起重機基座支撐結構強度分析

2014-06-27 06:40:38,,

船海工程 2014年6期

關鍵詞：結構

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(1.中國船舶科學研究中心，江蘇無錫 214082；2.江蘇省綠色船舶技術重點實驗室，江蘇無錫 214082)

起重機在作業過程中承受傾覆力矩和自身重力載荷的作用，并通過基座將載荷傳遞到支撐結構上，為保證起重機正常安全作業，支撐結構需要具有足夠的強度和剛度應對最不利的設計載荷。由于通常起重機為360°作業，作用在基座上的傾覆力矩具有方向性，通過靜力分析的方法往往不容易準確地找到最不利的作業工況并得到詳細的應力響應。為了評估基座支撐結構強度是否滿足規范要求，保證船舶營運的安全性，應用有限元方法對結構在不同作業工況下的應力響應進行直接計算是必要的[1]。文中依據CCS《船舶與海上設施起重設備規范》(2007)，借助通用有限元軟件MSC PATRAN/NASTRAN，結合具體算例，對起重機基座支撐結構強度進行計算分析，得到支撐結構應力響應較大的位置、應力分布特點及最危險的作業形式，根據應力結果完成局部加強方案的優選。

1 結構有限元模型

1.1 結構形式描述

起重柱應連續通過甲板結構伸至船體內，并且在終止處應有較強的垂向支撐結構，起重柱與甲板相連處應設置肘板、短桁等構件，將水平面內各個方向的載荷作用有效地傳遞到支撐結構上，以避免局部結構的應力集中破壞，并且支撐結構的設計應充分考慮施工方便以保證裝配焊接的施工質量。

以艉部上層建筑A甲板基座支撐結構作為分析對象進行說明，支撐結構的布置形式見圖1。

圖1 支撐結構布置形式

1.2 結構模擬

模型范圍的確定以邊界條件不影響分析對象的應力計算為原則[2]，參照規范以配件有效作用平面矩形(a×b)形心為中心，向四周擴展至少一倍的該矩形相對應的長、寬距離(3a×3b)，垂向擴展到甲板之下第一個平臺甲板或至少D/4處，模型邊界應延伸到主要支撐構件位置。計算中可以通過改變模型邊界條件比對應力變化的方法，來判斷模型范圍的選取是否合理，如果應力變化明顯，需要將模型范圍擴展到邊界條件對分析結果無影響。根據以上原則并考慮文中分析對象的結構特點，模型范圍選取如下。船長方向X：FR12強橫梁——FR23強橫梁;船寬方向Y：距CL3500縱艙壁——舷側;型深方向Z：11600平臺甲板——上層建筑A甲板。

局部三維有限元模型采用板、梁組合模型[3]，其中船體的甲板板、艙壁板、舷側外板、縱桁、強橫梁、強肋骨的高腹板及基座用4節點板單元模擬，縱骨、普通橫梁、扶強材、加強筋、支柱及甲板縱桁、強橫梁、強肋骨的面板用梁單元模擬，并考慮偏心影響，球扁鋼采用JBP等效原則，用L型梁模擬。為了計及起重柱與支撐結構的相互影響，模型中考慮一段伸出甲板以上的起重柱，起重柱采用4節點板單元模擬。為了更好地觀察結構的高應力部位的應力響應，將基座穿過甲板的區域進行適當網格細化，取為原網格尺寸的1/3或1/4。結構有限元模型見圖2。

圖2 結構有限元模型

2 載荷邊界條件及工況的確定

2.1 設計載荷

基座支撐結構設計載荷包括起重機的傾覆力矩和自重載荷，載荷通過起重柱傳遞到支撐結構上，數據參數通常由起重機的生產廠商提供。本文分析對象傾覆力矩為334.5 kN·m，自重載荷為52.5 kN，載荷的作用通過在起重柱端面處的剛性約束單元RBE2的形心獨立點上施加集中力的方式進行模擬[4]，見圖3。

圖3 設計載荷模擬

2.2 邊界條件

邊界條件的假定應以不影響模型中心所考察單元的計算結果為原則，根據規范邊界條件可考慮自由支持或固支，或采取表1的方法，約束應施加到模型邊界結構的截斷面上，見圖4。為了驗證模型范圍的選取是否合理，分別施加3種邊界條件進行計算分析。

