艉锚装置人字架结构优化

刘玉超，任慧龙，呼文佳，刘剑飞，刘 浩，刘邦威

（哈尔滨工程大学 a. 船舶工程学院；b. 船舶与海洋工程结构力学研究所，黑龙江 哈尔滨 150001）

0 引 言

在研究船舶总体强度的同时，构件的局部强度也不能忽视[1]。本文对某船的艉锚收放装置的结构强度问题进行研究。目前，已有研究人员针对艉锚装置开展相关研究工作。王佚等[2]采用2种加载方式对某浮吊锚机基座及相关船体结构的局部强度进行直接计算，并对采用这2种方法所得的应力结果进行对比分析；陈攀[3]建立某散货船绞车与锚机基座及支撑基座的船体局部结构有限元模型，根据规范对基座及船体结构进行直接计算并对计算结果进行分析；张原瑾等[4]基于有限元模型研究某滚装船锚机基座的局部强度，并为基座的设计提供参考。本文以艉锚收放装置中的人字架结构为研究对象，选取工作载荷工况（拉锚力为125kN）和极限载荷工况（拉锚力为240kN）2种结构计算载荷工况，分别研究人字架结构在这2种计算载荷工况下的结构强度；同时，针对人字架结构强度不足的问题，考虑结构重量增加不宜过大的设计要求，分别给出2种计算载荷工况下人字架结构的优化设计方案。

1 结构概况

艉锚装置总布置图见图1。艉锚装置中人字架结构的有限元模型采用壳单元毫米建模，结构计算采用与之对应的国际单位制，有限元网格的大小取为50mm×50mm。

图1 艉锚装置总布置图

2 结构有限元分析

2.1 材料参数

艉锚装置中各部分结构的材料均选用钢材EH36，其参数见表1。

表1 钢材EH36的参数

2.2 计算载荷

根据载荷方向示意（见图2）确定艉锚装置中人字架结构在极限载荷工况（拉锚力为240kN）和工作载荷工况（拉锚力为125kN）下承受的各方向分力，其中：拉锚力作用方向的水平角A取为18°或-14°；俯视角B取为-10°。角度A示意见图3，其中：角度A取方向1时为负值；角度A取方向2时为正值。

图2 载荷方向示意

图3 角度A示意

艉锚装置锚链线出绳方向的计算载荷见表2，锚链线入绳方向的计算载荷见表3。

表2 艉锚装置锚链线出绳方向的计算载荷

表3 艉锚装置锚链线入绳方向的计算载荷

2.3 结构强度标准

参照 HCSR[5]共同规范中船舶屈服强度评估的具体要求，评估艉锚装置中人字架的结构强度。结构强度评估标准为

式(1)中：λy为屈服利用因子，对于板单元，；Ry为名义屈服应力，取；k为材料系数，本文取为0.72；σVM为Von Mises 应力，取；σx和σy为单元正应力，N/mm2；τxy为单元剪应力，N/mm2；λyperm为粗网格的许用屈服利用因子，当拉锚力取125kN时为0.8，当拉锚力取240kN时为1.0。

3 人字架结构强度评估

3.1 结构有限元模型

在开展结构强度评估之前，将艉锚装置中人字架结构的有限元模型由直立状态调整到工作状态（见图4），人字架结构示意见图5。

图4 艉锚装置中人字架结构有限元模型

图5 人字架结构示意

3.2 载荷及边界条件

根据结构的受力形式和特点，确定艉锚装置中人字架结构的边界条件：在结构2与结构5接触的销孔内表面位置设置刚性固定的边界条件；在结构2与结构8的接触位置设置仅限制z方向位移和转角的边界条件。

人字架结构承受拉锚力的作用，其所承受的计算载荷具体见第2.2节。本文对艉锚装置中的人字架结构分别施加上述计算载荷，并外加结构自身重量，取g=9.8m/s2。人字架结构计算载荷的施加通过PATRAN软件的MPC功能来实现，其中：拉锚力的施加在MPC的独立节点实现（节点选为拉锚力的作用点）；节点选为结构2与结构1螺栓连接位置的各节点。

