基于質量優化目標的艙口蓋結構設計及強度校核

王忠強 秦榮俊 支山亞

（無錫德林防務裝備股份有限公司 無錫214191）

0 引 言

艙口蓋是船舶結構中的重要組成部分，主要用來密封艙口，防止波浪和雨水進入艙室，同時肩負著支撐平臺、貨物通道的作用。隨著航運工程的發展，艙口蓋的結構形式呈現多樣性，這就對依據規范及經驗進行艙口蓋設計的方式提出挑戰，尤其對于質量要求嚴苛的艦船或平臺，艙口蓋輕量化設計是設計者和船東重視的關鍵問題之一。

本文以Ice Resistant Self-Propelled Drifting Platform工程的液壓艙口蓋為研究對象。該工程中，設計院和船東不僅對艙口蓋質量控制嚴格，且要求其具有良好的強度與剛性，能承受23 kN/m垂向露天設計載荷。分析功能要求后，方案設計確定采用部分量比例優化的手段，通過建立有限元模型進行強度校核，評估計算結果后進一步對強度不達標節點提出優化方案。經分析對比，優化后的液壓艙口蓋力學性能提高，同時具有足夠屈曲強度。

1 結構設計

1.1 設計要求

該平臺入級RMRS，艙口蓋設計應遵循船級社規范《Rules for Classification and Construction of Sea-Going Ships》。除滿足上述俄羅斯船級社規范外，還需滿足設計院及船東提出的設計要求，具體設計參數見表1。

表1 設計參數

分析表1中的參數指標，艙口蓋尺寸較大，其質量要求非常嚴格。故該艙口蓋的設計關鍵在于實現結構輕量化的同時滿足強度要求。

1.2 設計思路

根據平臺的使用工況，艙口蓋需在-50℃的環境溫度下正常工作。考慮到艙口蓋有保溫絕緣的設計要求，需在其內部鋪設隔熱巖棉，因此艙口蓋采用單側鉸鏈開式結構。

方案設計時，首先分析艙口蓋的功能需求，即艙口蓋需具有密封性能、啟閉功能和安全性能；然后結合其設計要求，采用部分量比例優化的手段從所列3個功能延伸進行方案詳細設計，以實現結構的輕量化，在保證總質量一定的前提下，減少其他附件及構件質量，從而使承力蓋體質量得以最大化；完成以上工作后，再以質量和強度為校核目標對承力蓋體進行結構設計與優化；最后進行屈曲強度校核及相關功能試驗驗證。總體設計思路如圖1所示。

圖1 設計流程圖

1.3 方案設計

鑒于環境溫度很低，圍板需布置防凍裝置，圍板高度取恰能放置加熱帶為準，為45 mm。鎖緊裝置采用銅質螺栓螺母壓緊蓋體上的鎖緊塊，鎖緊點周向位置設20個，布置方式如圖2所示。

圖2 圍板及鎖緊布置

根據實際裝載工況及使用需求，艙口蓋的整體高度沒有作限制，為滿足質量要求，在圍板高度確定的情況下，結構的高度盡量減小，即高度的選取要恰當，如圖3所示。設計要求艙口蓋啟閉時為液壓驅動，方案中將油缸鉸鏈座與船體桁材直接焊接，減少附加結構。

圖3 鉸鏈及油缸布置

由于采用手動鎖緊，密封條不宜過硬，邵氏硬度約40，截面取60 mm×30 mm，如圖4所示。

圖4 鎖緊狀態

支撐裝置及拉緊裝置為單獨設計部件，均為經典結構，故不在此贅述。

完成總體方案及主要構件設計后，核對蓋體允許的最大設計質量，去除焊材質量后蓋體凈重不超過5 400 kg，其中含最大超重允差+4%。在蓋體上設筋板，強縱梁與強橫梁使用T型材，對其進行減重處理；次要扶強材使用扁鋼。蓋體結構如圖5所示。

圖5 蓋體結構

2 強度與撓度計算

2.1 邊界條件

艙口蓋支撐在圍板上，圍板壓縮蓋體上的橡膠條，所以在艙口蓋周邊采用簡支邊界條件，僅約束密封條壓板的向位移。根據艙口蓋工作時的實際工況，鉸鏈軸可繞軸轉動，故對鉸鏈孔做鉸接處理，周向的鎖緊塊采用固支邊界條件。設計載荷取設計院所給23 kN/m。

表2 邊界條件

2.2 建模與計算

蓋體使用高強度船用鋼板EH36，材料參數包括：彈性模量= 2.06×10N/mm，泊松比= 0.3，質量密度=7.856×10kg/mm。

船舶艙口蓋強度計算以梁、殼理論為基礎，通過Hypermesh建立如圖6所示有限元簡化模型，設軸為船長方向、軸為船寬方向、軸向上為正方向。

圖6 有限元模型

由于T型材有減重孔，所用加強筋板采用殼單元代替梁單元模擬，面板、端板和筋板采用二次完全積分單元，提高計算精度。鎖緊塊使用六面體網格建模，六面體單元與面單元使用剛性連接。根據構件尺寸選取網格單元尺寸，縱梁、橫梁、次要扶強材單元數目不少于3，單元大小約50 mm。

施加邊界條件后導入ABAQUS進行計算，應力計算結果如圖7所示，撓度計算結果如圖8所示。衡準要求根據RMRS船級社規范計算，衡準參數及分析結果處理見表3。

圖7 應力結果

圖8 變形結果

表3 計算結果

分析計算結果，在T型材與端板連接處、扁鋼與端板連接處均出現較大應力集中，且應力值大于許用應力。進行艙口蓋強度計算時，往往以扶強材中央處的應力作為衡準，而其他地方的集中應力按照應力奇異考慮。但是本模型考慮周向鎖緊塊的約束作用，其應力集中處不能忽略，故應對結構進行優化改進。

