陳 攀， 姜 磊

(1.中國艦船研究設計中心 船舶振動噪聲重點實驗室， 湖北 武漢 430064； 2.交通運輸部水運科學研究院， 北京100088)

載重24 000 t多用途船艙口蓋強度計算

陳 攀1， 姜 磊2

(1.中國艦船研究設計中心 船舶振動噪聲重點實驗室， 湖北 武漢 430064； 2.交通運輸部水運科學研究院， 北京100088)

建立載重24 000 t多用途船貨艙艙口蓋有限元模型，考慮艙口蓋承受露天風雨載荷、裝載20英尺集裝箱、裝載40英尺集裝箱3種載荷工況，依據CCS規(guī)范對艙口蓋進行直接計算及分析。結果表明，3種載荷工況下，艙口蓋變形及應力均滿足規(guī)范要求。分析不同工況下艙口蓋艙蓋板鉸鏈連接處有無垂向限位器對艙口蓋應力及變形的影響。結果表明，裝載20英尺集裝箱垂向限位器在減小艙口蓋之間的相對變形及降低限位器處艙口蓋結構的應力效果最好，并提出該類型艙口蓋設計注意事項。

艙口蓋；垂向限位器；強度；剛度；有限元

0 引言

船舶艙口蓋的作用是承受貨物載荷，然而在航行中艙口蓋還必須承受風雨及上浪等載荷，因此，艙口蓋除對剛度和強度有一定要求外，還需要保證船舶貨艙口的風雨密閉性。張恒等[1]、楊趙華等[2]、王明強等[3]、陳家旺等[4]、張玉蓮等[5]、鐘天谷等[6]對各類船舶艙口蓋強度進行了分析。垂向限位器的作用是防止艙口蓋之間產生過度相對變形，并保持艙口風雨密[7]，但在蓋板間設置垂向限位器會對艙口蓋板變形及強度產生影響，在設計中應慎重考慮。

以載重24 000 t多用途船艙口蓋為研究對象，采用MSC.Patran軟件建立艙口蓋有限元計算模型。參照相應規(guī)范要求，采用MSC.Nastran軟件計算艙口蓋結構在各工況下的變形及應力，并討論在3種載荷工況下有無垂向限位器對艙口蓋板結構變形大小及應力分布變化的影響，根據結果分析該類型艙口蓋設計的注意事項。

1 有限元模型

1.1 艙口蓋模型

在相鄰艙口蓋的縱桁腹板間設置垂向限位器，共10個，具體位置如圖1所示。垂向限位器分別位于相鄰艙蓋間的方形區(qū)域。8個貨艙的艙蓋板中有7個結構相似，選取最大的艙口蓋對其進行強度和剛度校核。

每個艙口蓋由3塊艙蓋板組成，分別為P1，P2和P3，其中P1與P3呈對稱布置，模型如圖2所示。

圖1 艙口蓋結構圖

圖2 艙口蓋結構模型

1.2 建模原則

建立有限元模型時，根據構件尺寸選取單元網格尺寸，考慮縱桁、強橫梁腹板高度取3個單元，單元尺寸約為180 mm，艙口蓋結構均用板殼單元模擬。整個模型共有13 930個節(jié)點、16 080個單元。

1.3 結構材料

貨艙艙口蓋部分頂板、強橫梁和縱桁采用AH36 高強度鋼，其他構件采用CCS A 級鋼。鋼材彈性模量E=2.06×105MPa，泊松比為0.3，密度為7.85 t/mm3，CCS A級鋼屈服強度為235 MPa， AH36 高強度鋼屈服強度為355 MPa。

1.4 艙口蓋邊界條件

艙口蓋的邊界設置了一定數量的縱向和橫向限位器和支撐塊，如圖1所示。縱骨方向前后共有18個縱向限位器，約束縱向限位器區(qū)域內模型節(jié)點的x向位移；艙口蓋船寬方向兩側共有16個橫向限位器，約束橫向限位器區(qū)域內模型節(jié)點的y向位移；支撐塊限制z向位移。另外，根據蓋板間垂向限位器的特性，采用Patran軟件中的點對點MPC功能，將垂向限位器相連的相鄰艙口蓋節(jié)點z向位移關聯。表1為艙口蓋邊界及關聯條件。

表1 艙口蓋邊界及關聯條件

1.5 強度衡準

根據規(guī)范[8]第2.20節(jié)的要求，艙口蓋Q235/AH36在裝載集裝箱的工況下許用正應力、許用剪應力、許用撓度如表2所示。

表2 集裝箱工況下鋼材許用應力和撓度

艙口蓋Q235/AH36在設計波浪工況下的許用正應力、許用剪應力、許用撓度如表3所示。

表3 設計波浪工況下鋼材許用應力和撓度

2 計算載荷及工況

根據規(guī)范[8]要求，風雨載荷以均布壓力作用于艙口蓋蓋板，并在集裝箱箱角處的單元上施加集中載荷。

2.1 風雨載荷

根據規(guī)范[8]第2.20.9.2節(jié)要求，由于該艙口蓋屬于鋼質風雨密艙口蓋，因此設計的風雨載荷為17.17 kN/m2。載荷施加如圖3所示(圖3中視圖沿船寬方向)。

