基于有限元方法的大型郵輪薄板總段吊裝方案設計

陳小雨，鐘浩東，張海甬

(上海外高橋造船有限公司,上海 200137)

大型郵輪薄板總段數量較多，尺寸較大，涉及多層甲板?？偠蔚跹b會造成薄板結構塑性變形。船舶大型化及預舾裝程度的提高使上層建筑整體尺寸、重量越來越大，剛性則小，因此上層建筑的整體吊裝變得更加困難。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，因此對郵輪薄板結構除了滿足規范的強度要求外，更應重點關注其變形。為確保薄板總段吊裝方案設計的合理性，避免吊裝過程中的出現結構安全問題，考慮在薄板總段吊裝方案設計階段，利用有限元方法，對薄板總段吊裝過程中的結構響應進行預報，評估吊裝方案的作業安全性、經濟性、工藝性等，提出合理的吊裝臨時加強措施，確定最終吊裝方案。

1 總段吊裝方案

1.1 大型郵輪A總段情況

大型郵輪A總段由10個分段組成，共計3層甲板。船長方向長度為29 m，寬度為37.2 m，高度為8.6 m，由上、中、下3層甲板組成。幾何模型見圖1。

圖1 大型郵輪A總段幾何模型

1.2 吊裝方案

根據船廠吊裝能力，為郵輪總段吊裝提供的兩種吊裝方案，方案信息見表1，方案吊碼布置見見圖2。

表1 吊裝方案信息匯總表

圖2 吊裝方案示意

為確保吊裝過程中的結構安全，吊碼安裝區域需要采取適當的加強措施。兩種吊裝方案的加強具體布置方案見圖3。

圖3 加強方案示意

2 有限元模型建立

2.1 有限元模型概述

模型全局采用笛卡爾右手坐標系，總段本體模型均采用3節點和4節點殼單元進行網格劃分，根據CCS《船體結構強度直接計算指南》，有限元網格尺寸沿船長方向每肋位4個，船寬方向每縱骨間距4個，網格尺寸約為200 mm×200 mm，共得到230 580個單元。加強方案中的槽鋼均用beam單元進行劃分，A總段有限元模型見圖4。

圖4 A總段有限元模型

根據以往吊裝經驗，吊碼區域極易出現應力集中的情況，為使結果更加接近實際情況，對安裝吊碼的區域使用細網格進行劃分，細網格尺寸為30 mm×30 mm，局部網格見圖5a)，吊碼處細化網格見圖5b)。

圖5 A總段局部網格示意

2.2 載荷與邊界條件

通常，上層建筑吊裝的有限元計算，進行結構在自重作用下的響應分析。薄板總段吊裝時主要載荷來自自身重力，吊裝仿真計算通常采用吊繩具體建模方式進行，本文采用慣性釋放法對總段吊裝進行有限元計算。所以本文僅對模型施加與結構自重相等，方向相反的力，載荷施加方式見圖6。

圖6 載荷施加示意

根據重心位置計算得出各吊點的吊重，再根據吊重確定各吊碼處應施加的載荷。

3 計算結果及方案優化

3.1 計算衡準

3.1.1 強度安全評定準則

根據ABS MOPV規范規定，在吊裝過程中結構產生的最大應力應不超過材料屈服應力的70%，由此判斷結構強度滿足安全吊裝要求。薄板結構所使用的最低等級A級鋼材的屈服強度為235 MPa，其衡準最大應力應≤164.5 MPa。

3.1.2 變形安全評定準則

根據各大船廠的生產經驗，船體吊裝安全性應從整體和局部兩方面進行評判，依據生產實際經驗并結合相關文獻資料認為，最大變形量可以作為評判船體整體剛度的安全性的主要指標，當最大變形量≤800(為結構的最大尺寸)時，則認為剛度可以滿足吊裝需求；而船體局部剛度安全性則通過變形率來判定。變形率，即吊裝結構最大變形值與變形所在結構總尺寸的比值，根據各大船廠的實際生產經驗，將變形率的安全值規定為2/1 000，即結構在1 000 mm范圍內的最大變形值應≤2 mm。

3.2 吊裝方案對比分析及優化

3.2.1 吊裝方案對比

對兩種吊裝方案分別進行有限元計算，得到結構整體的應力、變形見圖7。

圖7 吊裝過程的結構整體應力、變形云圖

1)由圖7中的應力云圖可知：兩種方案對結構整體應力分布情況基本一致，吊碼安裝區域應力水平較大，兩者的應力最大值同為154 MPa，均小于吊裝作業安全應力164.5 MPa，符合規范要求。

