多用途船边克令吊筒体与舱口围连接研究

郭艳超 郑学义

（上海欧得利船舶工程有限公司 上海 200012）

引 言

最近几年，我们公司提出新一代“蓝鲸（Blue Whale）”系列多用途船的概念，涵盖的载重量从4000 t～60000 t。该系列船型具有大开口、灵活的双层甲板以及可移动谷物舱壁等特点。该船可以很方便地装载不同的货物，如大件重货、集装箱、散货等，具有强大的负载和灵活的装卸能力，兼具高效的能耗和低排放，受到国内外许多船东的好评。

28000 t多用途船是该系列成熟技术的代表产品。到目前为止，已经分别被COSCO、德国Braren、Freese、伊朗以及埃塞俄比亚等船东订造并交付，也经历了CCS、GL、BV、ABS等船级社的审核，船东和船级社都对该船的特点印象深刻。经过实船运营的检验，该船成为各自公司的明星船型。

该船舱内配备2层二甲板，在4个货舱中的第2舱和第3舱各装备一套谷物舱壁，内底除了集装箱设备的加强外，还能承受3个垫木25 t/2层1.8 m（直径）×1.5 m（长度）的卷钢和抓斗操作。特别是在左舷设置3台边克令吊，其中2台为可联吊的重吊。

在设计建造过程中，应不同船东的要求，本系列船的3台边克令吊具备不同的吊重能力。各个船级社的船检人员也就边克令吊基座的加强以及边克令吊与附近结构的连接方式等问题，提出了不同的设计方案。为解决应力集中问题并比较这些方案的优劣，我们利用FEMAP 有限元软件［1］，对具有代表性的吊重能力为80 t和200 t的边克令吊，建立了多个有限元模型进行分析比较［2-3］，希望能对类似情况给出一定的建议。

1 设计方案简介

本文讨论的吊重能力80 t和200 t的边克令吊，两者附近的船体结构情况基本相似:克令吊位于左舷舷侧纵向舱口围板外，筒体截面为长方形，筒体内横向板位于肋位上，其外侧纵向板与外板对接，折角后的主甲板纵骨与其筒体内侧纵向板对齐。主甲板以下，在克令吊筒体范围内，除了已有的横向框架外，其他所有肋位均作适当的补充加强。克令吊区域结构布置情况见图1。

图1 边克令吊区域有限元模型

图2 舱盖设备典型加强图

本系列船的舷侧宽度为2200 mm，边克令吊筒体的宽度大约1490 mm。在克令吊区域内，纵向舱口围上有很多舱口盖的设备，这些设备尤其是横向限位装置的加强肘板的面板有些是纵向几个肋位相连。在舷侧宽度有限的情况下，这些加强结构与克令吊筒体就产生位置冲突（见图2）。为保证这些加强结构不受影响，我们考虑将舱口围结构与克令吊筒体相连。由此带来一个新的问题——连接部分的应力集中，即克令吊工作时会对相连的舱口围结构产生拉伸或挤压，从而出现高应力区。

针对以上问题，本文就边克令吊筒体与舱口围的连接方式，提出了两种不同的设计方案，以期解决高度的应力集中问题。考虑到在边克令吊和舱口围结构完全脱开的情况下，其加强结构形式较为常规，所以本文对这种加强结构方案的设计以及有限元计算不再赘述。

1.1 方案1

边克令吊筒体与纵向舱口围板以及其横向加强肘板相互连接，筒体两端的舱口围板用椭圆形光顺过渡（见下页图3）。该方案的优点是克令吊的受力和变形部分地传递到舱口围结构上，同时避免了边克令吊与舱口围横向肘板距离过近而带来的施工空间狭小的问题。但因克令吊筒体是与船体梁产生的最大弯曲应力处连接，一定要注意节点处理，避免应力集中［4-5］。根据方案1建立了有限元模型，见图4。

图3 方案1结构连接形式

1.2 方案2

边克令吊筒体与纵向舱口围板相互独立，只采用圆滑的欧米伽（OMEGA）孔形式与其横向加强肘板相连接，以使应力缓慢疏散，避免应力集中（见图5）。这样的好处是能避免与船体纵向构件之间产生直接联系，也能解决由于边克令吊与舱口围横向肘板距离过近而带来施工空间狭小的问题。缺点是施工工艺和精度要求高。根据方案2建立了有限元模型（见图6）。

图4 方案1有限元模型

图5 方案2结构连接形式

图6 方案2有限元模型

2 有限元模型的概况介绍

对于以上两种结构方案，为了减小边界条件对计算精度的影响，我们将结构模型的范围尽可能远离克令吊本身:在船宽方向延伸至内壳纵舱壁或横舱壁上纵向桁材以及外板；在型深方向延伸到主甲板下第二层平台。在有限元模型中，所有扶强材及肘板的面板均用梁单元，所有的板壳结构均用板单元。普通区域的网格大约为200 mm×200 mm，在容易出现应力集中的局部结构处，单元网格密度细化为50 mm×50 mm。