3 結構優化與校核

3.1 結構優化

根據上節分析結果，為消除集中應力，進行下述優化。

（1）在T型材腹板末端采用燕尾形式，使應力得到良好的傳遞；

（2）筋板與角鋼交界處為線面搭接形式，設橢圓孔釋放應力；

（3）將次要扶強材由扁鋼改為T型材，從而增大扶強材的抗彎模數，提高整體剛性。

但是扁鋼改為T型材會增加蓋體質量，所以減少結構中橫向扶強材的數量。優化后最終結構如圖9所示。

圖9 優化后蓋體結構

3.2 強度與撓度計算

結構優化后重新進行計算，應力結果如圖10所示，撓度結果如圖11所示。統計各構件計算數值如下頁表4所示。

表4 計算結果

圖10 優化后蓋體應力

圖11 優化后蓋體變形

表中列出了優化前后的對照值。通過對比發現，結構優化后集中應力明顯降低，位于強T型材處的應力轉移到次要扶強材及鎖緊塊上，應力值均小于EH36材料的許用應力；減少扶強材數量后，質量減輕約4.3%，可保證設備沒有超重風險。將扁鋼改為T型材以后，剛度增強11%。結果表明：優化后的設計滿足規范的強度及屈服衡準。

4 屈曲強度計算

4.1 數值計算方法

艙口蓋作為甲板的一部分，其屈曲穩定性是主要的失效模式之一。對于艙口蓋屈曲校核，首先分析其可能發生屈曲的工況及失穩構件。當承受垂向載荷時，結構僅出現彈性變形，不會出現構件失穩現象；當承受水平載荷時，因加強筋板為受壓固支梁，故其會發生屈曲。所以，應該對筋板進行屈曲分析，而筋板的屈曲分為方向受壓與方向受壓2種情況，方向受壓時導致縱向筋板失穩，方向受壓時導致橫向筋板失穩。

計算時先采用線性屈曲分析中的特征值屈曲分析，采用與壓桿失穩法相同的基于近似線性彈性理論的失穩分析法，目標是求解結構的屈曲模態，然后將特征模態寫到結果文件作為節點數據。由于工程應用中發生一階屈曲時的臨界載荷即為結構失穩的最小臨界載荷，故只計算第一階屈曲，然后以屈曲模態形狀作為初始幾何缺陷，將其引入非線性屈曲分析中，采用Risks弧長法求得屈曲臨界載荷。

4.2 引入幾何缺陷的求解理論

在線性特征值屈曲分析中，載荷會使模型剛度矩陣變得奇異，即式（1）具有非無效解。

式中：k為載荷施加時的切線剛度矩陣；v為非無效位移解。

特征值屈曲求解的目的是為了得到特征值，其值由式（2）確定。

引入式（2）中屈曲模態，生成幾何缺陷，式（3）表述缺陷幾何的擾動網格：

式中：φ為第階模態形狀；ω為相應的縮放因子。

比例載荷因子為求解結果，由式（4）迭代求解。

式中：歷史分析步終止載荷；P參考載荷矢量。

4.3 數值分析計算

分別在蓋體承受向水平載荷及向水平載荷兩種工況下計算扶強材的載荷比例系數（LPF）。計算后的結果曲線如下頁圖12和圖13所示，其中橫坐標為分析步，縱坐標為載荷比例系數。

圖12 X方向受載時LPF曲線

圖13 Y方向受載時LPF曲線

在圖12中，曲線第一次轉折在Arc Length=56，LPF=8.5處，即縱向筋板的臨界載荷比例系數為8.5。在圖13中，曲線第一次轉折在Arc Length=35，LPF= 10.6處，即橫向筋板的臨界載荷比例系數為10.6。由分析結果計算臨界屈曲載荷，結果如表5所示。

表5 臨界屈曲載荷

由上述計算結果，兩種工況下的臨界載荷比例系數均大于1。當方向受載時，臨界屈曲載荷為238 kN，安全系數為8.5；當方向受載時，臨界屈曲載荷為445.2 kN，安全系數為10.6。結果表明結構在承受橫向載荷時具有足夠的屈曲強度。

5 結 論

根據本文所述思路設計的艙口蓋，生產后順利完成了動作及密性試驗，蓋體質量約5 240 kg。試驗中發現，蓋體保持了很好的剛度，啟閉時無可見彈性變形，關閉時鎖緊裝置可以順利壓緊密封條。

總結文中設計思路及校核中出現的不達標節點優化方法，提出以下結論：

（1）文中艙口蓋結構設計方案對具有類似設計需求的艙口蓋具有一定參考價值。

（2）對于質量要求嚴苛的大開口艙口蓋，部分量比例優化可作為一種高效的手段指導設計工作者進行總體方案設計。

圖14 艙口蓋試驗狀態

（3）經優化對比，不同的筋板加強形式對于剛度的效果差異較大，T型材通過合理布置能在減輕質量的同時加強結構剛性。但是，本文結構中各構件厚度的選取及形式的應用大多以經驗作為參考，后續可嘗試采用成熟的優化方法進行更為嚴謹的探索。

（4）有限元計算時，當結構出現文中類似應力集中點時，可采取以下2種解決方式：一是使用燕尾式腹板末端，使應力能更好傳遞；二是當結構中使用線與面搭接的設計形式時，應設弧形自由邊釋放應力。