三体船新型分布式连接桥结构强度分析

黄立为，魏成柱,2，陈炉云，梁晓锋，易宏*

1 上海交通大学 海洋智能装备与系统教育部重点实验室，上海 200240

2 中国舰船研究设计中心, 上海 201108

0 引 言

三体船是20 世纪末发展起来的一种新型高性能船舶，在快速性、稳性和耐波性等方面拥有独特的优势，其应用范围已从最初的军事领域扩展到客船、游艇等商用领域，受到国内外各界的广泛关注。Vakilabadi 等[1]针对高速三体船进行模型试验，分析了迎浪规则波下不同航速、不同海况对纵荡和纵摇运动的影响；唐浩云等[2]对三体船在迎浪不规则波中的运动和载荷进行了试验研究。在三体船结构方面，邓乐[3]开展了高速三体船结构的力学特性研究，针对三体船结构的受力特征和载荷传递特点进行了分析；谭伟[4]采用直接计算法对铝合金三体船的结构强度进行分析，指出了三体船结构的危险位置；甄春博等[5-6]对多工况下三体船结构的强度和疲劳进行计算研究，分析了各种因素对三体船结构的影响。上述研究成果表明，承载横向弯矩和扭矩的连接桥结构是三体船结构设计的关键所在。

目前，三体船广泛采用的是整体式连接桥结构，这种结构有些类似于船舶的双层底结构，分桥面和桥底2 块面板，面板间以横舱壁作为主要支撑，并以横梁或纵骨保证局部强度。整体式连接桥结构的优点是可提供额外的甲板布置面积和额外的舱容，但其缺点也较明显：一是内部结构比较复杂，建造成本较高；二是结构重量大，由于连接桥的垂向位置通常与甲板相当，会导致三体船的结构重心处于较高水平。这些缺点会降低三体船的装载能力和稳性，增加建造成本。可见，连接桥结构的减重设计是一个具有重要现实意义的问题。为解决该问题，一些学者进行了更深入的研究，其减重思路可归纳为2 类：一类是针对连接桥内部的骨架布置形式和尺寸进行优化；另一类是针对连接桥与主体和片体连接处的过渡结构进行优化。徐敏等[7]采用有限元方法对横骨式、纵骨式、密加筋型和箱型梁型这4 种连接桥骨架结构进行了对比研究；操安喜等[8]对连接桥端部的应力集中问题进行了优化研究。上述研究虽然都取得了一定的减重效果，但并未突破整体式连接桥结构形式的限制，减重水平有限。

为突破传统连接桥的形式限制，有一种思路是放弃采用整体式连接桥而采用新型连接桥形式。研究表明，对三体船连接桥来说，最危险的载荷是横向分离弯矩[9]。承担该载荷的主要部分是连接桥的腹板，而面板的应力则非常小，利用率很低。因此，本文拟提出新型分布式连接桥结构，这种结构的特点是去除了整体式连接桥中间的大部分面板结构，形成了一种新的离散化连接桥结构。从而在满足抵抗横向弯矩要求的基础上，大幅降低结构重量和重心，具有良好应用前景。

为进一步验证新型分布式连接桥结构的优势，本文将以上海交通大学开发的某三体穿梭艇为研究对象[10]，采用直接计算的方法分别对分布式连接桥结构（新型）和整体式连接桥结构（传统型）进行计算与对比。首先，在数值计算中根据该艇建立实尺度的全船三维模型，以现行的三体船规范作为参考[11-12]，根据中国船级社（CCS）规范确定计算载荷、计算工况及相应的边界条件；然后，通过有限元分析分别计算改进前、后这2 种连接桥结构形式的结构应力分布及变形状况，在此基础上确定相对较优的结构形式，为三体船结构设计提供参考。

1 结构介绍

本文提出的分布式连接桥结构是一种横贯主船体的连续箱型剖面梁结构，其剖面为一矩形，舷侧局部如图1 所示。

图1 分布式连接桥的结构形式Fig. 1 The structure of dispersed cross-deck

由图1 可知，相对于传统的整体式连接桥，分布式连接桥在去除了面板的同时，也相应地丧失了这部分甲板的布置面积以及对应位置处连接桥内部的舱容。因此，当这种减重方式与船体总布置需求相冲突时，应综合考虑分布式连接桥在船体纵向的尺寸。在三体船连接桥与主船体舷侧连接处存在非常明显的应力集中问题，为降低应力集中水平，文中采用了3 种手段进行改进：一是将分布式连接桥采用贯通主船体的设计，使连接桥结构具有很好的连续性；二是在连接桥与舷侧连接处采用肘板加强过渡；三是增加舷侧连接处局部外板的厚度。

2 模型概述

三体船数值模型是根据上海交通大学开发的某型三体穿梭艇建立的。该艇总长20 m，总宽9 m，主体型宽2.8 m，片体型宽1 m，主体型深4 m，主体设计吃水1.75 m。

