载重24 000 t多用途船舱口盖强度计算

陈 攀， 姜 磊

(1.中国舰船研究设计中心 船舶振动噪声重点实验室， 湖北 武汉 430064； 2.交通运输部水运科学研究院， 北京100088)

载重24 000 t多用途船舱口盖强度计算

陈 攀1， 姜 磊2

(1.中国舰船研究设计中心 船舶振动噪声重点实验室， 湖北 武汉 430064； 2.交通运输部水运科学研究院， 北京100088)

建立载重24 000 t多用途船货舱舱口盖有限元模型，考虑舱口盖承受露天风雨载荷、装载20英尺集装箱、装载40英尺集装箱3种载荷工况，依据CCS规范对舱口盖进行直接计算及分析。结果表明，3种载荷工况下，舱口盖变形及应力均满足规范要求。分析不同工况下舱口盖舱盖板铰链连接处有无垂向限位器对舱口盖应力及变形的影响。结果表明，装载20英尺集装箱垂向限位器在减小舱口盖之间的相对变形及降低限位器处舱口盖结构的应力效果最好，并提出该类型舱口盖设计注意事项。

舱口盖；垂向限位器；强度；刚度；有限元

0 引言

船舶舱口盖的作用是承受货物载荷，然而在航行中舱口盖还必须承受风雨及上浪等载荷，因此，舱口盖除对刚度和强度有一定要求外，还需要保证船舶货舱口的风雨密闭性。张恒等[1]、杨赵华等[2]、王明强等[3]、陈家旺等[4]、张玉莲等[5]、钟天谷等[6]对各类船舶舱口盖强度进行了分析。垂向限位器的作用是防止舱口盖之间产生过度相对变形，并保持舱口风雨密[7]，但在盖板间设置垂向限位器会对舱口盖板变形及强度产生影响，在设计中应慎重考虑。

以载重24 000 t多用途船舱口盖为研究对象，采用MSC.Patran软件建立舱口盖有限元计算模型。参照相应规范要求，采用MSC.Nastran软件计算舱口盖结构在各工况下的变形及应力，并讨论在3种载荷工况下有无垂向限位器对舱口盖板结构变形大小及应力分布变化的影响，根据结果分析该类型舱口盖设计的注意事项。

1 有限元模型

1.1 舱口盖模型

在相邻舱口盖的纵桁腹板间设置垂向限位器，共10个，具体位置如图1所示。垂向限位器分别位于相邻舱盖间的方形区域。8个货舱的舱盖板中有7个结构相似，选取最大的舱口盖对其进行强度和刚度校核。

每个舱口盖由3块舱盖板组成，分别为P1，P2和P3，其中P1与P3呈对称布置，模型如图2所示。

图1 舱口盖结构图

图2 舱口盖结构模型

1.2 建模原则

建立有限元模型时，根据构件尺寸选取单元网格尺寸，考虑纵桁、强横梁腹板高度取3个单元，单元尺寸约为180 mm，舱口盖结构均用板壳单元模拟。整个模型共有13 930个节点、16 080个单元。

1.3 结构材料

货舱舱口盖部分顶板、强横梁和纵桁采用AH36 高强度钢，其他构件采用CCS A 级钢。钢材弹性模量E=2.06×105MPa，泊松比为0.3，密度为7.85 t/mm3，CCS A级钢屈服强度为235 MPa， AH36 高强度钢屈服强度为355 MPa。

1.4 舱口盖边界条件

舱口盖的边界设置了一定数量的纵向和横向限位器和支撑块，如图1所示。纵骨方向前后共有18个纵向限位器，约束纵向限位器区域内模型节点的x向位移；舱口盖船宽方向两侧共有16个横向限位器，约束横向限位器区域内模型节点的y向位移；支撑块限制z向位移。另外，根据盖板间垂向限位器的特性，采用Patran软件中的点对点MPC功能，将垂向限位器相连的相邻舱口盖节点z向位移关联。表1为舱口盖边界及关联条件。

