鋪管船管子堆場擋貨立柱設計

陸少杰，羅瑞鋒，黃曌宇

（上海振華重工（集團）股份有限公司，上海 200125）

0 引言

在鋪管船項目中，主甲板管子堆場區域不僅需要考慮堆管的布置，同時也要考慮其他作業需求的設備的布置。在布置堆管區時也要善于利用船體結構的縱-橫向筋板作為擋貨立柱的反面加強，做到盡可能減少不必要的反面加強。但在這樣的考慮情況下，易布置出非均布的擋貨立柱。對于這樣的超靜定結構，本文通過國內某多功能鋪管船主甲板堆管區域劃分及其最大一跨擋貨立柱設計為案例，分析該類結構的有效載荷、應力計算和方案設計方法，結合有限元強度計算對方法進行校核。

1 外載分析

1.1 擋貨立柱設計與布置概述

在某最新多功能鋪管船上，管子堆場主甲板共約2 000 m2存儲面積，甲板載荷w按100 kN/m2[1-2]。以該船擋貨立柱的布置、計算及設計過程為案例，介紹鋪管船堆場立柱設計方法，同時設計中為達到項目成本上的優化，將考慮采用A級鋼（屈服強度為235 MPa）作為設計用鋼，并在該方法設計的擋貨立柱基礎上，通過對其實體建模，配合有限元軟件加載，進行方法的有效性復核。

在實際堆場布置中，擋貨立柱既要考慮與已有甲板反面加強對筋，又要考慮不與其他專業設備干涉，同時因為占地面積大不排除后期各專業協調產生的移位等可能，故設計階段首先需準確地載荷分析得出合理的力學簡化模型，并在計算過程中通過可變參數的整理進行計算公式的統一，為不同分區的立柱形式以及未來可能的布置移位提供一種快速的設計方法。

1.2 工況分析

以圖1堆場布置中最大載貨面積的一跨為案例介紹擋貨立柱的設計過程。擋貨立柱工況如圖2所示。

圖1 項目管子堆場布置圖

根據船體設計規格書可知，船體橫向加速度a橫為0.65 g，其中g為重力加速度；縱向加速度a縱為0.2 g。而堆管區域為防止甲板磨損均鋪設有墊木，其摩擦系數μ為(0.4～0.6) g。

根據圖2的工況介紹可知，堆管區實際堆管后除自身重力外，還會因船體縱向與橫向的船傾而產生作用力。縱向上因堆場使用的墊木摩擦系數大于船體縱傾加速度，故可以不再設置擋貨立柱進行約束。橫向上墊木摩擦力較為接近該方向船傾加速度，且實際鋪管船作業需要設置邊界以便于向甲板垂直向上逐層堆管，故實際布置中考慮將擋貨立柱布置在堆場堆管的橫向方向上。

圖2 擋貨立柱工況示意圖（長度單位：mm）

1.3 受力分析

根據1.2節介紹可知，堆管橫傾產生的作用力會作用在單側的堆管立柱上，同時堆管自身會產生一個運動趨勢反向摩擦力（見圖3），由圖3可知摩擦力對于堆場立柱是有利作用載荷，但設計階段為擋貨立柱安全使用考慮，取墊木μ的較小值0.4g作為計算用值。根據上述分析可將單側立柱受力簡化成圖4超靜定結構模型進行立柱載荷計算，計算公式見式（1）。

圖3 堆場堆管受力示意圖（長度單位：mm）

圖4 單側擋貨立柱受力模型計算圖（單位：mm）

式中：q為立柱載荷，N/mm；w為甲板均布承載能力，N/m2，由1.1節可知為0.01 N/m2；S為單跨堆管面積，mm2，本案例參考圖3可知S=77.43×106mm2；L為簡化模型總長度，mm，本案例參考圖3為10 500 mm。得到計算結果為q=180.85 N/mm。

根據以上已知條件，可以看出該受力簡化模型屬于超靜定結構，本案例重點在于求出各支撐點的支反力，而超靜定的結構力學——力法、位移法等其他方法著重研究外載荷作用的彎矩[3-4]，故為了更有效準確地獲得各支撐點支反力，綜合考慮采用ANSYS的APDL配合BEAM3單元進行計算命令編寫[5-6]，并通過“*ASK”命令將各立柱之間的間距L及均布載荷q設為可輸入變量，以便于實際項目中堆場各跨設計及后期布置調整都可快速求得結果。