表1 局部模型邊界條件

圖4 邊界條件施加(自由支持)

2.3 計算工況

由于通常起重機正常工作時為360°作業，傾覆力矩的方向在水平面內變化，計算時應考慮最不利的方位角，文中選取部分具有代表性的方位角作為計算工況，分別為：0°、30°、45°、60°、90°、120°、135°、150°、180°、210°、225°、240°、270°、300°、330°(角度為與X軸方向的夾角)。

3 應力結果分析

3.1 規范衡準

根據規范規定，構件的許用應力值為材料的屈服強度除以相應安全系數，且對于安全工作負荷小于196 kN的起重機支撐結構，安全系數可乘以0.89。文中分析對象材料為普通鋼，屈服強度為235 MPa，具體許用應力見表2。

表2 許用應力

3.2 結果分析

支撐結構應力較大工況的最大應力值見表3。表3中3種邊界條件分別為自由支持、固支和表1中的邊界條件，σe為板單元von-Mises相當應力;τ為板單元剪應力;σl為梁單元的正應力。自由支持條件下，相應板單元各方向的應力分量見表4，其中X為主要支撐結構腹板的長邊方向，Y為短邊方向，基座支撐支柱的最大應力值見表5，結構最大變形量見表6，90°和180°工況下的應力分布及變形情況見圖5～8。

表3 最大應力值匯總

表4 板單元最大應力值分量(自由支持) MPa

表5基座支撐支柱的最大應力值(自由支持) MPa

工況軸向應力軸向和彎曲最大合成應力差值135°36.247.711.5300°39.353.314.0315°41.455.113.7330°40.853.512.7

圖5 90°工況下基座支撐結構應力分布情況(單位：Pa)

圖6 90°工況下基座支撐結構變形情況(單位：mm)

圖7 180°工況下基座支撐結構應力分布情況(單位：Pa)

圖8 180°工況下基座支撐結構變形情況(單位：mm)

通過3種邊界條件下各工況基座支撐結構的最大應力值和應力分布的比較，可以發現3種邊界條件下的應力響應情況基本一致，最大的差異為1 MPa，說明邊界條件對分析對象中心區域的應力響應基本無影響，選取的模型范圍是合理的。應力結果顯示，結構的最大應力值發生在180°工況，相比90°的工況應力值高40%，說明支撐結構船寬方向的強度較船長方向的強度差，起重機最危險的作業形式為吊臂沿船寬方向作業。

分析原因主要是由于船舶長寬方向結構形式不同所導致，船長方向的結構為連續的，載荷通過基座下方縱桁傳遞到兩端由支柱和縱艙壁支撐的強橫梁上，船寬方向的結構在A甲板舷邊的角鋼處間斷，且舷邊角鋼未設置支柱支撐，載荷通過基座下方的強橫梁傳遞到縱艙壁和舷邊角鋼上，強橫梁相當于在縱艙壁處固支在舷邊角鋼處為自由端的懸臂結構，圖8中強橫梁的變形情況可以證明這一點。

圖6和圖8結構的變形模式顯示作用在基座上的傾覆力矩對結構的變形起主要作用，是主要的破壞載荷。

圖5和圖7結構的應力分布情況顯示結構的最大應力發生在基座下方縱桁和強橫梁腹板的升高處，說明該處結構的變化是該處應力值較大的一個重要原因。

應力結果顯示0°和180°工況下結構最大應力發生位置相同但應力值不同，相差10 MPa。原因主要是由于起重機自重載荷作用的影響，傾覆力矩和自重載荷的共同作用可以等效成兩者分別作用效果的疊加。如果僅在傾覆力矩的作用下，0°和180°工況下的最大應力應該大小相同方向相反。自重載荷的作用相當于在兩種工況下的最大應力位置上疊加同一個應力，導致了兩種工況下的最大應力值不同。同時也說明起重機自重載荷的應力響應相對于傾覆力矩來說是一個小量，傾覆力矩為基座支撐結構的主要破壞載荷，并且在工況方位角的確定時應充分考慮兩者的共同作用，僅從傾覆力矩和結構對稱方面選取0°～180°的方位角是不合理的。

