拼裝式直升機起降平臺強度分析評估

王 琦，張 旭，趙珍強，郭 奎

(1. 海軍研究院，北京 100161；2. 中國艦船研究設計中心，湖北 武漢 430064)

0 引 言

某直升機起降平臺用于臨時快速加裝到集裝箱船甲板上，可供直升機起降并兼做垂直補給平臺。為便于存放、運輸和快速加裝，該起降平臺設計為板塊拼裝結構，由一定數量的標準板塊拼裝而成，板塊自身采用縱骨架式結構，由平臺面板、框架（強橫梁、縱桁、縱骨）和角件焊接組成整體，板塊通過角件與甲板上的底座相固定，板塊相互之間通過船用連接件進行非焊接固定。該起降平臺的結構設計與傳統的整體骨架式起降平臺存在較大區別，本文針對該起降平臺的結構強度分析評估問題進行論述，可為類似鋼結構的研究設計提供參考。

國內外關于海上直升機平臺結構強度設計的參考規范較多，常用的有英國民用航空局CAP437、美國船級社（ABS）《海上移動式鉆井平臺建造與入級規范》（MODU）、挪威船級社（DNV）《海洋標準DNV-OS-E401直升機甲板》、中國船級社（CCS）《鋼制海船入級規范》、《海上移動平臺入級規范》，以及GJB534B《艦船直升機艦面系統通用要求》等，其中新版的《鋼制海船入級規范》、《海上移動平臺入級規范》中直升機平臺設計要求和計算方法基本一致。在國內，詹蓉等[1-4]對上述規范進行了比較分析并利用實例計算進行對比，研究表明各家船級社規范中結構設計經驗公式理論原理基本一致，都提供了明確的載荷、載況和應力衡準，計算結果通常作為有限元建模的初始輸入，均能夠滿足平臺設計基本要求。然而由于理念和側重點的不同，導致各規范的經驗公式及其計算結果存在一定差異，其中CAP437的工況載荷要求最為嚴格，但因設計強度余量較大而不利于簡化結構和減輕重量，ABS和CCS規范的設計工況和載荷及衡準相近。相比其他規范利用有限元法分析，GJB534B對結構件的校核采用經典力學計算方法，外載荷簡化為集中力，使用限制較多。

近年來入級中國船級社的海船和海工直升機平臺采用CCS規范的較多，劉文斌等[5-9]使用CCS規范進行了工程實例分析計算，但針對的都是整體骨架式起降平臺。本文研究的起降平臺結構設計與前述整體骨架式起降平臺存在較大不同。由于該起降平臺加裝對象主要為中國籍集裝箱船，入級中國船級社，且平臺平鋪在甲板（艙蓋）上，可視作主船體甲板連續平臺，因此以CCS《鋼制海船入級規范》（以下簡稱CCS鋼船規范）為主要設計分析參考依據，并結合個別工況的塑性分析進行強度評估。

1 平臺板塊強度分析

1.1 材料主要參數

起降平臺材料選用DH36船用鋼，屈服應力σS取355 N/mm2，彈性模量E取2.1×105MPa，泊松比μ取0.3，密度ρ取7 850 kg/m3。

1.2 應力衡準

根據CCS鋼船規范，各工況下直升機起降平臺板塊的板、骨架、主要支撐構件的許用應力如表1所示。

表1 各工況許用應力Tab. 1 Allowable stress of each working condition

1.3 有限元計算模型

利用Ansys軟件，在三維笛卡爾坐標系中建立板塊的三維有限元計算模型，船長方向為X軸，正方向由船尾指向船首；船寬方向為Y軸，正方向由右舷指向左舷；型深方向為Z軸，正方向由基線指向甲板。考慮兩輪印均落于同一板塊的極限情況，將直升機落點分布至板塊各典型區域進行計算。計算中將平臺板塊縱桁，強橫梁等主要構件的腹板，以及板塊表面板用殼單元（Shell）離散；將平臺板塊縱桁、強橫梁等主要構件的面板用梁單元（Beam）離散。模型中位移單位為m，應力單位為Pa，平臺板塊三維有限元計算模型如圖1所示。

