驳船载导管架拖航及下水工况中的结构强度分析.docx
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驳船载导管架拖航及下水工况中的结构强度分析
驳船载导管架拖航及下水工况中的结构强度分析
46卷 第3期（总第170期）
2005年9月中 国 造 船SHIPBUILDINGOFCHINA.46 No.3（SerialNo.170）VolSep.2005文章编号:
100024882（2005）03200242010
陆丛红1, 林 焰1, 纪卓尚1,2
（1.大连理工大学船舶CAD工程中心,辽宁 大连2.）
?
?
下水驳船的设计方案进
为取得可靠的计算精度,对导管架、滑道和驳船均进行了精确的有限元建模,对该设计方案进行了多工况的应力和变形的计算,给出了有限元模型建立过程中单元的选取、网格剖分以及约束和载荷的处理方法,并对计算结果进行了分析,从而提出了结构改进建议和作业环境要求。
本文的研究成果为驳船的设计及结构强度分析提供了参考方法。
舰船工程;驳船;导管架;拖航?
?
下水;结构强度;有限元分析;ANSYS关 键 词:
船舶、
中图分类号:
U661.43 文献标识码:
A
1 引 言
近海平台一般采用导管架作为支撑结构,钢质桩基导管架由钢管焊接而成,一般在陆地上总装后,再运到海上安装。
导管架的运输方式主要有两种:
浮运和驳运。
大中型导管架下水一般采用将导管架从驳船滑下去的方法,即在驳船甲板上安装滑道,尾端安装摇臂,在导管架侧面安装滑板,再将导管架滑板面与滑道相结合,用液压顶推装置或绞车使导管架向驳船尾端滑动,直至导管架重心与摇臂转轴接近时,导管架开始随着摇臂绕摇臂转轴旋转。
当旋转角度超过滑道与导管架底部滑板的动摩擦角时,导管架相对摇臂边滑边转,最后与驳船分离,下水过程结束[1]。
导管架体积大,重量大,所以运输、下水与安装的安全性要求都非常高。
有限元分析是船体结构强度计算和校核的有效方法之一,已有许多人对此进行过研究[2～4],但有关导管架拖航?
?
下水驳船有限元分析的文献尚未见到。
由于导管架拖航和下水的过程都较复杂,所以该类驳船的有限元分析中将涉及到一些特殊的问题。
上海船舶研究设计院设计的万吨级驳船为非自航无人驳船,主要用于码头和海上油田导管架以及组块的装船、运输和导管架的下水作业,亦可用于甲板货物的装运。
该船可满足在天津塘沽、赤湾和湛江港以及类似港口的潮位变化条件下进行导管架?
?
组块的装船作业,作业环境温度为-20℃～45℃,相应最大导管架（重5500t,高125m）下水区域水深约为110m。
该船为单甲板、单底、焊接船体及首部船底斜削的箱型整体式结构,其主尺度及参数如下:
船体总长LOA=119.15m,垂线间长LPP=119.15m,型宽B=30.50m,型深D=8.00m,设计吃水（夏季载重线）T=5.40m,作业吃水Ts=6.50m,最大下水导管架重量为5500t,排水量（设计吃水5.4m时）?
=19314t,排水量（作业吃水6.5m时）?
