倒桅结构强度分析

2021-10-25葛珅玮袁友华李子凡张卫周文

船海工程 2021年5期

葛珅玮，袁友华，李子凡，张卫，周文

(1.招商局邮轮制造有限公司，江苏南通 226000，2.上海海事大学商船学院，上海 201306)

客船的桅杆一般是全船的最高点。沿海、近海客船受到跨海桥梁或其他通航高度设施的限制，需要将桅杆设计成可倒可升的形式(以下称可倒桅)。固定式桅杆及链接强度可以在整船模型中施加局部载荷进行评估，但对于可倒桅结构，在升降过程中液压杆会产生很大的推力，如直接计入整船结构进行强度分析，则液压杆的作用力对于整体结构呈现作用力和反作用力的关系，将无法考虑到液压油缸的作用。该推力非常大，极可能会对可倒桅本体结构与船体支撑结构产生破坏。已有的公开资料主要以固定式桅杆为对象，研究其振动响应现象[1-2]，对客船可倒桅的设计与强度研究较少。封闭式桅杆不同于杆式桅杆结构，有一定的受风面积，且客船的艺术设计往往会使桅杆的受风面积较大，因此，风载荷对桅杆强度存在一定影响。

另外，受到双体客船造型的制约，可倒桅与甲板仅采用铰链连接，甲板补强空间又十分有限；同时为有效减轻重量、减少吃水、降低重心高度，客船上建及桅杆结构需要使用铝合金材料，铝合金的许用应力相比钢低很多，且对焊接热影响比较敏感，这些因素会无疑会增加结构设计难度。为此，对一双体客船的可倒桅进行载荷分析，考虑液压油缸顶推力的作用，结合船体所受风载荷与加速度，得到组合工况，利用有限元方法，采用分步求解的方式，分别对可倒桅本体结构及船体支撑结构进行强度评估，对比全船有限元计算结果，分析液压油缸的推力与横向风压工况对可倒桅与船体支撑结构的影响。

1 可倒桅载荷分析

1.1 可倒桅结构

目标双体客船的侧视图见图1，其中虚线圈内结构为该船的可倒桅，布置在双体船顶层甲板的尾部，全铝合金设计。

图1 目标双体客船示意

该可倒桅为闭式筒状结构，采用铰链支座与甲板结构相连，可实现最大90°的升倒，相比纯桁架形式的桅杆，具有稳定性好、艺术效果易实现的特点，见图2。

图2 可倒桅结构示意

可倒桅上的支座A1通过液压伸缩油缸与船体甲板支座D1连接，实现可升倒功能；可倒桅上的双支座A2与甲板上的双支座D2使用销轴连接，以此作为转动支点，当可倒桅转至垂立状态后再使用自动插销将A3与D3进行紧固连接。该可倒桅尺寸见表1。由于筒体长仅为1.4 m，不及船长的5%，且与甲板仅通过铰链连接，因此，认为该结构不受总纵应力的影响。

表1 可倒桅直立时尺寸 m

1.2 受力与工况分析

可倒桅在起升和放倒作业过程中，由于自重及油缸的载荷作用，其本体和船体结构均会承受较大的拉压和弯曲载荷；在船舶航行过程中，还会受到风载荷和惯性载荷的影响。对可倒桅升降和航行过程中两种状态下的多个工况进行载荷分析。

1.2.1 升降状态

考虑实际作业的风险，一般在大风时，不会升起可倒桅，因此此作业过程不计风载荷。可倒桅从水平位置开始起升，液压油缸载荷将直接作用到连接支座上，撑起整个可倒桅结构，如图3所示，随着可倒桅由起升瞬间的0°起升至45°，力臂l值越来越大，而重力力臂值越来越小，根据力矩平衡原理，油缸的作用载荷将快速减小，连接支座的受力也随之减小，当桅杆达到90°垂立状态后，油缸只起支撑作用，受力最小。因此，液压油缸的最大载荷出现在起升瞬间。

图3 可倒桅力臂l变化示意

1.2.2 航行状态

双体船航行过程中，可倒桅除了受自重作用外，还受到风载荷与船舶运动的惯性载荷。按最不利的原则，当风载荷和惯性载荷同向叠加时，为最危险状态。

目前并无针对桅杆风载荷计算的特定规范，因此，参考两种相近的规范方法进行风压计算，并进行比较，出于安全考虑，取大值作为设计载荷。

1)根据文献[3]对稳性的要求，本船为沿海航区，单位计算风压p可按计算风力作用力臂Z及航区插值获得，见表2，可倒桅重心位置距离水线为13.65 m，可得p=368 Pa。

表2 单位计算风压p Pa

2)参考ABS MODU[4]的计算公式,p：

(1)

式中:f=0.611；Ch为高度系数，可倒桅重心高度距水线<15.3 m，故Ch取1.0；Cs为形状系数，取1.5，Vk为风速，沿海航区取Vk=22.3 m/s[5]。

