豪華郵輪超大艙室單元強度和變形分析

朱紅娟，葛珅瑋，張衛

(招商局郵輪制造有限公司，江蘇 南通 226000)

大型豪華郵輪通常有數以千計的艙房，國外造船廠普遍采用艙室單元技術建造居住艙室[1]。模塊化艙室單元絕大部分在工廠制作好，運送至現場后，逐個吊裝至指定位置。該技術可降低建造成本，提高了內裝質量，大幅縮短了施工周期。我國在豪華郵輪設計建造上剛剛起步，迄今為止，國內鮮有豪華郵輪艙室單元結構強度及變形控制相關的研究[2]。艙室單元是大跨度的薄板焊接結構，在轉運和吊裝過程中極易發生變形，如果變形較大，將會影響艙室單元的美觀、吊裝進艙的定位安裝，甚至會破壞預裝的內裝結構。為深入掌握艙室單元的受力特點、變形規律，以及相對變形規律，以某郵輪超大艙室單元為例，采用有限元分析方法，選取艙室單元3種典型的狀態：靜止狀態、吊裝狀態、工作狀態，分別計算其應力和變形，并分析工作狀態和吊裝狀態相對于靜止狀態的相對變形，以期掌握艙室單元的應力分布和變形規律，并找到相對變形的控制方法。

1 艙室單元的結構設計概況

郵輪艙室單元主體是長方體結構，共3層，自上而下分別為：頂層甲板、二甲板、一甲板、底層甲板。整個艙室單元長20 290 mm、寬10 690 mm、高9 414 mm。艙室單元的各層甲板板厚5 mm。橫、縱艙壁板厚6 mm，板材均較薄。各層甲板均采用縱骨架式，除底層甲板以外，其他層甲板沿長度方向僅設置3道強橫梁，間距5 000 mm。強橫梁的構件尺寸為T400×8/150×8。艙室單元縱、橫艙壁上設置大小為L150×70×7的骨材，間距800 mm。艙室單元層高，根據艙室所需凈空間、橫梁高度、甲板板架的變形量綜合確定。

2 艙室單元的結構分析

2.1 有限元模型

艙室單元結構分析基于有限元方法，采用通用有限元軟件Femap with Nastran進行分析。有限元網格大小為500 mm×800 mm。吊耳局部位置采用大小為35 mm×35 mm的細網格，見圖1、2。

圖2 吊耳細化有限元模型

艙室單元的甲板，橫艙壁，橫梁腹板等主要結構均采用4節點的板單元模擬，在高應力區盡可能避免使用三角形單元，特別是吊耳開孔周圍等應力梯度大的區域。

由于舾裝，通風，管系，電氣，木作，油漆等結構重量未包含在有限元模型中，統計艙室單元各構件的重心見表1。

表1 艙室單元及其各部分的抽質量、重心

通過放大重力加速度的方法，使有限元模型的總質量與實際艙室單元質量一致。通過調整結構的密度，使得結構重心與艙室單元吻合[3]。

2.2 計算工況

根據艙室單元的狀態，考慮3種典型工況。

1)艙室單元靜止狀態。艙室單元靜止狀態時只考慮自身重力。評估艙室單元靜止狀態下的強度和變形。

2)艙室單元吊裝狀態。考慮起吊瞬間慣性載荷的影響，慣性載荷的垂向加速度取az=1.1g。計算艙室單元吊裝狀態下的強度和變形，并計算吊裝相對于靜止狀態的相對變形。

3)艙室單元工作狀態。艙室單元吊裝到位后，除了自重以外，主要是游客引起的載荷。所以主要考慮游客對各層甲板及樓梯產生的載荷。

參照DNVGL-RU-SHIP-Pt3[4]中2.2.1節，住宿區甲板載荷應不低于2.5 kN/m2，本設計考慮20%的載荷余量，所以住宿區甲板均布載荷取為3 kN/m2。

因郵輪規范中無樓梯載荷相關說明，根據DNVGL-OS-C101中4.2節表3[5]，樓梯上踏步載荷考慮均布載荷和樓梯踏步中心集中載荷兩種情況。取樓梯上參觀人員均布載荷4.5 kN/m2，或集中載荷4.5 kN，集中載荷作用在整個樓梯的中心處。

計算艙室單元工作狀態下的強度和變形，以及工作狀態相對靜止狀態的相對變形。

2.3 邊界條件

1)艙室單元靜止狀態，考慮兩種支撐形式。

①吊裝之前，艙室單元靜止時，底部僅圖中強橫梁兩端的支撐點接觸地面，支撐點前后對稱。對這12個支撐點簡支約束，見圖3。

圖3 底部支撐布置(正視)

