海巡163轮锚链绞车下支撑船体结构加强和强度计算

杨敬东，何瑞峰，刘文彬

(重庆交通大学 航运与船舶工程学院，重庆 400074)

0 引 言

海巡163轮为航行于近海航区的大型海巡船，在运营中主要承担海事巡逻、海事救援和航标维护等任务，其航区海况复杂。本船服役年限较长，船上设备已不能满足新环境下的使用要求，部分船体结构也很难满足最新规范相应条款，因此使用单位对本船启动了大型的改造工程。该工程主要对船舶的舾装、轮机及电气设备进行更换和增设，对甲板室和驾驶室进行调整和改造，及对其他局部区域进行结构加强。在舾装设备的更换中，重大改造之一为将位于FR84位置的沉石绞盘更换为卧式液压锚链绞车。绞车在排链作业中，其支撑结构会承受较大的载荷，极易造成结构破坏，因此需要对绞车下支撑船体结构进行结构加强，并依据《国内航行海船建造规范》[1]及《钢质海船入级规范》[2](以下简称《规范》)相关要求对该区域结构建立有限元模型，校核支撑结构的局部强度，提高结构安全性和可靠性。

1 甲板结构局部加强

1.1 结构加强原则

锚链绞车在进行排链作业时，其载荷主要通过绞车支座脚传递到甲板和甲板下的骨材及舱壁结构上[3]，支座脚连接块区域的甲板及其支撑结构所受到的载荷会较大，容易出现应力集中现象，因此，该区域支撑结构加强是本次结构加强工作中重点考虑的区域之一。一般地，在船舶甲板支撑结构的局部加强过程中，需要考虑以下几点[4-8]：

1)加强的结构与甲板主结构形式尽量保证基本一致。

2)增设短纵桁、短横梁等T型材结构，需要考虑现场的施工，应极力避免因施工空间不足等原因引起的无法焊接的情况。

3)加强范围不宜过小，一般横向范围应加强至加强域最近的桁材或者舱壁，纵向范围加强类似。

4)为了保证力的有效传递，避免应力集中的问题，在增设构件时，强构件与舱壁连接应该采用过渡连接或者肘板连接；加强时使用较大的T型来替换原来的小规格骨材，两端相连处用肘板削斜焊接；横梁与新加纵桁连接处相应加肘板连接。

1.2 结构加强方案

根据甲板结构局部加强的原则，对海巡163轮锚链绞车下的支撑结构进行加强研究。为了保证绞车受到的载荷能有效的传递到绞车下的支撑结构上，设计中通过在矩形支座脚的四边上增设肘板解决该问题，其连接形式如图1(a)。同时，为了确保主甲板的结构强度，降低板焊接变形的影响[9]，设计中在绞车安装区域的主甲板上焊接了12 mm厚的覆板，覆板通过沿着每一覆盖肋位横向设置塞焊孔焊接到原甲板上。覆板开塞孔示意如图1(b)。

图1 支撑结构加强示意Fig. 1 Schematic diagram of supporting structure reinforcement

本船绞车下甲板支撑结构的加强设计主要通过增设交叉横梁和短纵桁进行加强。由于绞车下支撑结构的主要受力部位集中于支座脚附近区域，因此结构加强方案设计中可以在支座脚下增设横向和纵向加强构件，同时为了保证力的有效传递，还需要适当增设辅助加强构件。本船共有6个支座脚，在原有支撑结构的基础上，共增设了6条短纵桁和3条短强梁，其中，短纵桁1至短纵桁5、短强梁2和短强梁3主要增设在支座脚与甲板连接区域下方，短纵桁6和短强梁1主要为了保证强构件力的有效传递而增设的辅助加强结构。本加强方案中，所有增设加强构件的增设范围加强至强构件或者舱壁处，构件尺寸与该区域原构件中的强构件尺寸一致，甲板结构局部加强如图2。