圖3 風雨載荷

2.2 20英尺集裝箱載荷

按照布置圖艙口蓋上方集裝箱最高層數，計算20英尺集裝箱重量并分攤到箱角，每個箱角的載荷為117 720 N。載荷施加如圖4所示(圖4中視圖沿船寬方向)。

圖4 20英尺集裝箱載荷

2.3 40英尺集裝箱載荷

按照布置圖艙口蓋上方集裝箱最高層數，計算40英尺集裝箱重量并分攤到箱角，每個箱角的載荷為235 440 N。載荷施加如圖5所示(圖5中視圖沿船寬方向)。

圖5 40英尺集裝箱載荷

2.4 計算工況

艙口蓋計算工況如表4所示，工況1，3和5為要求計算的工況，但為了討論有無垂向限位器對艙口蓋板變形大小和應力分布的影響，對各工況分別設置不設垂向限位器(工況2，4，6)，便于進行對比。

表4 艙口蓋計算工況

3 直接計算結果及分析

3.1 計算結果

多用途船艙口蓋在各載荷工況作用下的變形及應力最大值分別如表5～表7所示。

表5 艙口蓋變形 mm

表6 艙口蓋主要構件相當應力 N/mm2

表7 艙口蓋主要構件剪切應力 N/mm2

表5為各工況下艙口蓋最大變形及P1與P2艙蓋懸邊縱桁腹板的變形。由于P1與P2相鄰(見圖2)且沒有支撐，該區(qū)域的變形是最大的。 P2艙蓋在懸邊處的變形比P1艙蓋小，原因是P1艙蓋在靠近懸邊處的蓋板上方承受集裝箱箱角力，該區(qū)域類似懸臂結構，因此變形大，但P2艙蓋只是在艙蓋中心區(qū)域承受箱角力，且在懸邊處有較強的縱桁，因此艙蓋邊緣變形小，但中心區(qū)域變形大，具體載荷示意如圖3所示。LC5與LC6工況為艙口蓋承受40英尺集裝箱，箱角位于艙口蓋邊緣，艙口蓋邊緣受力，中心區(qū)域不受力(見圖4)，故裝載40英尺集裝箱時艙口蓋變形最小。LC1與LC2工況為艙口蓋承受風雨載荷，艙口蓋整體變形比較一致。

表6和表7為不同載荷作用下垂向關聯器關聯或不關聯情況下艙口蓋各結構的應力結果。從表6和表7可以看出，應力均滿足規(guī)范要求，且與變形大小保持一致，其中裝載20英尺集裝箱時艙口蓋構件應力最大。

3.2 垂向限位器對艙口蓋的影響分析

3.2.1 艙口蓋變形

LC1工況下艙口蓋沒有垂向限位器，相鄰艙蓋板懸邊縱桁的相對變形量為Δv=0.2 mm；LC2工況下艙口蓋設置了垂向限位器，相鄰艙蓋板懸邊處關聯縱桁的相對變形量Δv=0.1 mm：可見垂向限位器的作用并不是特別明顯。

LC3工況下艙口蓋沒有垂向限位器，相鄰艙蓋板懸邊縱桁最大相對變形量為Δv=14.5 mm；LC4工況下艙口蓋設置了垂向限位器，相鄰艙蓋板懸邊處關聯縱桁最大相對變形量為Δv=1.8 mm，艙口蓋整體最大變形由34.7 mm降至30 mm：這表明在裝載20英尺集裝箱時垂向限位器作用非常明顯。

LC5工況下艙口蓋沒有垂向限位器，相鄰艙蓋板懸邊縱桁最大相對變形量為Δv=3.26 mm；LC6工況下艙口蓋設置了垂向限位器，相鄰艙蓋板懸邊處關聯縱桁最大相對變形量為Δv=0.12 mm：這表明在裝載40英尺集裝箱時垂向限位器有一定作用，可減小蓋板間相對變形。

分析6種工況的計算結果：裝載20英尺集裝箱時，艙口蓋相鄰蓋板間不設置垂向限位器比設置垂向限位器的相對變形要大很多。船舶長期航行中，艙蓋板之間的相對變形有可能無法保證貨艙的風雨密狀態(tài)。載荷作用位置對艙口蓋變形影響最大，以20英尺集裝箱載荷為例，P1艙蓋鉸鏈連接處蓋板承受集裝箱箱角力類似于懸臂結構端部受力，導致P1蓋板結構變形和應力均較大，因此建議設計艙口蓋時考慮載荷作用位置，避免懸邊承受載荷。如果懸邊不得不承受載荷，那么設置垂向限位器十分必要。