如圖5所示，將上述荷載加載到ANSYS模型中，求得各支點垂直方向支反力，見表1。

圖5 單側擋貨立柱ANSYS模型加載

表1 ANSYS APDL錄入實際模型數據求解結果

根據表1可知，最大支反力發生在3#擋貨立柱，其作用力為：Fy=0.76×106N。

2 擋貨立柱詳細設計

對于單根擋貨立柱將1.3節求得的最大集中應力轉換為沿擋貨立柱垂向的均布載荷。另外，擋貨立柱本身焊接于甲板為懸臂梁結構，故甲板根部不僅要承受最大集中應力，還要承受這對支返力的力偶作用。如圖6所示，為減少焊縫受載，考慮增加抗剪塊承受該水平應力，立柱與甲板間焊縫承受力偶，而立柱本體承受均布力作用的彎矩。

圖6 單根擋貨立柱受力分析圖（單位：mm）

本文重點介紹鋪管船擋貨立柱布置、設計與強度計算。抗剪塊與底板焊縫計算均屬于焊縫強度計算，可參考鋼結構焊接規范[7]。

根據力學分析，實際擋貨立柱垂直方向上各點的彎矩Mh應為

式中：q'為最大支反力Fy在h長度上的等效作用，N/mm，q'=126.67 N/mm。

綜合考慮實際項目生產成本，將立柱分為3段，通過不同的工字鋼截面變化及各段最大彎矩來求解，得出各截面所需的抗彎截面系數，見表2。

根據表2信息，將擋貨立柱方案進行細化，如圖7所示。

圖7 擋貨立柱詳細設計圖（單位：mm）

表2 擋貨立柱具體截面設計

3 基于有限元的受力分析

3.1 精細有限元模型

3.1.1 堆場擋貨立柱有限元模型

根據表2的計算結果和圖7設計詳圖制作擋貨立柱實體模型，并通過實際加載論證上述設計方法的可靠性，見圖8。根據圖2可知擋貨立柱的布置范圍在跨距12 m、寬度8 m的范圍內。為使結構計算更貼合實際，反面加強及甲板建模選用跨距14.7 m、寬度12.6 m的擴大范圍進行建模[8]。

圖8 擋貨立柱設計方案

本文擋貨立柱受載屈服準則需滿足表3要求，且所得各立柱支反力數據與APDL計算結果偏差應控制在10%以內。

表3 項目規定有限元計算結果許用應力值

3.1.2有限元模型計算工況

根據3.1.1的模型概述及第2節所介紹的約束條件進行擋貨立柱ANSYS建模及約束施加。而外部載荷則以建立該區域擋貨立柱受載剛性體作為均布載荷以貼近真實工況表現。該均布載荷值為

式中：S’為建立的受載剛性體表面積，mm2；經計算，q=0.015 N/mm2

3.2 有限元計算結果

3.2.1 立柱自身支反力

對比1.3節的ANSYS A PDL與3.1節ANSYS實體建模2種不同計算方法的各立柱支點的Fy值，并對計算結果進行偏差對比，得出表4。

表4 ANSYS APDL錄入實際模型數據求解結果

3.2.2 立柱受載后各項應力

ANSYS實體建模計算后處理中，除獲得支反力外，同時借助軟件的應力后處理功能求得范式等效應力、剪切應力及正應力，結果見圖9～圖12。

圖9 范式等效應力結果

圖10 正應力（X方向）結果

圖11 正應力（Y方向）結果

圖12 剪切應力結果

3.2.3 有限元計算結果以及支反力偏差對比

根據圖7和圖8實體建模后有限元分析結果，并與表3及APDL計算支反力進行對比，可得如表5所示的結果。

表5 各項指標評判結果

4 結論

本文首先進行鋪管船堆場擋貨立柱的布置及載荷模型簡化，再根據其超靜定的布置特性編寫ANSYS APDL載荷計算命令獲取立柱支反力。通過將所求得的最大支反力轉換為均布載荷以確定擋貨立柱的有效變截面設計方案。在此基礎上，通過實體建模加有限元分析佐證該設計方法。最后對計算結果進行對比，得到如下結論：

1）本文所提供鋪管船堆場擋貨立柱的設計方法具有足夠的精度可供工程設計參考。

2）本文通過某多功能鋪管船堆場擋貨立柱的布置、載荷求解、立柱設計為例，給出圖10鋪管船堆場擋貨立柱的設計方案，并篩選出設計中的可變參數，便于不同項目間的方法通用性或項目實施過程中布置的調整，可以快速求解給予響應。