图2 甲板结构局部加强Fig. 2 Local strengthening of deck structure

在本船增设短纵桁和短强梁过程中，为了确保新增构件焊接的施工空间，需要保证新增构件与原构件之间的间距。对于新增的短纵桁4，如果直接在支座脚下方进行构件的加强会出现强构件间距过小的现象，从而造成施工困难。对于这种情况，可以通过减小纵桁腹板高度和面板宽度并同时增加板厚，或者保持结构尺寸不变适当向外调整纵桁位置。本加强方案中采用后者方法。短纵桁4在原支座脚位置的基础上向外移动220 mm，调整后新增短纵桁与原纵桁间距为390 mm，满足施工的空间要求。此外，为了确保加强结构能有效传递所受到的外力，加强区域新增短纵桁与横舱壁采用过渡方式连接(图3)，新增纵桁与普通横梁采用肘板连接。

图3 新增纵桁与舱壁连接Fig. 3 Newly increased girder and bulkhead connection

2 有限元计算模型

2.1 模型范围

为了确保设计的结构加强方案合理可行，需要对加强后的绞车支撑结构强度进行强度校核，保证计算结果满足规范要求。有限元计算方法是船舶结构强度校核中常见的校核方法，已广泛应用于船舶的多个研究方向[10-11]。本船有限元计算模型采用右手坐标系，X轴以船首为正方向，Y轴以左舷为正方向，Z轴以向上为正方向。根据《规范》，模型纵向范围取FR80～FR88，横向范围取整个船宽，垂向范围为主甲板取至下一层甲板平台。模型包括甲板、甲板下强横梁、甲板纵桁、普通横梁和舱壁。所有甲板板、舱壁板、肘板及其强构件腹板以板壳单元来模拟，所有普通横梁、舱壁扶强材及强构件面板以梁单元模拟。模型中，绞车安装区域采用细网格划分，其他区域采用粗网格划分，建立的有限元模型如图4。

本模型应力单位为N/mm2，位移单位为mm。

图4 有限元计算模型Fig. 4 Finite element calculation model

2.2 边界条件与许用应力

根据《规范》，计算模型的边界约束条件按表1进行施加。

表1 模型边界约束条件Table 1 Model boundary constraints

本船结构材料均采用普通船用钢材，材料属性的弹性模量为2.06×105N/mm2，泊松比为0.3，密度为7.85×10-9t/mm3，屈服强度ReH为235 N/mm2。根据《规范》要求，许用应力按强力甲板考虑，普通钢材的安全系数取1，则构件许用应力按表2选取。

表2 构件许用应力Table 2 Allowable stress of components

3 计算载荷及工况

按《规范》要求，本船绞车需要校核甲板右舷上浪(工况1)、左舷上浪(工况2)、绞车受锚链45%破断力(工况3)和挚链器受80%破断力(工况4)4种工况下支撑结构的强度。

3.1 甲板上浪工况及载荷

参照《规范》船首甲板锚机固定的强度计算要求，甲板上浪时，作用在绞车上的压力和计算面积可按下述计算：

1)X方向上由船艏向后的方向上的压力为200 kN/m2乘以该方向上的投影面积。

2)Y方向上作用于舷内和舷外侧的压力为150 kN/m2乘以f倍方向上的投影面积，定义如：

f=1+B/H(f≤2.5)

(1)

式中：B为平行于轴线的绞车计算宽度，m；H为绞车最大高度，m。

本船f=1+2.00/2.23=1.897，则绞车右舷上浪载荷计算如：

(2)

式中：Sx为锚链绞车在X方向的投影面积，m2；Sy为锚链绞车在Y方向的投影面积，m2。

经计算得，左舷上浪载荷Px=976.000 kN，Py=-979.706 kN。

本船绞车与甲板的连接是通过支座脚及其肘板直接焊接到甲板上，绞车和挚链器重量在每个支座脚上分布如图5，以集中力的形式加载到对应的节点上。甲板上浪载荷对甲板支撑结构的作用采用两种加载方式[10]进行计算比较。

3.1.1 加载方式1

参照《规范》3.2.5.5将力分解至各个螺栓组的方法，将上浪载荷分别施加于各个支座脚处，对每一支座脚连接区域建立刚性域，把上浪载荷施加在主节点上。作用在第i个支座脚上的轴向力可按式(3)计算。

(3)

图5 绞车重量分布Fig. 5 Winch weight distribution

3.1.2 加载方式2

甲板上浪载荷也可以采用MPC方式进行加载，如图6，以绞车载荷作用点为主节点，与甲板连接的支座脚节点为从节点建立刚性域，直接将上浪载荷以集中力的形式施加于主节点上。为了保证结构可靠性，绞车载荷作用点，即主节点的位置取绞车滚轮的最高点，为绞车锚链轮中分线与锚链轮轴中心线交点处，其绞车的最高高度为2 090 mm，坐标为(2 600，0，2 090)，从节点取绞车支座脚与甲板相交处节点，绞车重量产生的力以集中力形式施加到支座脚处对应的节点位置。