②吊裝之前，艙室單元靜止時，底部強橫梁和縱桁支撐點全部接觸地面。對所有支撐點簡支約束。

分析通過局部支撐的方法，預留自重變形，是否對控制吊裝相對變形有一定作用。

2)通常情況下，為了保證吊裝強度，控制變形，船舶的分段劃分尺寸控制在12 m×12 m以內，且只要求吊裝強度滿足要求即可。在結構強度滿足要求的情況下，分段吊裝時引起的彈性變形會在外力消失后恢復。本艙室單元大小為20.290 m×10.69 m×9.414 m，遠大于常規分段的吊裝尺寸。且艙室單元的最上層是玻璃房、游泳池等休閑娛樂區，沒有完整的鋼結構強框架。如按照常規的吊裝方案，將吊耳布置在艙室單元結構的頂部，勢必會帶來大量額外的結構加強。因此，將底部強橫梁的間距微調，在底部平臺多設置兩道永久性的強橫梁，將吊耳布置在底部強橫梁的端部，避免不必要的臨時加強。

吊裝狀態下，吊點前后對稱，僅在吊耳位置簡支固定，具體位置見圖4。

圖4 吊耳布置(正視)

3)工作狀態。

①僅強橫梁兩端的支撐點接觸地面。對12個支撐點簡支約束。

②底部橫梁和縱桁全部與底部結構接觸，對所有底部橫梁和縱桁底端簡支約束。

2.4 評估標準

1)強度評估標準。強度評估衡準參照《郵輪規范(2017)》中2.4.6條，見表2。

表2 許用應力 MPa

2)艙室單元變形衡準。艙室單元的各層甲板主要支撐構件的變大變形值參照CCS《郵輪規范(2017)》中2.5.4.2條，對于甲板的主要支撐構件，撓度應不超過其跨距的L/400[6]，26.6 mm。

3)艙室單元相對變形衡準。因吊裝或者工作狀態相對于靜止狀態均會產生額外的相對變形，內裝提出艙室單元結構在各種狀態下相對變形不超過10 mm的要求。

2.5 計算結果分析

底部12點支撐、各載荷工況下的最大應力統計見表3。可以看出，此設計的結構強度均滿足規范要求，且余量較大。靜止狀態和工作狀態最大應力均發生在樓梯和DECK1平臺連接處。此位置因為空間布置的限制，不能設置立柱和強支撐結構，屬于懸空結構，且其上有較大跨度的樓梯，所以應力較大，該位置是結構設計時重點考慮的位置。需對樓梯和二甲板平臺連接處及樓梯底部的強橫梁做適當的加強。以保證人在樓梯上行走時的穩定性和舒適性。

表3 最大應力匯總 MPa

吊裝狀態下，最大應力發生在吊耳處，局部最大應力為279 MPa，滿足細網格的許用應力。具體的應力云圖見圖5～7。

圖5 工作狀態應力云圖(包絡值)

圖6 吊裝狀態應力云圖

圖7 吊耳應力云圖

各層甲板最大變形見表4。

由表4可見：最大變形發生在吊裝狀態下。吊裝時，各層甲板的變形值均較大，最大變形值發生在底部甲板中心位置處，其值為18.9 mm。吊裝狀態下的變形規律見圖8。

圖8 吊裝狀態的變形

表4 各層甲板最大變形 mm

其他各種狀態下的最大變形也全部滿足《郵輪規范(2017)》的變形要求，各層甲板的最大變形基本上發生在各層甲板的中心處。

各層甲板相對靜止狀態的最大相對變形見表5。

由表5可見，底部12點支撐時，艙室單元工作狀態相對于靜止狀態的相對變形均滿足內裝的工程要求。

表5 各層甲板相對靜止狀態的最大相對變形 mm

底部橫梁縱桁支撐時，艙室單元工作狀態相對于靜止狀態的相對變形均滿足內裝的工程要求。

吊裝變形相對于靜止狀態、底部12點支撐的變形最大值是9.9 mm，小于內裝專業提出的甲板敷料破壞的臨界值。

吊裝變形相對于靜止狀態、底部橫梁縱桁支撐的變形最大值是15.8 mm。因為艙室單元靜止狀態、底部橫梁縱桁全部支撐時，底部甲板的初始變形較小，導致相對變形遠遠超出了甲板敷料破壞的臨界值。

所以通過底部12點局部支撐，讓艙室單元在自重的狀態下，提前釋放應力，充分變形，通過內裝敷料找平消化掉變形。此法避免了艙室單元因吊裝引起的變形與自重變形疊加從而產生過大的變形。避免破壞內裝敷料等預舾裝結構，保證了艙室單元整體吊裝的安全。

3 結論

1)大型艙室單元薄板結構剛性較弱，在轉運吊裝階段，由于板材受力不均勻，極易發生變形。

所以，對于大尺寸薄板艙室單元，除了滿足規范的強度要求外，更應重點關注其變形。避免因為變形過大，導致艙室單元無法進艙。

2)吊耳的布置，不同于常規做法。將吊耳布置在底部強橫梁端部，可避免大量的加強工作，也可以很好地通過底部強結構框架傳遞載荷，有助于控制吊裝相對變形。

3)對于已經完成預舾裝的艙室單元，即使是彈性變形，也有可能對管路、窗戶、絕緣材料、內裝地板等造成損傷，所以艙室單元吊裝的重點是控制吊裝的相對變形。通過底部的局部支撐，提前釋放自重狀態下的變形，減少吊裝時產生的相對變形，可保證艙室單元吊裝時內裝敷料的安全。