在本艇设计中，为降低结构重量，提出了分布式连接桥结构形式。这种结构形式主要考虑了抵抗横向分离弯矩的能力，而一定程度上忽略了其他载荷的影响。而且这种结构形式缺乏较强的纵向连接结构，没有形成纵向抗扭箱，当三体船尺寸进一步增加时，横向扭矩会导致连接桥产生较大的变形。因此，这种结构适用于横向扭矩影响较小的中、小型三体船，而对于尺寸较大的三体船，则需要针对扭矩的影响开展进一步的分析。

应用通用型有限元软件平台MSC.Patran，分别建立采用整体式连接桥和分布式连接桥的三体船数值模型。在模型中，外板、横舱壁、连接桥、纵桁、强横梁、强肋骨等结构采用四边形板单元划分，普通横梁、普通肋骨采用梁单元划分。其中，板单元的边长设置为50 mm。全船材料统一设置为Q235 钢。模型如图2 和图3 所示。

图2 整体式连接桥的全船模型Fig. 2 The geometry model and FE model of trimaran with integral cross-deck

图3 分布式连接桥的全船模型Fig. 3 The geometry model and FE model of trimaran with dispersed cross-deck

考虑到实际建造时片体肋骨间距的要求，分布式连接桥的面板宽度最好与片体肋位宽度对应，这样连接桥的腹板就可以过渡到片体横舱壁上。针对该需求，面板宽度取为400 mm，腹板高度则与整体式连接桥的全船模型一致，为250 mm。从可比性的角度出发，上述2 个模型除连接桥结构形式不同外，其余主船体和片体结构均一致，且各结构构件的几何尺寸，如板厚、骨材的截面形式也保持一致。

3 计算载荷与工况

3.1 船体外载荷

三体船由1 个主体和2 个小片体组成，其布局要比普通单体船复杂得多，因而在航行时受到的外载荷也更加多样化。普通单体船航行时受到的载荷按作用效果可以分为总纵垂向弯矩、水平波浪弯矩和纵向扭矩，而三体船由于片体的存在，还会受到横向的分离弯矩和扭矩的影响，这种横向的弯矩和扭矩是三体船特有的载荷成分[13]。

确定各项载荷的大小是结构分析的前提，在缺乏船模实验数据的情况下，针对三体船外载荷的计算主要有2 类：一类是直接计算法，另一类是规范计算法[14]。如果采用基于流体动力学理论的直接计算法确定波浪载荷，在计算时需要考虑三体船营运限制所对应的波浪条件、船舶航速和波浪砰击的影响，而规范计算法则综合考虑了这些因素，并以主船体和片体重心的垂向加速度等参数来模拟航行时波浪对三体船的作用力。本文的主要目的是进行结构分析而非水动力分析，虽然采用规范计算法其数值通常比实际值大，但对于本文的结构分析影响比较小，故可忽略。为计算载荷大小，采用CCS《海上高速船入级与建造规范》[12]中针对三体船直接计算规定的计算公式来确定各项载荷。限于篇幅，本文将不列出这些公式，而仅给出计算所需的参数，如表1 所示。

表1 计算参数Table 1 Calculation parameters

结合表1 的基本参数，求得三体船所承受的各类载荷如表2 所示。

3.2 工况定义

在船舶运动中，存在多种载荷耦合的情况，因而在确定各项载荷的基础上，可通过不同的工况组合来模拟实船的受力情况。参考劳氏船级社三体船规范要求，采用7 种典型的工况进行了计算。这些工况中包含了迎浪、横浪和斜浪这3 种海况，每种工况中都有一种载荷达到最大值，以作为该工况下的主要载荷。这些工况的载荷组合形式如表3 所示。

表2 计算载荷Table 2 Calculated loads

表3 各工况下的载荷组合Table 3 Cases of the load combinations

3.3 边界条件

在中纵剖面上取艏柱、艉封板水线处各一点，约束三体船的垂向位移；在船中横舱壁位置，在甲板、龙骨与中纵剖面相交处各取一点，约束三体船的纵向位移；在2 个片体中横剖面龙骨处各取一点，约束三体船的横向位移。这种约束模式能在限制全船刚体运动的同时，不影响船体各部分的相对变形。

4 数值计算与结果分析

4.1 应力对比

根据CCS 规范，外载荷的加载方式如下：将纵向弯矩换算成沿船长方向分布的一系列等效集中力，施加于船底纵桁；横向弯矩换算成等效的横向对开力，施加于片体龙骨；横向扭矩换算成等效的反对称分布力，施加于片体龙骨；水平弯矩和纵向扭矩换算成一系列的力偶，施加于各强框架与舷侧相交位置。按表3 所示工况进行外载荷加载，并进行有限元计算分析，获得三体船连接桥区域的应力数值和变形如图4～图10 所示。