s=22538t,下水角度（起始动摩擦角）≤6.84°,允许尾部最大浸深为14.7m。
大连理工大学船舶CAD工程中心受上海船舶研究设计院的委托,承担了万吨级下水驳船的模型 收稿日期:
2004201205;修改稿收稿日期:
2005204211
基金项目:
教育部“跨世纪优秀人才培养计划”基金资助项目（1999）;高等学校博士学科点专项科研基金资助项目（2000014125）
46卷 第3期（总第170期）
25 试验研究及理论计算工作,驳船结构强度分析为其中的重要组成部分。
采用ANSYS有限元分析软件,根据相关规范和指南[5～9],对驳船的结构总强度及局部强度进行了计算与校核。
下面对有限元模型的建立、约束和载荷的处理以及计算结果作详尽论述。
2 有限元模型建立
2.1 结构简化
在进行结构有限元计算之前,用,将船体构件分为主要构件和次要构件。
它们对船体的整体结,,在船体有限元计算模型中,都必须按照真,,故纵骨如甲板纵骨、舷侧纵骨和纵舱壁纵骨等,都会起到重要作用,尤其是在总纵弯曲中的作用。
这些构件也必须按照真实情况模拟,以保证计算模型与真实结构的一致性,正确反映真实的船体结构。
次要构件只起到局部的作用,如连接扶强材端部的较小的肘板,桁材、肋板上所加的扶强材以及个别构件的防倾肘板等,它们并不影响结构的整体强度、变形和重力分布等,而且有限元软件在计算时自动认为未经特殊处理的节点处焊接强度是足够的,故在总纵强度计算中对这些构件作适当取舍,以减少计算量,对于忽略的构件也都是从偏于安全角度出发的。
2.2 模型坐标系的选择
为了描述各构件在船体和整个结构中的位置、各
计算工况下结构的变形和应力分布情况以及约束和加
载条件,建立有限元模型前应首先选取模型的总体坐
标系。
根据ANSYS有限元软件中总体坐标系的特点
并参照船体制图的习惯,模型坐标系的原点选在船体
中纵剖面上且在基线与船舯横剖面的交点处,X正方
向沿船长方向且指向船首,Y正方向从船底指向甲
板,Z正方向指向右舷（右手定则）,如图1所示。
2.3 单元的选取及结构模型的建立图1 模型坐标系
为了保证分析计算可靠,必须采用比较精确的结构分析模型,尽可能把每一个主要构件真实地描述出来。
由于该船外板和舱壁均为平面结构,其中的横、纵向构件也相应地为直线结构,根据该船体结构及受力特点,为寻求计算精度和计算量的平衡,采用ANSYS单元库中的如下四种单元:
（1）空间薄壁塑性梁单元—BEAM24,它是具有抗拉、压、弯和扭能力的单轴塑性梁单元,可以有任意闭合（如矩形钢管）或敞开（如不等边角钢）截面,能够真实地反映构件的截面形状。
这种单元在每个节点上有6个自由度,即沿三个单元坐标轴的移动和绕它们的转动;
（2）板壳单元—SHELL63,它是具有抗弯曲和拉、压能力,能承受面内和垂向载荷的弹性单元。
这种单元在每个节点上有6个自由度;
（3）空间管单元—PIPE16,它是具有抗拉、压、弯和扭能力的单轴弹性单元,在每个节点上也有6个自由度;
（4）空间弹性梁单元—BEAM4,它是具有抗拉、压、弯、扭能力的单轴弹性单元,在每个节点上也有6个自由度。
该单元不具有塑性能力且不能完全模拟构件的真实截面形状。
基于上述四种单元和船体结构的受力特点,划分网格时船体构件的单元类型按如下方法选取:
由于滑道与船体固结在一起,对船体强度产生不可忽视的影响,故对滑道进行精确建模,作为整体模型的一部分。
船体及滑道中的纵骨、横向强构件及横舱壁上的扶强材承受横向载荷、轴向载荷及扭转
26中 国 造 船学术论文载荷,故采用空间薄壁塑性梁单元BEAM24;所有的板材,包括甲板、底板、舷侧外板、纵舱壁板、横舱壁板和首尾封板等,它们既承受横向载荷,又承受面内载荷,故采用板壳单元SHELL63;对于舱内环形截面的支柱,主要承受轴向和弯曲载荷,故采用空间管单元PIPE16;一些次要构件采用BEAM4单元;虽不对摇臂进行强度校核,但摇臂在结构中对船体强度产生一定的影响,所以用BEAM4单元模拟摇臂结构;由于导管架对船体产生的重力载荷,特别是下水过程中对船体的作用力分布情况极其复杂,无法精确给出,为提高计算精度,对导管架也进行了真实的建模,其单元采用PIPE16。
须指出的是,由于这四种类型单元具有相同的自由度,不可能产生变形不协调的情况。
2.4 材料特性及许用标准
（[5]（2001）[6]规按照中国船级社3定,Pa,3m。
在船体结构强度计算
相当应力Ρe可按下式确定:
Ρe=222Ρx+Ρy-ΡxΡy+3Σxy
式中Ρx,Ρy分别为平面应力状态下结构任一点x,y方向的正应力,Σxy为平面应力状态下结构任一点的剪应力。
弯扭组合状态的构件按最大拉、压应力确定。
[7]按照中国船级社《材料与焊接规范》和文献[5]的有关规定,对于无人、非自航驳船,在静载荷作用
下,相当应力Ρe和弯曲应力Ρ的许用应力均为:
175?