3.3 人字架结构强度评估结果

艉锚装置中人字架结构屈服强度评估的结果表明：在125kN和240kN的拉锚力作用下，人字架结构均无法满足屈服强度的设计要求。结构屈服强度评估结果见表4。人字架结构的Von Mises应力云图见图6。

表4 人字架结构屈服强度评估结果

通过综合分析可知：当取A=-14°时，人字架结构的强度问题更为严重。因此，对于人字架结构而言，可认为A=-14°、B=-10°的计算工况为结构最危险的作业工况，在结构优化计算中，可仅研究该作业工况下的结构强度问题。

3.4 人字架结构破坏位置

由人字架结构强度评估结果可知：在125kN和240kN的拉锚力作用下，人字架结构均不满足结构强度的设计要求，人字架结构屈服破坏位置见图7，具体为人字架结构后侧平板折角处。

图6 人字架结构的Von Mises应力云图（A=-14°）

图7 人字架结构屈服破坏位置

4 人字架结构优化

4.1 125kN拉锚力下人字架结构优化方案

采用修改结构形式与修改结构板厚相结合的优化方法，经过多次计算，最终得到在 125kN拉锚力作用下人字架结构的优化方案。修改人字架结构的局部结构形式：连接结构折角过渡位置上、下100mm处两点，取消折角过渡的结构形式，具体见图 8。修改人字架结构板厚，具体见表 5。优化设计后人字架结构的屈服强度评估结果见表6。

图8 125kN拉锚力下人字架结构后部折角位置优化示意

表5 125kN拉锚力下人字架结构板厚优化情况

表6 125kN拉锚力下优化设计后人字架结构的屈服强度评估结果

4.2 240kN拉锚力下人字架结构优化方案

采用修改结构形式与修改结构板厚相结合的优化方法，经过多次计算，最终得到在240kN拉锚力作用下人字架结构的优化方案。修改人字架结构的局部结构形式：

1) 连接结构折角过渡位置上、下150mm处两点，取消折角过渡的结构形式，具体见图9。

2) 增加连接人字架结构靠近轴线一侧的前后板的结构板（板厚为8mm），具体位置为R30圆弧过渡处上、下150mm处。在新增结构板的四角增设肘板，其中：靠近船首侧位置的尺寸 为50mm×50mm×8mm；靠近船尾侧靠下位置的尺寸为100mm×100mm×8mm，其余位置的尺寸均为50mm×50mm×8mm，具体见图10。

图9 240kN拉锚力下人字架结构的后部折角位置优化示意

图10 人字架结构前后板连接板的结构示意（靠近船尾）

修改人字架结构板厚，具体见表7。优化设计后人字架结构的屈服强度评估结果见表8。

表7 240kN拉锚力下人字架结构板厚优化情况

表8 240kN拉锚力下优化设计后人字架结构的屈服强度评估结果

4.3 结构重量变化

本文分别对125kN和240kN拉锚力作用下的人字架结构进行优化设计，具体见第4.1节和第4.2节。考虑结构重量的设计要求，对结构优化后的重量变化进行汇总，结果见表9。

表9 结构重量变化值

5 结 语

通过分析，得到以下结论：

1) 当取A=-14°时，人字架结构的强度问题更为严重。因此，对于人字架结构而言，可认为A=-14°、B=-10°的计算工况为结构最危险的作业工况。

2) 对于人字架结构而言，若仅需满足125kN拉锚力作用下的结构强度要求，采用第4.1节中给出的结构优化方案即可，但该优化方案无法满足极限拉锚力（240kN）作用下的结构强度要求。若结构需满足极限拉锚力（240kN）作用下的结构强度要求，可采用第 4.2节中给出的结构优化方案，此时结构同样满足125kN拉锚力作用下的结构强度要求。

3) 考虑艉锚装置结构设计的重量要求，在给出的结构优化方案中，新增结构的尺寸和板厚、各结构板的板厚均为最低要求。

4) 建议在设计时艉锚收放装置中的人字架结构不采用折角过渡形式，以满足屈服强度评估要求。