應力結果顯示基座支撐結構板元和梁元的應力最大值均超過許用值，說明局部支撐結構的設計是不合理的，需要進行必要的結構加強。從變形結果可以發現結構的變形不大，表明結構的剛度基本能夠滿足起重機正常作業要求。基座支撐支柱的軸向應力和最大合成應力值較小并且相差不大，說明支柱自身的彎曲應力值很小，支柱沒有將傾覆力矩合理地傳遞到主甲板及甲板下方支撐結構上，因此支柱的主要作用是分擔了部分起重機的自重載荷。圖5和圖7顯示結構的最大應力發生在基座下方的強橫梁和縱桁上，表明傾覆力矩的作用主要由基座下方強橫梁和縱桁承擔。結構最大應力分量結果顯示，強橫梁和縱桁腹板的彎曲正應力是結構應力的主要成分，說明結構的破壞模式主要為彎曲破壞。從靜力分析的角度看[5]，起重機自重載荷可以等效為在基座腹板與強橫梁和縱桁相交處及支柱頂端分別作用的集中力，傾覆力矩可以等效為在基座腹板與強橫梁/縱桁相交處作用方向相反的集中力組成作用力偶，結構的應力結果和變形模式也驗證了這一點。因此基座支撐結構的加強應從以下兩方面考慮：①調整支柱尺寸及與基座的連接形式以使傾覆力矩有效地傳遞到支柱及支柱下方主甲板支撐結構上；②增大甲板以下基座腹板及強橫梁和縱桁尺寸以增大結構剖面模數。

4 結構加強方案優選

4.1 結構加強方案

從結構形式和構件尺寸兩個方面考慮，兼顧便于現場施工，進行多種加強方案的試算。為了更真實地模擬結構連接形式反映載荷傳遞方式，基座支撐支柱采用4節點板單元模擬，邊界條件采用自由支持，最后優選出3種結構加強方案。

1)方案一。增加甲板下方基座、縱桁和強橫梁的腹板高度，由240 mm增加到360 mm。在基座腹板下端面設置直徑1 255 mm、壁厚12 mm的封板。增加基座下方支撐支柱的尺寸，由直徑168 mm、壁厚8 mm增加到直徑377 mm、壁厚12 mm。在基座下方縱桁和強橫梁位置處設置4個575 mm×400 mm×12 mm的三角形肘板。

2)方案二。增加甲板下方基座、縱桁和強橫梁的腹板高度，由240 mm增加到360 mm。增加基座下方支撐支柱的尺寸，由直徑168 mm、壁厚8mm增加到直徑377 mm、壁厚12 mm。將基座腹板與支撐支柱間用錐角為90°的錐面進行過渡連接，厚度為12 mm。

3)方案三。增加甲板下方基座、縱桁和強橫梁的腹板高度，由240 mm增加到360 mm。增加基座下方支撐支柱的尺寸，由直徑168 mm、壁厚8 mm增加到直徑377 mm、壁厚12mm。將基座腹板與支撐支柱間用錐角為60°的錐面進行過渡連接，厚度為12 mm。

4.2 有效性分析

基座支撐結構加強前后最大應力值對比見表6，基座支撐支柱的合成應力最大值見表7，基座支撐支柱下端主船體的最大von-Mises應力值見表8，結構最大變形量見表9，應力分布和變形情況見圖9～11。

3種加強方案加強前后應力和變形結果顯示結構最大應力值和變形量均得到較大程度地減小，滿足規范強度和起重機正常工作的剛度要求，說明3種加強方案都是合理的。從力學性能和有效性的角度分析，3種方案隨著錐角的減小最大應力值逐漸減小，有效性依次提高，這里方案一可以作為錐角為180°的極限情況。而錐角為0°時相當于基座連續穿過A甲板支撐到主甲板上的情況，此時力學性能最好。參考CCS《鋼質內河船舶建造規范》規定，在起重機基座下方設置圓筒艙壁結構[6]的設計方案滿足規范要求，無需進行直接計算。但由于文中算例起重機位于上建甲板上，下方為舷邊的通道，該方案占用空間過大影響人員的通行，因此未將其作為一種可行的方案進行直接計算。