圖1 平臺板塊有限元模型Fig. 1 Finite element model of helideck plate

1.4 邊界條件

設定板塊與艙蓋連接處各節點為簡支固定邊界條件，如圖2所示。

圖2 平臺板塊模型邊界條件Fig. 2 Boundary conditions of finite element model

1.5 載荷條件

1）板塊均布載荷工況

整個直升機甲板區域上覆蓋2 kN/m2的均布載荷。

2）直升機著陸沖擊工況

著陸沖擊工況為下列載荷的聯合作用：

①垂直沖擊載荷。直升機正常降落時的垂直沖擊載荷，按照直升機甲板下無人活動的情況取公式為：

式中：PH為垂直沖擊載荷；P為最大起飛重量。

本船所保障的機型最大起飛重量P為13 t，輪印尺寸為S。垂直沖擊載荷PH在兩后輪印上均布，即每個輪印載荷

模型中根據有限元網格尺寸，取不小于輪印尺寸的范圍施加上述均布載荷。

②板塊結構自重。

③雪、冰或其他環境載荷，按0.5 kN/m2的均布載荷計算。

3）直升機系留工況

系留工況為下列載荷的聯合作用：

①承受最大起飛重量的機輪載荷，其機輪承載面積可按直升機著陸沖擊工況中的假定；

②板塊結構自重；

③雪、冰或其他環境載荷，按0.5 kN/m2的均布載荷計算；

④直升機和平臺結構由于船舶運動而產生的慣性力，水平慣性力和垂直慣性力分別取直升機和板塊結構自重的0.5倍。

2 計算結果分析

在直升機著陸沖擊工況和系留工況中，對圖3所標示的P1A，P1B，P1C等3種典型輪印位置加以分析，得到受力分析數據。板塊各工況下變形及應力情況如表2所示。

圖3 著陸沖擊及系留工況輪印位置分布Fig. 3 Location distribution of wheel prints under landing impact and tethering conditions

表2 板塊變形及應力匯總Tab. 2 Summary of plate deformation and stress

表2所示各工況下板塊的合成應力、剪切應力、梁單元彎曲應力狀態與表1進行比對，均滿足規范要求。此外，從樣本的多樣性、典型性考慮出發，在表2中選取均布載荷、著陸沖擊工況的輪印位置P1A、系留工況的輪印位置P1B進行附圖分析。

2.1 均布載荷工況

板塊均布載荷工況的位移云圖及應力云圖如圖4所 示。

圖4 均布載荷工況板塊的位移及應力云圖Fig. 4 Displacement and stress nephogram of plate under uniform load condition

板塊均布載荷工況時，最大形變量為3.846 mm，最大合成應力為134 MPa，小于板許用應力所要求的213 MPa；最大剪切應力為50.3 MPa，小于許用剪切應力123 MPa；梁最大正應力為99.4 MPa，小于骨架許用應力213 MPa，因此板塊設計強度滿足使用要求。

2.2 著陸沖擊工況

板塊著陸沖擊工況下，輪印位置P1A的位移云圖及應力云圖如圖5所示。

圖5 著陸沖擊工況板塊輪印位置P1A的位移云及應力云圖Fig. 5 Displacement and stress nephogram of footprint P1A under landing impact conditon

板塊著陸沖擊工況時，輪印位置P1A所造成的最大形變量為4.94 mm，最大合成應力為213 MPa，小于板許用應力所要求的355 MPa；最大剪切應力為69.4 MPa，小于許用剪切應力184.5 MPa；梁最大正應力為74.8 MPa，小于骨架許用應力355 MPa。板塊設計強度滿足使用要求。

2.3 系留工況

板塊系留工況下，輪印位置P1B的位移云圖及應力云圖如圖6所示。

圖6 板塊系留工況，輪印位置P1B的位移云圖及應力云圖Fig. 6 Displacement and stress nephogram of footprint P1A under landing impact conditon

板塊系留工況時，輪印位置P1B所造成的最大形變量為4.678 mm，最大合成應力為265 MPa，小于板許用應力所要求的355 MPa；最大剪切應力為74.8 MPa，小于許用剪切應力184.5 MPa；梁最大正應力為81.6 MPa，小于骨架許用應力319.5 MPa。板塊設計強度滿足使用要求。

3 垂直補給強度校核

起降平臺兼做垂直補給平臺，包括平臺上補給物資堆放、補給物資從空中掉落2種工況，補給物資堆放近似為均布載荷工況其分析如前述，物資掉落工況要求平臺應能承受貨物托盤從1.80 m高度上自由下落時的沖擊力，補給貨物托盤總重量為2 t，由2個托盤承受，每個托盤的尺寸為0.9 m×1.3 m。校核中采用通用軟件Abaqus對補給過程中直升機平臺結構的沖擊強度進行計算。