表1 舱口盖边界及关联条件

1.5 强度衡准

根据规范[8]第2.20节的要求，舱口盖Q235/AH36在装载集装箱的工况下许用正应力、许用剪应力、许用挠度如表2所示。

表2 集装箱工况下钢材许用应力和挠度

舱口盖Q235/AH36在设计波浪工况下的许用正应力、许用剪应力、许用挠度如表3所示。

表3 设计波浪工况下钢材许用应力和挠度

2 计算载荷及工况

根据规范[8]要求，风雨载荷以均布压力作用于舱口盖盖板，并在集装箱箱角处的单元上施加集中载荷。

2.1 风雨载荷

根据规范[8]第2.20.9.2节要求，由于该舱口盖属于钢质风雨密舱口盖，因此设计的风雨载荷为17.17 kN/m2。载荷施加如图3所示(图3中视图沿船宽方向)。

图3 风雨载荷

2.2 20英尺集装箱载荷

按照布置图舱口盖上方集装箱最高层数，计算20英尺集装箱重量并分摊到箱角，每个箱角的载荷为117 720 N。载荷施加如图4所示(图4中视图沿船宽方向)。

图4 20英尺集装箱载荷

2.3 40英尺集装箱载荷

按照布置图舱口盖上方集装箱最高层数，计算40英尺集装箱重量并分摊到箱角，每个箱角的载荷为235 440 N。载荷施加如图5所示(图5中视图沿船宽方向)。

图5 40英尺集装箱载荷

2.4 计算工况

舱口盖计算工况如表4所示，工况1，3和5为要求计算的工况，但为了讨论有无垂向限位器对舱口盖板变形大小和应力分布的影响，对各工况分别设置不设垂向限位器(工况2，4，6)，便于进行对比。

表4 舱口盖计算工况

3 直接计算结果及分析

3.1 计算结果

多用途船舱口盖在各载荷工况作用下的变形及应力最大值分别如表5～表7所示。

表5 舱口盖变形 mm

表6 舱口盖主要构件相当应力 N/mm2

表7 舱口盖主要构件剪切应力 N/mm2

表5为各工况下舱口盖最大变形及P1与P2舱盖悬边纵桁腹板的变形。由于P1与P2相邻(见图2)且没有支撑，该区域的变形是最大的。 P2舱盖在悬边处的变形比P1舱盖小，原因是P1舱盖在靠近悬边处的盖板上方承受集装箱箱角力，该区域类似悬臂结构，因此变形大，但P2舱盖只是在舱盖中心区域承受箱角力，且在悬边处有较强的纵桁，因此舱盖边缘变形小，但中心区域变形大，具体载荷示意如图3所示。LC5与LC6工况为舱口盖承受40英尺集装箱，箱角位于舱口盖边缘，舱口盖边缘受力，中心区域不受力(见图4)，故装载40英尺集装箱时舱口盖变形最小。LC1与LC2工况为舱口盖承受风雨载荷，舱口盖整体变形比较一致。

表6和表7为不同载荷作用下垂向关联器关联或不关联情况下舱口盖各结构的应力结果。从表6和表7可以看出，应力均满足规范要求，且与变形大小保持一致，其中装载20英尺集装箱时舱口盖构件应力最大。

3.2 垂向限位器对舱口盖的影响分析

3.2.1 舱口盖变形

LC1工况下舱口盖没有垂向限位器，相邻舱盖板悬边纵桁的相对变形量为Δv=0.2 mm；LC2工况下舱口盖设置了垂向限位器，相邻舱盖板悬边处关联纵桁的相对变形量Δv=0.1 mm：可见垂向限位器的作用并不是特别明显。

LC3工况下舱口盖没有垂向限位器，相邻舱盖板悬边纵桁最大相对变形量为Δv=14.5 mm；LC4工况下舱口盖设置了垂向限位器，相邻舱盖板悬边处关联纵桁最大相对变形量为Δv=1.8 mm，舱口盖整体最大变形由34.7 mm降至30 mm：这表明在装载20英尺集装箱时垂向限位器作用非常明显。