由图4～图10 所示的应力云图可知，在各工况下，2 种形式连接桥的应力分布模式基本相同，最大应力相差无几，且满足材料的许用应力，结构处于安全状态。按照CCS 的强度衡准规范，Q235钢质船体的结构许用正应力为179 MPa，许用切应力为101 MPa。由表4 可知，采用整体式连接桥的结构最大正应力为141 MPa，最大切应力为78.2 MPa，满足强度要求；采用分布式连接桥的结构最大正应力为136 MPa，最大切应力为70.6 MPa，满足强度要求。相比整体式连接桥结构，分布式连接桥结构的应力略有降低，说明其具备比整体式连接桥更好的结构强度。

图4 工况1 的应力云图Fig. 4 Stress contours of case 1

图5 工况2 的应力云图Fig. 5 Stress contours of case 2

图6 工况3 的应力云图Fig. 6 Stress contours of case 3

图7 工况4 的应力云图Fig. 7 Stress contours of case 4

图8 工况5 的应力云图Fig. 8 Stress contours of case 5

图9 工况6 的应力云图Fig. 9 Stress contours of case 6

图10 工况7 的应力云图Fig. 10 Stress contours of case 7

表4 不同工况下的应力值Table 4 Stress values under different cases

由表4 可看出，在工况4 时三体船结构出现了最大应力，该工况对应的是横向中垂，其主要载荷为横向分离弯矩。因此对本三体船来说，横向分离弯矩（中垂）为最危险载荷，这与之前研究的结果是一致的。

由图4～图10 可以看出，连接桥的应力集中主要出现在连接桥与舷侧连接处和连接桥转角处，在表4 中对这2 处应力做了统计。

为详细说明连接桥的应力分布，对左舷侧连接桥在工况4 时舷侧连接处和转角处的局部应力状态进行了对比，其结果如图11 和图12 所示。

由图11 和图12 可知，2 种连接桥结构在舷侧连接处和转角处其应力集中都比较严重。在舷侧连接处部分，分布式连接桥的正应力幅值为63.8 MPa，显著低于整体式连接桥的正应力幅值98.6 MPa。出现这种差异的主要原因是分布式连接桥采用了横向贯通结构，而整体式连接桥采用的却是腹板与舱内强框架连接方式，其结构连续性不如分布 式连接桥，相比之下，分布式结构的载荷传递更具优势。在连接桥转角处，腹板下缘的应力值非常显著，这部分的应力集中是由连接桥结构的型线变化所导致的。因此，该处结构是本船进行连接桥设计时需特别注意的地方，可考虑进行局部加强，或对连接桥的折角型线进行优化。

图11 工况4 的局部应力云图（整体式连接桥）Fig. 11 Local stress contours of case 4（integral cross-deck）

图12 工况4 的局部应力云图（分布式连接桥）Fig. 12 Local stress contours of case 4（dispersed cross-deck）

4.2 变形对比

以工况4 和工况7 下的连接桥结构为例，对比改进前、后连接桥结构的变形，结构变形云图如图13 和图14 所示。

由图13 和图14 可知，在工况4 下，连接桥呈现出典型的横向中垂，在工况7 下，呈现出典型的横向扭转，这与工况4 和工况7 的主要载荷是完全对应的。这2 种连接桥的变形模式基本相同，但分布式连接桥的变形幅值要大于整体式连接桥，这是由于分布式连接桥结构去除了中间的大量面板，导致其整体刚度不如整体式连接桥结构。因此，在实际设计中，如果对连接桥的变形有较高要求，需对其进行刚度加强，可考虑采用加大端部肘板尺寸等方式。

图13 工况4 的变形云图Fig. 13 Deformation contours of case 4

图14 工况7 的变形云图Fig. 14 Deformation contours of case 7

4.3 重量对比

采用2 种形式连接桥的三体船全船重量、重心对比如表5 所示。

由表5 可知，相比传统的整体式连接桥，采用分布式连接桥使连接桥的结构重量降低了59.79%，全船结构重量降低了1 340 kg，降低比率为6.75%；结构重心降低了0.133 7 m，降低比率为5.54%。由此可知，相比整体式连接桥结构形式，采用分布式连接桥结构能在一定程度上降低三体船的重量和重心。

表5 重量和重心对比Table 5 Comparison of weight and vertical location of center of gravity

5 结 语

为减轻三体船重量，本文提出了一种分布式连接桥结构，并对采用整体式和分布式这2 种不同连接桥结构的全船模型进行了有限元分析，得到了2 种模型的应力和变形分布特性。分析表明，相比传统的整体式箱型连接桥，新的分布式连接桥不仅能够满足结构强度要求，还能显著降低三体船的结构重量和重心，是一种具有良好应用前景的连接桥结构形式，可为后续三体船的连接桥结构设计提供参考依据。