3.1 強度衡準

針對物資掉落工況，采用前述CCS規范中的許用應力法設計導致平臺重量偏大，而為便于運輸和船上快速加裝，輕量化是拼裝式起降平臺設計的主要目標之一。根據Abraham J等[10-15]的研究成果，在允許小量變形的情況下，采用塑性分析法可更好地利用鋼材的承載強度實現船舶鋼結構輕量化。由于物資托盤從空中掉落屬于意外情況，出現概率小，且沖擊載荷作用時間很短，局部結構較小變形造成的影響屬于可接受范圍，符合塑性分析的適用條件[16]，因此采用塑性分析法，評估前述平臺結構設計在托盤掉落沖擊下產生的塑性變形量是否可接受。平臺沖擊強度分析中，材料采用理想彈塑性模型，根據CCS《材料與焊接規范》，DH36船用鋼斷裂伸長率不小于21%。

3.2 有限元計算模型

板塊三維有限元計算模型建立方法與前述相同，計算模型選取平臺典型區域，板塊間通過定義綁定約束連接，板塊模型如圖7所示。補給托盤采用1.8 m×1.3 m尺寸的平板模擬，材料為鋼材，通過設置質量點使其總重量為2 t。托盤模型如圖8所示。

圖7 起降平臺板塊有限元模型Fig. 7 Finite element model of helideck plate

圖8 托盤有限元模型Fig. 8 Finite element model of pallet

3.3 邊界條件

設定起降平臺板塊與艙蓋底座連接處各節點為簡支固定邊界條件，如圖9所示。托盤與平臺之間定義接觸對，接觸屬性設置為罰函數法。

圖9 起降平臺板塊模型邊界條件Fig. 9 Boundary conditions of finite element model

3.4 載荷條件

1.8 m高度自由下落至平臺的初速度為5.94 m/s，采用Abaqus顯示動力學分析步，從托盤距離平臺0.1 m位置并給定其初始速度開始計算，總分析時間設置為0.1 s。

計算中選取2種典型偏危險工況分別校核。

工況1：托盤沖擊在板塊跨中位置，如圖10（a）所示。

工況2：托盤沖擊在2個板塊交界位置如圖10（b）所示。

圖10 垂直補給沖擊工況Fig. 10 Vertical supply shock condition

3.5 計算結果

各工況下板塊變形、塑性應變如表3所示。

表3 板塊變形及塑性應變匯總Tab. 3 Summary of plate deformation and plastic stress

由表3可知，本計算書所校核的各工況，起降平臺板塊在托盤沖擊瞬時最大變形約為40.9 mm，最大塑性應變為1.4%，其塑性應變最大位置出現在起降平臺板塊下方支撐桁材端部。根據DH36鋼材斷裂伸長率不小于21%，平臺最大塑性應變計算值遠小于材料斷裂伸長率，認為托盤沖擊載荷下平臺僅出現較小的塑性變形，并未出現結構破壞。

基于托盤沖擊載荷下板塊結構的動力學分析結果，起降平臺可承受垂直補給貨物與托盤從1.80 m高度上自由下落時的沖擊力。

3.6 計算結果附圖分析

由表3可以看出，起降平臺板塊受垂直補給貨物托盤沖擊時出現最大變形和最大屬性應變均出現在工況1狀態，如圖11～圖14所示。

圖11 托盤沖擊瞬時板塊變形云圖Fig. 11 Displacement nephogram of plate under temorary impact

圖12 沖擊瞬時板塊受沖擊部位變形時間曲線Fig. 12 Deformation time curve of the impacted part of the plate at the moment of impact

圖13 板塊最大塑性應變云圖Fig. 13 Maximum plastic strain nephogram of plate

4 結 語

通過分析評估拼裝式直升機平臺在均布載荷、直升機著陸沖擊、系留和垂直補給狀態等4種工況下的受力，驗證了平臺結構強度設計符合使用要求，并得出以下結論：

1）以CCS鋼船規范中的許用應力法結合個別極端工況下的極限載荷分析可滿足特殊結構起降平臺在各種工況下強度分析計算需求。

2）相比單純的許用應力法，若允許發生較小的塑性變形可大大降低結構重量和成本，適合于外部載荷作用時間短、出現概率小、可接受局部結構較小變形且輕量化要求高的情況。

3）平臺板塊的最大梁單元彎曲應力、剪切應力出現在均布載荷工況下，而非著陸沖擊和系留工況，近似對應的是垂直補給時大量物資在平臺上堆積的工況。由于垂直補給時待補物資往往堆放在起降平臺非著陸區，因此非著陸區板塊的結構強度設計相比著陸區不宜降低。另一方面在進行垂直補給時要防止同時堆積在平臺上的物資總重量過大。

圖14 托盤沖擊瞬時板塊相當應力云圖Fig. 14 Equivalent stress nephogram of plate at the moment of impact