3.2 绞车受锚链45%破断力工况

本船带挚链器，按《规范》要求，支撑结构强度校核时，需要计算45%锚链破断负荷下的结构强度。该船选用锚链最小破断负荷为812 kN，则该工况下采用的计算载荷为365.4 kN。该工况下最大受力方向与X轴夹角为24°，将拉力F分解为水平分力Fx=333.81 kN和Fy=-148.622 kN。锚链破断力采用MPC方式加载到作用点上，绞车重量作用力以集中力的形式加载到对应的节点上。

图6 MPC加载方式Fig. 6 Loading method of MPC

3.3 挚链器受80%破断力工况

《规范》还要求校核挚链器受80%破断力工况。海巡163轮锚链最小破断力的80%为649.60 kN。该工况下最大受力方向与Y轴夹角为2°，将拉力F分解为水平分力Fx=22.671 kN和Fy=649.204 kN。破断力采用MPC方式加载到作用点上，绞车重量作用力施加方法同上。

4 计算结果及分析

根据对绞车下甲板支撑结构建立的有限元模型，按照《规范》要求的4种载荷工况进行有限元强度计算。计算结果表明，经结构加强后海巡163轮绞车作业时大应力区域发生在支座脚下的横梁和纵桁结构上。甲板板最大相当应力为72.0 N/mm2，发生在加载方式2对应的工况2下的支座脚1下的甲板上。甲板下支撑结构在工况1与工况2下两种加载方式的计算结果见表3。加载方式1对应工况1与工况2的应力分布云图见图7。加载方式2对应的工况1与工况2的应力分布云图见图8。

从图7、图8可以看出，加载方式2相对于加载方式1应力计算结果偏大，其主要原因为MPC加载方式容易造成载荷分布集中的情况，从而造成局部应力过大的现象。基于MPC加载方式的应力计算校核的结构安全性更高，因为甲板上的绞车受到的载荷会有一些不确定因素，基于加载方式1的计算应力分布均匀，计算值更趋于合理。

图7 加载方式1相当应力云图Fig. 7 Loading mode 1 equivalent stress nephogram

图8 加载方式2相当应力云图Fig. 8 Loading mode 2 equivalent stress nephogram

工况3、工况4计算结果见表5，应力分布云图见图9。工况3下支撑结构受力较小，其最大受力变形主要由挚链器重量对支撑结构造成。工况4下最大受力变形区域主要发生在挚链器区域下的短纵桁及其普通横梁上，在以后该区域的结构加强工作中可适当加大加强结构的尺寸。

表5 工况3与工况4计算结果Table 5 Calculation results of case 3 and case 4 N·mm-2

图9 工况3和工况4相当应力云图Fig. 9 Case 3 and case 4 equivalent stress nephogram

5 结 语

依据锚链绞车的排链作业时的受力特点及其甲板结构局部加强原则，对海巡163轮绞车下支撑结结构进行局部加强，考虑海巡163轮已经使用较长时间，船体构件有折损，所以加强时基于偏安全考虑加强。在加强后的绞车支撑结构基础上，依据CCS相应规范，采用Patran & Nastran对该部分结构建立有限元模型校核其局部强度，并从两种加载方式的角度去考虑其应力状态。从结构加强设计及校核可得到以下结论：

1)计算结果表明，锚链绞车作业中其支撑结构板单元的最大相当应力为195 N/mm2，梁单元的最大正应力为198 N/mm2，最大剪应力99.1 N/mm2，满足《规范》要求，说明绞车下甲板支撑结构的加强方案合理可行。

2)对上浪载荷的两种不同加载方式的对比结果可以看出，加载方式2的计算结果相对于加载方式1偏大，应力分布偏于集中。在实际运用中，建议采用加载方式1，当结构偏安全考虑时，建议采用加载方式2。

3)对于重量载荷施加方式，当绞车重量在每一个节点的分布明确时，可按集中力方式施加到对应节点上；当分布不明确时，可采用MPC方式施加重量载荷。