LC5工况下舱口盖没有垂向限位器，相邻舱盖板悬边纵桁最大相对变形量为Δv=3.26 mm；LC6工况下舱口盖设置了垂向限位器，相邻舱盖板悬边处关联纵桁最大相对变形量为Δv=0.12 mm：这表明在装载40英尺集装箱时垂向限位器有一定作用，可减小盖板间相对变形。

分析6种工况的计算结果：装载20英尺集装箱时，舱口盖相邻盖板间不设置垂向限位器比设置垂向限位器的相对变形要大很多。船舶长期航行中，舱盖板之间的相对变形有可能无法保证货舱的风雨密状态。载荷作用位置对舱口盖变形影响最大，以20英尺集装箱载荷为例，P1舱盖铰链连接处盖板承受集装箱箱角力类似于悬臂结构端部受力，导致P1盖板结构变形和应力均较大，因此建议设计舱口盖时考虑载荷作用位置，避免悬边承受载荷。如果悬边不得不承受载荷，那么设置垂向限位器十分必要。

3.2.2 舱口盖构件应力

6种工况下舱口盖各构件正应力和剪切应力均满足规范要求，但设置垂向限位器后P1和P2舱盖各构件应力变化趋势与变形趋势一致。垂向限位器关联P1与P2舱盖，减少了两者间相邻处的相对变形，P1舱盖变形减小，P2舱盖变形有所增大。从表6可知设置垂向限位器后，P1盖板各构件应力水平下降，P2盖板各构件应力水平上升，但是舱口盖最大正应力和剪切应力值均比未设置垂向限位器时小。设置垂向限位器后还可对舱口盖结构尺寸进行优化，减小材料需求。

4 结论

依据相应规范，采用数值方法对多用途船舱口盖在不同工况载荷作用下的强度及刚度进行计算及分析，得到不同工况下舱口盖最大应力值、变形值及应力分布状况，并对垂向限位器对舱口盖在各工况作用下的影响程度进行分析，通过分析得到如下结论：

(1) 本船舱口盖在各工况载荷作用下强度及刚度均满足规范要求，最大应力及变形出现在承载20英尺集装箱工况下，原因为该工况P2舱盖悬边承受集装箱箱角载荷，故设计时应避免舱口盖悬边承受集中载荷。

(2) 计算分析舱口盖刚度特性时，须全面分析各种不利的设计载荷工况。舱口盖悬边、支撑点处的变形及应力是设计、计算的关注重点。

(3) 设置垂向限位器有利于舱口盖的刚度及强度优化，特别是当舱口盖悬边承受集中载荷作用时，垂向限位器的作用最明显。

(4) 设计带有垂向限位器的舱盖板时，因垂向限位器连接相邻舱口盖，传递舱口盖承受的载荷，可减小两者间相对变形，故设计时应校核垂向限位器的强度能否满足要求。

[1] 张恒, 谢永和.考虑惯性载荷的多用途船舱口盖强度分析[J]. 船舶工程, 2010，32(5)：4-6.

[2] 杨赵华, 吴卫国.基于共同规范的散货船舱口盖结构强度分析[J]. 交通科技, 2008(2): 110-112.

[3] 王明强,徐健. 基于均匀法的风雨载荷下折叠式舱口盖拓扑优化设计研究[J]. 船舶工程,2014(1):10-13.

[4] 陈家旺,韩强,杨新利. 矿砂船货舱NO.1舱口盖结构强度分析[J]. 船舶,2011(6):40-45.

[5] 张玉莲,陈胜,郑雄胜. 液压舱口盖甲板支撑结构的优化设计研究[J]. 应用力学学报,2008(2):305-307.

[6] 钟天谷,谢永和. 多用途船舱口盖的结构强度分析与优化[J]. 造船技术,2007(6):24-26.

[7] 张润华, 潘忠兵. 垂向限位器对舱口盖强度特性的影响分析[J]. 船舶工程, 2013(2): 13-15.

[8] 中国船级社. 国内航行海船建造规范[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

交通运输部交通建设科技项目(编号： 20113282221590)。

陈 攀(1989-)，男，硕士，助理工程师，研究方向为船舶结构振动。

U663

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