2.1 边界条件

（1）模型的横向边界位于横舱壁上纵向桁材，刚性固定。

（2）模型的垂向边界位于主甲板下第二层平台，刚性固定。

（3）模型的纵向边界位于离克令吊区域较远位置的横向强框上，刚性固定。

2.2 载荷条件

在本船的实际运营中，克令吊只会在港内操作，所以克令吊载荷与舱盖载荷、船体梁最大载荷不会同时发生。

根据克令吊厂商提供的资料，克令吊的载荷分别为吊重能力为80 t的克令吊，Qmax=1200 kN，Mmax= 32000 kN·m；以及吊重能力为200 t的克令吊，Qmax= 3850 kN，Mmax= 60700 kN·m。其中:Qmax为最大垂向向下载荷； Mmax为可在水平面内任何角度作用的最大弯矩。

以上两型克令吊，对于Mmax，我们可从船长方向开始，在水平面内每15°为一个工况，来模拟其吊臂工作状态时的作业角度，从而找到对结构加强最危险的情况，如图7。

图7 24种计算工况弯矩方向示意图

2.3 应力衡准

本系列船的克令吊加强结构中，高应力处的钢料等级均为36 kg高强度钢。根据船级社相关规范，应力标准为:合成应力［σ］=243 N/mm2。［6］

3 计算结果分析与两种方案的比较

在计算中，我们对舱盖的载荷及其加强单独进行了校核。同时，考虑到克令吊的位置在舱口角隅附近，我们也仔细考核了克令吊工作时，舱口角隅附近的应力。结果表明，两种方案中，舱盖载荷的加强以及舱口角隅的结构都能满足船级社要求。

在以上的模型和边界条件下，我们通过计算得到了各个模型在24种不同工况下的应力。

考虑到以上两种设计方案下，主甲板以下加强结构的应力不大，同时为了简化数据，我们在附图中只取每个克令吊最危险工况中主甲板以上区域的应力图。

其中吊重能力80 t边克令吊的最大合成应力，方案1为206.5 N/mm2（见图8）；方案2为234.8 N/mm2（见图9），都能满足船级社规范的要求。由应力云图可知，在方案1中，最危险工况中的最大应力出现在两端肘板的顶部，其余加强结构的应力均小于168 N/mm2；在方案2中，最危险工况的最大应力出现在两端肘板的欧米伽孔边缘处，其余加强结构的应力均小于176.3 N/mm2。值得注意的是，方案2中的欧米伽孔形状是我们经过多次方案修改和多次演算后得出的最优结果。方案1与方案2相比，其对于克令吊刚性的提高、应力的降低、施工以及解决舱口盖设备的加强等方面更为优越，是我们推荐的优化方案。

图8 吊重能力80 t克令吊方案1中最危险工况合成应力云图

图9 吊重能力80 t克令吊方案2中最危险工况合成应力云图

吊重能力为200 t的重型边克令吊最大合成应力，方案1为379.6 N/mm2（见图10）；方案2为437 N/mm2（见图11），两种方案的应力水平已经远超船级社规范要求。同时，通过我们的试算，即使将高应力区域的板增加至极限板厚，方案1和方案2的应力结果仍远超出许可范围。在吊重加大的情况下，由于舱口围附近的刚度条件有限，两种方案都已不再适用。

图10 吊重能力200 t克令吊方案1中最危险工况合成应力云图

图11 吊重能力200 t克令吊方案2中最危险工况合成应力云图

鉴于以上的计算结果，对于多用途船的边克令吊底部结构加强，尤其是对于特重型吊（吊重能力200 t及以上）的布置，有必要在设计初期予以特别重视。在舷侧宽度有限的情况下，设计人员应该积极与各个设备商做好前期沟通，尽可能避免边克令吊的布置位置与舱口盖的横向限位装置重叠，这样边克令吊与舱口围结构完全脱开，互不影响，从而避免出现因连接而导致的高应力结果或不连接带来的施工困难的问题。

4 结 论

本文提出的方案1对吊重能力80 t和120 t的边克令吊的加强方式均获得GL船级社的审批；方案2对80 t的边克令吊的加强方式获得BV船级社的审批；对于吊重能力200 t的边克令吊，在实船中，由于其附近没有舱口盖横向限位的加强，我们采取克令吊与舱口围结构完全脱开的方法，也获得GL船级社的认可。在多艘实船的运营中，该加强区域内的应力水平都在可控范围内，没有出现任何结构问题，也从实践上检验了我们设计方案是成功的。

［1］罗旭，赵明宇，雷骏雄. Femap & NX Nastran基础及高级应用［M］. 2009.

［2］孙雪荣，许彬. 克令吊基座的局部加强结构优化设计研究［J］.船舶 .2006（6）:21-26.

［3］王立军，谢永和. 克令吊底座强度有限元分析及结构优化［J］. 浙江海洋学院学报（自然科学版）.2007年01期:92-95.

［4］中国船舶工业集团公司. 船舶设计使用手册（结构分册）［M］.北京:国防工业出版社，2002.

［5］刘建成，顾永宁. 大开口船舱口角隅应力集中问题研究［J］.船舶工程，2000（6）:9-12.

［6］GL. Regulations for the Construction and Survey of Lifting Appliances， Section 2–Design and Calculation Principles［S］. 1992.

［7］孙雪荣，马网扣.克令吊基座的局部加强结构优化设计研究（续）［J］.船舶，2009（3）:26-29.