3.2.2 艙口蓋構件應力

6種工況下艙口蓋各構件正應力和剪切應力均滿足規(guī)范要求，但設置垂向限位器后P1和P2艙蓋各構件應力變化趨勢與變形趨勢一致。垂向限位器關聯P1與P2艙蓋，減少了兩者間相鄰處的相對變形，P1艙蓋變形減小，P2艙蓋變形有所增大。從表6可知設置垂向限位器后，P1蓋板各構件應力水平下降，P2蓋板各構件應力水平上升，但是艙口蓋最大正應力和剪切應力值均比未設置垂向限位器時小。設置垂向限位器后還可對艙口蓋結構尺寸進行優(yōu)化，減小材料需求。

4 結論

依據相應規(guī)范，采用數值方法對多用途船艙口蓋在不同工況載荷作用下的強度及剛度進行計算及分析，得到不同工況下艙口蓋最大應力值、變形值及應力分布狀況，并對垂向限位器對艙口蓋在各工況作用下的影響程度進行分析，通過分析得到如下結論：

(1) 本船艙口蓋在各工況載荷作用下強度及剛度均滿足規(guī)范要求，最大應力及變形出現在承載20英尺集裝箱工況下，原因為該工況P2艙蓋懸邊承受集裝箱箱角載荷，故設計時應避免艙口蓋懸邊承受集中載荷。

(2) 計算分析艙口蓋剛度特性時，須全面分析各種不利的設計載荷工況。艙口蓋懸邊、支撐點處的變形及應力是設計、計算的關注重點。

(3) 設置垂向限位器有利于艙口蓋的剛度及強度優(yōu)化，特別是當艙口蓋懸邊承受集中載荷作用時，垂向限位器的作用最明顯。

(4) 設計帶有垂向限位器的艙蓋板時，因垂向限位器連接相鄰艙口蓋，傳遞艙口蓋承受的載荷，可減小兩者間相對變形，故設計時應校核垂向限位器的強度能否滿足要求。

[1] 張恒, 謝永和.考慮慣性載荷的多用途船艙口蓋強度分析[J]. 船舶工程, 2010，32(5)：4-6.

[2] 楊趙華, 吳衛(wèi)國.基于共同規(guī)范的散貨船艙口蓋結構強度分析[J]. 交通科技, 2008(2): 110-112.

[3] 王明強,徐健. 基于均勻法的風雨載荷下折疊式艙口蓋拓撲優(yōu)化設計研究[J]. 船舶工程,2014(1):10-13.

[4] 陳家旺,韓強,楊新利. 礦砂船貨艙NO.1艙口蓋結構強度分析[J]. 船舶,2011(6):40-45.

[5] 張玉蓮,陳勝,鄭雄勝. 液壓艙口蓋甲板支撐結構的優(yōu)化設計研究[J]. 應用力學學報,2008(2):305-307.

[6] 鐘天谷,謝永和. 多用途船艙口蓋的結構強度分析與優(yōu)化[J]. 造船技術,2007(6):24-26.

[7] 張潤華, 潘忠兵. 垂向限位器對艙口蓋強度特性的影響分析[J]. 船舶工程, 2013(2): 13-15.

[8] 中國船級社. 國內航行海船建造規(guī)范[S]. 北京：人民交通出版社，2012.

Structure Strength Calculation of Hatch Cover of 24 000 t Multipurpose Vessel

CHEN Pan1, JIANG Lei2

(1.China Ship Design and Development Center, National Key Laboratory on Ship Vibration & Noise, Wuhan 430064, Hubei, China; 2.China Waterborne Transport Research Institute, Beijing 100088, China)

Finite element model of hatch cover of 24 000 t multipurpose vessel is foundered. According to rules of CCS, the strength of hinged folding hatch cover is calculated and analyzed under three kind of extreme loading conditions of vertical weather load, twenty equivalent unit load and fourty equivalent unit load, which shows that stress and deformation of the hinged folding hatch cover meet the demands of rules of CCS. The effects of the vertical guides connecting two hatch covers on deformation and stress of cover under three loads of vertical weather, twenty equivalent unit , and fourty equivalent unit are also studied, which shows that the vertical guides can restrict the relative deformation between panels of the hatch rover and stress effectively under twenty equivalent unit loadcase, and the design considerations of this kind of hatch cover are put forwarded.

hatch cover; vertical guide; strength; stiffness; FEM

交通運輸部交通建設科技項目(編號： 20113282221590)。

陳 攀(1989-)，男，碩士，助理工程師，研究方向為船舶結構振動。

U663

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