?
KMPa,其中K为与材料屈服极限相关的系数,称为材料换算系数。
对于屈服极限为235MPa的普通碳素钢,K取1;对于屈服极限为360MPa的高强度钢,K取0.72。
该驳船船体是由普通碳素钢和高强度钢构成,滑道由A36高强度钢构成,据此,本文涉及的各种钢的屈服极限Ρs及其对应的相当应力Ρe和弯曲应力Ρ的许用值[Ρe]和[Ρ]列于表1。
表1 规范规定的钢材许用应力
钢 材
普通碳素钢
高强度钢（EH36、A36等）Ρs （MPa）235360[Ρe] （MPa）175243.1[Ρ] （MPa）175243.1
2.5 有限元网格剖分
因为结构模型比较复杂,而且下水过程中导管架与驳船是相对运动的,为了便于建模且提高计算精度,有限元网格模型分为三部分:
①船体模型;②滑道模型;③导管架模型,然后利用ANSYS有限元软件特有的功能,根据拖航和下水工况中导管架与驳船的相对位置,将三部分模型合并成为符合特定计算工况的有限元模型。
在保证节点耦合的前提下,根据文献[6],驳船构件的有限元网格沿船体纵向按肋距划分,沿船体横向和型深方向按纵骨间距划分,滑道及导管架的建模均充分考虑了与船体相关节点自由度的耦合。
由于不进行导管架强度分析,导管架网格划分在保证与船体相关节点自由度耦合的前提下,尽量划分得稀疏一些,以提高计算速度。
甲板室等上层建筑结构不参与总体强度计算,故船体结构模型中没有包括上层建筑,而将上层建筑及其内部重量作为重力载荷加在船体结构上,这样是偏于安全的。
给几何模型赋予相应的材料和单元几何特性后,对其进行网格剖分,将结构离散化为三维空间的有限元计算模型。
图2为船体、滑道与导管架整体剖分后的网格模型。
图3～图5表示船体内部各典型部位的网格剖分情况。
从图中可以看出,构件间的连接表达准确清晰,所建模型准确详细地反映了船体真实结构,为后续分析计算奠定了基础。
有限元网格模型的规模数据列于表2和表3。
由表可知,结构的剖分是足够精细的,可以保证计算的精度。
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27
图3 船尾#0～#33
网格剖分
图4 船体#160～#176无甲板网格剖分
图5 船首#176～#186无甲板网格剖分
表2 单元规模数据
单 元 类 型
船 体
BEAM24SHELL63PIPE16BEAM4
3978342780151
模 型 名 称
滑 道
2869542
导管架——
5853
摇 臂———
6262
总体模型
3988851280600462107234
——
9829
—
82714
—
5853
总单元数
表3 节点规模数据
模型名称节点数
船 体
80407
滑 道
8054
导管架
5434
摇 臂
64
总体模型
91691
3 约束及载荷处理
3.1 约束处理
船舶出港、到港及导管架下水时,船舶处于漂浮状态,首尾完全自由,重力、浮力相平衡,故在左右舷部分节点上分别施加3个移动自由度约束即可。
28中 国 造 船学术论文
3.2 计算载荷类型及处理
计算载荷分为重力载荷、环境载荷、绞车拉力和运动惯性力等。
3.2.1 重力载荷
重力载荷分为固定载荷和可变载荷。
固定载荷主要由船体重量、滑道重量、甲板载荷和设备载荷等组成。