2)由圖7中的變形云圖可知，兩方案總段結構變形趨勢基本一致，吊碼區域、甲板面尾端及最下層結構門孔處存在較大變形，最大變形值出現在中間甲板尾部甲板外沿，分別為28.4 mm和27.2 mm，均小于規范值46.5 mm；局部變形率分別為0.76/1 000和0.74/1 000(最大變形量/372 000 mm)，均小于規范值2/1 000。

3)綜合兩種吊裝方案的計算結果，總段結構整體的應力、變形水平接近，且兩者計算結果均在安全裕度內，結構變形情況及變形趨勢兩者基本一致；從物料消耗角度考慮，方案二中吊碼使用數量較少，相應的槽鋼、三角板用量亦均可減少；從生產成本方面考慮，方案二具有作業量少、工藝性好、人工耗時少等優點。

綜上所述，在確保吊裝安全的前提下，綜合考慮吊裝作業的工藝性和經濟性，認為總段吊裝方案二更優。

3.2.2 臨時加強方案

1)變形較大處的臨時加強措施。如圖8a)所示，在吊裝過程中薄板總段各層甲板尾端面均產生較大變形，最大變形值27.2 mm出現在中間甲板尾端，局部變形率為0.74/1 000，小于安全值2/1 000。分析認為，此處甲板下方沒有立柱結構，處于懸空狀態，當整體受到向上提升力作用時，甲板外沿在自身重力作用下向下塌陷，所以此處變形較大。在生產作業中應在此區域內使用槽鋼對各層甲板進行加強，以避免出現此類情況。

圖8 局部變形云圖

如圖8b)所示，吊裝過程中下層甲板下方某處艙壁出現較大變形，變形量為17.2 mm，局部變形率為1.17/1 000(17.2 mm/14 760 mm)，小于安全值2/1 000。分析可知，該處艙壁在船寬方向上兩側均開有門孔，艙壁無法與其他強結構相連接，吊裝時此段艙壁因約束不足出現明顯變形。在實際生產中，為防止出現此類情況，應在門孔區域內使用槽鋼將該艙壁與附近較強的結構進行連接。

2)甲板橫梁開孔處臨時加強措施。吊裝過程甲板橫梁開孔處應力情況，見圖9。方案一中的1#、2#吊點區域內吊碼直接安裝在甲板橫梁開孔上方，為防止開孔處應力過大，使用槽鋼連接孔的上下沿；方案二中吊碼下方無開孔情況，根據加強方案設計方案未設置加強。由圖9可知，方案一中減輕孔處的最大應力值為114 MPa，方案二中的最大應力值26 MPa，因此認為方案二臨時加強方案可行。

圖9 吊裝過程甲板橫梁開孔處應力情況

3)連續開孔部位臨時加強措施。門孔上緣增設加強前后應力對比見圖10。

圖10 門孔上緣增設加強前后應力對比圖

由圖10可知，安裝加強之前，結構最大應力值為154 MPa，最大應力位置位于下層甲板下方結構的門孔上緣。為解決這種情況，在門孔上緣增設槽鋼以加強結構強度，對該設計方案進行驗證。安裝加強后，門孔上緣的應力由154 MPa降至130 MPa，應力水平明顯下降，因此在連續大開孔的位置，可以考慮增設槽鋼以消除應力集中。

4 結論

1)綜合考慮安全性、工藝性和經濟性，確定方案二為最終吊裝方案，即在確保吊裝安全前提下使用較大噸位吊碼和較少數量的吊碼。

2)吊碼區域出現應力集中且局部變形較大，應在吊碼安裝區域甲板反面安裝三角板和槽鋼來消除此問題。

3)吊碼安裝區域內的甲板橫梁開孔會出現較大應力，應增設加強措施；對于非吊碼區域的甲板橫梁開孔，不必增設加強措施。

4)最底部結構連續門孔上緣出現應力集中，應在門孔上增加槽鋼以減緩應力集中；甲板尾端面及下層甲板下方結構門孔區域出現變形量較大，實際生產中應當在此區域內增設槽鋼加強。

薄板總段吊裝過程是大型郵輪建造的重要環節。在吊裝方案設計階段，對吊裝過程進行有限元仿真計算，對保證吊裝過程的安全性、提高方案合理性等均具有重要意義。