艦船載船浮箱下水的結構分析與優化

周清華，魏 波，陳 震，蔡乾亞

(1. 江南造船（集團）有限責任公司，上海 201913；2. 上海交通大學，上海 200240)

0 引 言

船舶下水是在船舶建造工程大部分完工之后，將船舶從船臺上移至水域的工藝過程，是船舶建造的一項重要組成部分。目前船舶下水的主要方式有：縱向重力式下水、船塢下水、氣囊式下水和載船浮箱下水等。其中載船浮箱下水是一種新的下水工藝，具備更好的保密性和經濟性。

載船浮箱下水的載船系統是由短縱梁、橫梁、墩木和具有升降、自動卸載及行走功能的液壓小車等部件組成，典型支撐圖如圖1所示。載船系統的受力分析是浮箱載船下水工藝研究中的一項關鍵技術。但由于載船系統部件之間的非線性接觸關系以及小車具有自動卸載功能，這些特點使受力分析變得非常復雜[1]。

對于首次采用載船浮箱下水方式的萬噸級大型艦船而言，要綜合考慮船型設計特點、深水塢水位限制、支撐系統布置條件等多種因素的影響，下水技術難度極大。為此，有必要開展下水工藝和關鍵技術攻關，通過載船浮箱下水多種方案的對比分析、論證和優化，選擇最優的下水工藝，提高下水過程中的安全性與可靠性。

圖1 典型支撐圖Fig.1 Typical support

1 載船浮箱下水計算方法

1.1 艦船規范

艦船規范規定了艦艇坐塢時的船體總縱強度、局部強度和塢墩強度計算方法[2]。對于塢墩面積有限的大型艦船，難以滿足塢墩載荷校核和尾部中內龍骨強度校核要求，艦船規范偏于保守。同時該方法僅考慮了龍骨墩承載狀態，無法考慮楔形邊墩情況。可見，采用艦船規范計算方法具有較大的局限性。

1.2 一維梁簡化計算

在船臺頂升和淺水塢起浮、坐底階段，采用了一維梁簡化計算方法求解載船系統的支墩反力。基于薄壁梁理論并結合實際下水工藝，根據載船系統受力特點，把下水模型簡化為變剛度彈性基礎上的變斷面耦合梁力學模型[3]。其中，使用接觸單元模擬楞木和船體的接觸關系，考慮彈性梁之間的變形耦合作用和接觸、卸載兩重靜力非線性迭代問題。采用彈簧單元模擬浮力，在浮箱的總縱強度計算中考慮了流體靜壓力分布和浮箱變形之間的相互影響，使計算結果更趨近于實際情況[4]。圖2為船體和浮箱雙梁耦合計算模型。

圖2 船體和浮箱雙梁耦合計算模型Fig.2 Hull-pontoon beam coupling calculation model

該方法的建模工作量小，足以滿足一般的工程應用要求，但對各支撐點等效組合剛度的計算精度要求高，同時無法模擬船寬方向不同支撐點的剛度差異對支反力的影響。

1.3 整船三維有限元分析

采用整船三維有限元分析方法不僅可以準確地模擬船體、支撐系統和浮箱之間的變形耦合效應和主要構件剛度特征，計算部分邊墩拆除后和首部楔形邊墩的局部載荷分布，有效地避免了在支撐系統串、并聯耦合狀態下的等效組合剛度計算誤差的影響。圖3為整船三維有限元分析的流程圖。

圖3 分析流程Fig.3 Analysis flow chart

2 工程應用與分析

2.1 深水塢

載船浮箱下水過程主要可分為以下4個步驟：

1）用液壓小車把坐落在船臺上的船舶抬起，平移至上塢階浮箱上，然后落墩、撤掉全部小車；

2）向塢內注水使載船浮箱起浮，調整浮箱浮態，然后橫移到下塢階上；

3）排出塢水，使載船浮箱擱于下塢階上；

4）打開浮箱通海閥，向塢內注水至水位與海水平面持平，船舶起浮并脫離浮箱，完成整個下水過程。

與船臺上和淺水塢內相比，深水塢內的船體承載狀態和局部載荷發生了較大變化，具體如下：

1）綜合考慮深水塢的最大水位限制、船體起浮后的正浮吃水、船體線型和支墩布置等因素，為了保證船體底部與塢墩之間的最小安全距離不小于0.3 m[5]，經過浮態計算可知，深水塢內船體起浮之前，需拆除67%的邊墩。

2）船體尾部為懸臂梁式，其長度與船長的比值為1/7，重量線性載荷為36 t/m。為了提供足夠的垂向支撐作用，在船臺上和淺水塢內均設有高、低連墩結構，但連墩結構與螺旋槳槳葉的橫向間距僅為0.5 m，對船縱向出塢提出了嚴格的船體姿態要求。為了避免碰撞風險，需拆除高連墩，船先橫移，后縱移出塢。

支撐點的減少和局部載荷的增大增加了船體結構的安全隱患，應準確計算支撐載荷，評估結構強度。

2.2 力學模型

整船三維模型包括船體、支撐系統和浮箱的所有縱向構件，橫艙壁、肋骨框架等橫向構件。桁材、肘板上的開孔和輕次艙壁忽略不計。網格大小一般采用縱骨間距×肋骨間距，支撐區域采用細網格，即1/4縱骨間距劃分單元。采用彈簧單元模擬墩木，根據下水狀態時的重量分布數據，等效為沿船長分布的垂向線載荷，并施加于船體舷側外板上。