船体、滑道的结构重量和重心在结构模型化时可以很准确地计算出来。
甲板载荷和设备载荷又包括上层建筑重量以及摇臂、摇臂承座及轴、线性绞车、收放卷扬机构、液压动力站、牵引钢索、底座、导向滑车和支座等的重量,根据设计方案和重量载荷数据,这些重量载荷均按静力等效原则加到船体相应区域。
重量,确定。
3.2.2（1995）[8]对各种工况下的。
按照《海上移动平台入级与建造规范》
;流体载荷按中垂、中拱考虑,并计算出各计算工况下导管架所受的浮力。
3.2.3 驳船所受浮力的处理
在加载过程中,拖航和下水时海水对驳船的浮力均转化为海水对浸水船体外板所产生的正压力,按各肋位吃水不同对外板表面施加表面载荷,载荷大小按公式P=Θgh（式中P为单位面积上作用的水压力,Θ为海水密度,g为重力加速度,h为某肋位某单元重心距海平面的距离）计算,这样既精确又合理。
3.2.4 压载水和油水重量载荷的处理
压载水和油水重量也按公式P=Θgh（式中P为单位面积上作用的水或油的压力,Θ为水或油的密度,h为某肋位某单元重心距舱内液体液面的距离）转化为其对舱底板和舱壁板的表面压力。
3.2.5 绞车拉力及支撑定滑轮的桶体上作用力的计算
导管架下水时,绞车上的钢丝绳要绕过固定在尾部桶体（见图3）上的定滑轮。
初始阶段,绞车拉力要克服滑道与导管架滑板之间的静摩擦力。
根据上海船舶研究设计院提供的《拖航及导管架装船下水使用说明书》,导管架在下水初始阶段,滑道与导管架滑板之间的静摩擦系数f取为0.08～0.25,偏于安全考虑,此处取f=0.25,则绞车拉力作如下计算:
导管架重量已知,G=5.39×107N,则静摩擦力为
F静=G×f=1.35×108N
依据定滑轮的性质,单个桶体所受的作用力即为1.35×108N。
因为定滑轮的支座与桶体焊接,可认为桶体上作用力均匀分布在桶体与定滑轮支座焊接部位的节点上,方向指向船首。
3.2.6 惯性载荷的计算
由于导管架下水过程中,特别是导管架脱离驳船时,驳船的纵摇角加速度Ε很大,这样在船首、尾处的线加速度就会很高,由此所产生的惯性载荷对船体强度的影响不可忽视,因此在计算中应予以考虑。
为便于计算且尽量符合实际,惯性载荷作如下计算:
设第i到第i+1肋位间的质量为mi,重心距舯距离为di,则作用在该第i到第i+1肋位间质量上的惯性载荷为
Fi=mi×di×Ε（式中mi可由实际有限元模型进行精确计算）
对每一种计算工况均进行总重量以及重力与浮力平衡的校核。
在确保总重量正确和重力与浮力平衡的前提下,对各种计算工况进行计算。
3.2.7 驳船尾倾时载荷的处理
在导管架下水过程中,驳船要连续尾倾,最大倾角达十几度[10],这样载荷就不能以正浮状态计算,但如果对有限元模型进行相应的倾斜,则工作量太大,所以采用将载荷作与尾倾反向倾斜的方法处理驳船尾倾时的受力情况。
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3.2.8 导管架重量的传递