由式(1)计算可得p=456 Pa。

风载荷取以上两种方法的较大值，即456 Pa。

在双体船船体的波浪设计载荷中，加速度主要考虑垂直方向，而横向和纵向加速度一般不考虑[6]。垂向加速度acg参考如下计算公式[7]。

(2)

式中：KT为船型系数，取0.8；g为重力加速度，取9.81 m/s2；BWL为吃水处片体宽度，取7.206 m；β为船底升角，取10°；H1/3为有义波高，在H1/3=6 m时，航速VH取14 kn。

由该式可得acg为2.87 m/s2，约为0.3g。

考虑到铝合金的许用应力较低，且可倒桅与船体结构仅为铰链连接，为充分保证结构安全，在横向和纵向额外考虑了0.3g的惯性载荷。

综合考虑可倒桅自重、起升状态受力、风载荷及惯性载荷，确定6种组合工况，见表3。

表3 可倒桅载荷组合

2 分步强度分析

采用通用有限元软Femap with Nastran对可倒桅结构与船体结构分别进行强度分析。

2.1 分析方法与评估标准

可倒桅与主船体结构仅通过铰链相连，因此，油缸的作用属于结构间的内力，但本质上两个结构是独立的，如果放在整船模型中分析，则铰链处的受力无法模拟。因此，考虑对可倒桅和船体结构进行独立分析，首先分析可倒桅结构，得到可倒桅结构约束处的支反载荷；其次将支反载荷反向施加到船体结构上，进行强度分析，流程见图4。

图4 强度分析流程

可倒桅本体和船体上建结构均为铝合金，根据CCS规范[8-9]要求，双体船板单元的等效应力不大于200/KMPa，剪应力不大于90/KMPa，细网格区域等效应力不大于1.2×235/K，K为材料系数。对于5083-H116铝合金材料，K取退火状态，计算如下。

可得K=235/125=1.88。

许用应力值见表4。

表4 铝合金许用应力

此外，客船的结构对变形量十分敏感，受内装敷料精度的要求，甲板处的绝对变形量一般要求控制在8 mm以内，相对变形量控制在L/400[10]，其中L为主梁的跨距。

2.2 有限元模型

该可倒桅属于筒状薄壁板梁结构，其围板、内部主要结构、支座及船体结构的主要结构等均采用板单元模拟，主要结构的面板、骨材和桅杆灯架等采用梁单元模拟，网格尺寸约50 mm×50 mm，铝合金的弹性模量设置为7×104N/mm2，泊松比取0.33，质量密度取2.7×10-9t/mm3。有限元模型见图5。

图5 可倒桅和船体结构有限元模型

2.3 可倒桅本体强度分析

按照表3工况施加载荷，铰链支座处按表5施加约束，其中，LC1～LC3为起升工况，考虑可倒桅卡阻或误操作导致油缸达至最大推力状态，因此，对图2中铰链D2进行固支约束；LC4～LC6中，可倒桅已升到指定位置，锁紧机构已打开，油缸不作用，因此，对所有基座进行简支约束。计算得到结果见表6。

表5 可倒桅各工况边界条件

表6 可倒桅结构计算应力值 MPa

从表6可以看出，可倒桅本体结构最危险的工况为LC1(工况1)，最大应力出现在铰链支座底部加强垫板和围板上，见图6。

图6 可倒桅结构最大应力位置云图

工况1下可倒桅最大等效应力和剪应力的余量非常小，由于焊接对铝合金强度的影响非常大，过高的焊接热量直接会导致许用应力的下降。出于安全与对施工精度的考虑，需要加强。原结构底板通过加焊接垫板的方式缓解应力集中，加垫板方式对施工非常方便，但是对于拉力和剪切不利，因此，考虑将垫板方式改为嵌入板，嵌入板厚度等于垫板与底部的厚度之和，见图7。

图7 支座位置垫板改嵌入板方案

重新分析，得到结果见表7。

表7 垫板改嵌入板后应力值对比 MPa

对比分析，可以看出，修改设计之后，工况1下的等效应力和剪应力均有效下降，具体见图8、9。说明在等厚度情况下，使用嵌入板的应力效果要优于垫板。

图8 原方案应力云图

图9 修改方案应力云图

2.4 船体结构强度分析

船体结构的强度分析主要是针对甲板及反面加强，因此，在远离分析区域位置进行简支约束；载荷来自于可倒桅各工况下支座位置的支反力和支反弯矩，将其分别施加在船体支座结构上，分析、计算结果见表8。

表8 船体结构计算应力和变形值

其中最大应力出现在工况1和工况6。工况1应力水平较大，是因为可倒桅起升瞬间的载荷非常大，导致了局部应力集中；工况6应力也较大，这是因为在舷风工况下，支座受到了一定的横向弯矩，而连接位置的甲板骨材为纵骨架式结构，横向结构仅由局部的肘板支撑，因此横向强度相对较弱，造成了高应力。由此可见，客船在航行过程，可倒桅所受风压的影响在强度分析中不可忽略。另外，甲板反面支撑结构的最大变形为5 mm，此处的强梁跨距约为2 150 mm，因此，绝对变形和相对变形满足要求。应力和变形见图10、11。