整船三維模型見圖4。

圖4 整船三維模型Fig.4 Global 3-D FEM

2.3 船體結構分析

2.3.1 船體變形

圖5為船體梁在深水塢內、邊墩拆除后、坐墩狀態下的變形。

圖5 船體梁變形Fig.5 Hull deformation

船體梁呈現為4節點垂向彎曲變形；較大變形集中出現在首、尾兩自由端，最大變形值分別為7.9 mm和 31.0 mm。

2.3.2 支墩反力

支墩反力的大小和分布與船體重量和支撐點剛度的分布有關。通過多方案對比分析，確定了尾部支撐方案：尾部2連墩保留，增設垂向桁材、楞木和船臺中墩等加強措施。圖6為支墩反力計算結果。

圖6 整船支墩反力分布Fig.6 Reaction force distribution of whole ship docking block

圖6 可知，在深水塢內，邊墩拆除后，支墩反力較大值均出現在尾部2連墩、首部600 t橫梁和中部個別350 t橫梁處。其中，尾部2連墩處的支反力最大，最大值為295 t。該接觸區域的船體橫隔板以剪切強度為主，計算得到在剪切強度安全系數0.4的要求下，尾部2連墩處的船體最大承載能力為436 t，結構強度安全裕度為32%。

2.3.3 船體底部

根據支墩反力和結構設計特點選擇典型底部橫艙壁、肋板的局部強度評估區域，并對開孔區域進行網格細化。由于船底肋板、橫艙壁的彎曲變形與縱向結構彎曲變形正交，縱向彎曲應力對船底肋板、橫艙壁的彎曲應力影響極小，故在模型中不施加垂向彎矩和剪力，僅將支墩反力等效為線載荷施加于相應的結構單元邊界上即可。圖7為底部肋板應力云圖。

計算表明，船體底部應力峰值均小于許用應力，滿足結構強度要求。

2.3.4 首部結構

船首結構為懸臂梁式、線型復雜、支墩反力大，為了避免小車頂升后的支反力超出許用值，采用了楔形支墩支撐方案，需重點校核其局部強度。假定楞木為小變形，并忽略楞木與船體、楔形邊墩之間的靜摩擦作用，即不考慮接觸面內載荷。圖8為首部600 t橫梁楔形邊墩上的接觸壓力計算值。

圖8 首部接觸壓力分布Fig.8 Contact force distribution of forebody

由圖8可知，由于接觸區域的結構剛度大小、分布不同，船體與楔形邊墩之間的接觸壓力并非線性分布，呈現為雙峰曲線分布規律；峰值出現在楔形邊墩的水平和垂向支撐板交接處，符合結構力學特性。

原始設計方案的結構最大應力為336 MPa，已超出許用應力308 MPa，不滿足強度要求。通過對支撐區域采取增設肋骨和球扁鋼的加強措施，有效地將高應力區域由船體橫艙壁轉移至加強肋骨的腹板上，較大幅度地降低了應力水平，最大應力僅為181 MPa，應力云圖見圖9。

2.4 支撐系統分析

采用局部模型計算典型支撐系統的最大承載能力。圖10為施加載荷100 t后的船臺中墩剪切應力云圖。

基于船臺階段小車頂升后的支反力計算，將導流罩下的 350 t橫梁換為 600 t橫梁。將 600 t以點載荷的形式施加于橫梁中部，定義小車與橫梁接觸處為簡支約束。圖11為600 t橫梁應力云圖。

圖9 船首底部應力云圖Fig.9 Forebody bottom Von.Mises stress

圖10 船臺中墩剪切應力云圖Fig.10 Slipway mid-docking block shear stress

圖11 600 t橫梁應力云圖Fig.11 600 t beam Von.Mises stress

由圖11可知，600 t橫梁的高應力區域為橫梁距中2.5 m范圍內、上下面板及轉角的結構突變處，最大應力對稱出現在橫梁距中1.8 m的折角區域；600 t橫梁的橫梁的最大應力為197 MPa，小于許用應力280 MPa，故600 t橫梁滿足強度要求。但值得注意的是，當在淺水塢內，小車撤掉、船體落墩后，橫梁兩側的支撐點間距由5 m增加至7.6 m，跨距增加致使橫梁中部的彎矩增加52%，計算得到的最大應力為382 MPa。為了減小跨距，600 t橫梁中部與浮箱之間的空隙內需增設墩木。

支撐系統的承載能力評估結果見表1。

由表1可知，支撐系統滿足結構強度要求，并留有一定的安全裕度。

表1 支撐系統承載能力Tab.1 Capacity of support system

2.5 浮箱分析

浮箱的主要承載構件為中縱桁，其跨距僅為2 m，腹板高度為0.6 m，屬于短深梁，以剪切強度為主。計算表明，在首部楔形邊墩和尾部2連墩處的支反力作用下，中縱桁腹板的應力水平較高，部分單元的最大應力已達到許用應力的1.1倍。圖12為浮箱加強方案，通過采取在縱桁腹板下端增設T型材的方法，增加了剪切面積，從而達到剪切強度要求。

圖12 浮箱加強Fig.12 Pontoon strengthen

3 結 語

整船三維有限元分析方法不僅可以有效地模擬船體、浮箱和支撐系統之間的組合剛度和變形耦合效應，準確獲取支墩反力，而且計及了楔形邊墩的影響，突破了傳統計算方法的局限性。實踐證明，采用整船三維有限元分析方法評估大型艦船載船浮箱下水的結構安全性切實可行，提高了下水過程的可靠性。