由于对导管架进行了真实的有限元建模,但其目的只是为了将导管架重量传递给驳船,导管架与驳船滑道只是通过滑板接触,对驳船和滑道的强度不产生任何影响,要使导管架、滑道和驳船三部分模型合为一体又不致使导管架对驳船和滑道的强度产生影响,一种处理方法是将导管架和滑道相应节点通过LINK10单元（ANSYS中的3-D杆单元）连接,并通过参数设置使单元只承受压力,这种方法将使该计算转为非线性分析,对于这样庞大的有限元系统进行非线性分析从时间上讲是极大的浪费;另一种方法是将导管架材料的弹性模量降低几个数量级,,这样既不增加计算量也使结果较精确,本文采用后者。
图6～图11,,似,],使程序简单易读并减少编程工作量
。
图6 施加压载水重力载荷
图7
施加作用在船底的浮力
图8 舷侧浮力加载
图9 舷侧风载荷加载
3.3 计算工况
导管架拖航及下水过程中,上述各种计算载荷除固定载荷外,都是连续变化的,不可能对任何时刻
（1999）[9]和上海船舶研究设计院的要求的强度状况都作出分析,根据《船舶与海上设施法定检验规则》
和提供的图纸,结构强度分析应对静水、中拱和中垂环境状况,分别对如下8种载荷工况:
①满载出港;
②满载到港;
③空载出港;
④空载到港;
30中 国 造 船学术论文11 桶体上作用力的分布
⑤⑥;
⑦摇臂开始旋转时刻;
⑧导管架脱离驳船时刻。
总共24种典型工况进行计算。
对每一种计算工况均进行总重量的校核和重力与浮力平衡的校核。
在确保总重量正确和重力与浮力平衡的前提下,对各种计算工况进行计算。
4 计算结果与分析
由所建立的网格模型和所给约束及载荷,对上述24种工况进行强度分析,并提取各工况船体板的相当应力和变形图。
4.1 总体分析
表4给出了各典型工况下驳船的最大应力和变形及其位置,图12～图14给出了几种典型工况下的应力和变形图。
从图和表可以看出,船体板最大应力发
生在横舱壁上与纵舱壁或舷侧板相交的部位,对应的实
际装载条件是,与该横舱壁相关的两压载舱中只有一舱
装有压载水;由于设计方案中所有横舱壁中间部分板厚
（12mm）小于接近船底和甲板部位的板厚（14mm）,这
些部位船体板应力和变形都较大,建议将横舱壁设置为
等厚结构;在摇臂开始旋转时刻,甲板和尾封板在摇臂支
座附近的区域应力也较大,这些部位的结构需要加强。
另
外,在下水初始时刻,由于绞车和定滑轮的拉力,桶体上
与定滑轮支座焊接部位发生应力集中,所以在桶体突出图12 中拱下水初始桶体壁相当应力甲板部分的周围最好设置加强筋以增加承载能力。
从表
4还可以看出,在拖航情况下,中拱和中垂时驳船的最大应力都较静水海况对应的最大应力大,且中垂状态较中拱状态更危险,所以应尽量选择合适的海况进行拖航作业。
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表4 各典型工况下驳船的最大应力、变形及位置
海 况
载荷状况满载出港
静
满载到港空载出港空载到港导管架下滑初始时刻导管架开始自滑时刻
水
摇臂开始旋转时刻导管架脱离驳船时刻
中
空载出港空载到港导管架下滑初始时刻导管架开始自滑时刻
拱
摇臂开始旋转时刻导管架脱离驳船时刻
满载出港
中
满载到港空载出港空载到港导管架下滑初始时刻导管架开始自滑时刻
垂
摇臂开始旋转时刻导管架脱离驳船时刻
应力（MPa）
133.873133.924135.300135.374223.117181.224195.228.338.134.537134.146134.141224.010162.920224.205175.470147.222149.
133137.991138.140222.867204.787223.144188.760
位 置
#140T⊥L#140T⊥L#101T⊥L#101T⊥L
变形（mm）
21.33721.33621.28021.27023.971...88021.28421.28521.45521.45724.03923.84223.81824.04421.76921.79722.01322.05623.92823.74223.60223.785
位 置
#120T#120T#140T#140T#101T#101T#101T#101T#120T#120T#140T#140T#101T#101T#101T#101T#120T#120T#101T#101T#101T#101T#101T#101T
桶体定滑轮支座
T⊥##120T⊥L#120T⊥L#44T⊥L#44T⊥L
桶体定滑轮支座
#101T⊥B
尾封板上摇臂座底部
#101T⊥B#101T⊥B#101T⊥B#101T⊥L#101T⊥L
桶体定滑轮支座
#101T⊥B
尾封板上摇臂座底部
#101T⊥B
表中T表示横舱壁;T⊥L表示横舱壁上与纵舱壁相交处;T⊥B表示横舱壁上与舷侧板相交处板缝附近
图13 中垂满载到港#101横舱壁相当应力
图14中拱导管架脱离时刻#101横舱壁变形图
4.2 局部强度分析
由于所建立的有限元模型忽略了部分肘板等次要构件,所以提取的骨材拉、压应力中有些不能完全如实地反映实际情况,因此需要对这些部位做后处理。
由各计算工况下提取的船体骨材的拉、压应力可知,最大拉、压应力发生在船底板与纵、横舱壁相交处附近的骨材。
船体骨材一般是由型钢焊接而成,由提取的弯矩结果可知,与其他方向的弯矩或扭矩相比,船体骨材上绕与其面板平行且与其腹板垂直的轴的弯矩较大,提取这些骨材绕该轴的最大弯矩为
32中 国 造 船学术论文
船底板与横舱壁相交处骨材的最大弯矩M1=6.77×107N?
?
m;船底板与纵舱壁相交处骨材的最
8大弯矩M2=6.09×10N?
?
m。
对这些构件处的应力计算如下:
（1）船底纵骨与横舱壁扶强材之间连接肘
板后的应力
根据船体结构图纸,其剖面尺寸情况如图
15所示。
计算得整个截面的两个剖面模数:
W1
=1.08×106mm3,W2图15 船底纵骨与横舱壁扶强材之间连接肘板后的剖面尺寸（mm）=1.14×106mm3;1=1Pa<[Ρ]=175MPa,Ρ2=M1?
?
W2=59.39MPa<[Ρ]=
由上述结果显然可知,求。
（2）图16 船底桁与纵舱壁垂直桁之间的应力
连接肘板后的剖面尺寸（mm）根据船体结构图纸,其剖面尺寸情况如图16
所示。
与
（1）同理,计算得W1=6.23×106mm3,W2=6.72×106mm3;计算得实际弯曲应力:
Ρ1=M2?
?
W1=97.75MPa<[Ρ]=175MPa,Ρ2=M1?
?
W2=90.63MPa<[Ρ]=175MPa。
基于上述结果,显然可知,驳船的船底桁与纵舱壁垂直桁之间连接肘板后的强度满足应力要求。
5 结 语
针对导管架拖航及下水的典型工况对驳船进行了结构强度的有限元分析:
（1）给出了其有限元模型建立过程中单元的选取、网格剖分以及约束和载荷的处理方法;
（2）对计算结果进行了分析,详细给出了各典型工况下相当应力和变形的最大值以及所在位置,找出设计方案中结构的薄弱环节,给出结构修改建议;
（3）对各典型作业环境下驳船的强度进行对比,对导管架拖航和下水作业海况提出要求。
借助有限元法可以对实际结构和载荷进行精确的模拟和处理,提取任意构件的应力和变形等结果,使结构内部各构件的承载能力一目了然,与将船体简化为一根或几根梁进行强度分析的方法相比,其计算结果更可靠。
针对典型工况对驳船强度进行有限元分析,可以消除导管架拖航及下水过程中的安全隐患,同时也为驳船的结构设计和改进以及下水环境的选择提供参考依据。
参 考 文 献
1 JoCH,KimKS,LeeSH.Parametricstudyonoffshorejacketlaunching[J].OceanEngineering,2002,29（15）:
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213
3 XuXD,YanCW.Finiteelementanalysisofoverallshipstructuresubjectedtocombinedloadactions[J].Journal
～71.ofShipMechanics,1999,3
（1）:
63
4 陆丛红,林 焰,纪卓尚等.基于ANSYS软件的船体外板有限元建模方法研究[J].船舶力学,2003,7（5）:
52～
58.
5 中国船级社.钢质海船入级与建造规范[S].北京:
人民交通出版社,2002.
6 中国船级社.船体结构强度直接计算指南[S].北京:
人民交通出版社,2001.
46卷 第3期（总第170期）
33
7 中国船级社.材料与焊接规范[S].北京:
人民交通
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