刘 浩 王 伟 张吉萍 谢永和

（浙江海洋大学 船舶与机电工程学院 舟山316022）

引 言

近年来，随着国内经济持续增长以及对于疏浚设备的迫切需求，挖泥船作为主要的疏浚设备已得到长足发展。其中，绞吸挖泥船的船体结构较为特殊，尤其是本文所述某型绞吸挖泥船，其船首为非对称型。由于其不同于普通客船与货船，再加上该种挖泥船在工作过程中，外载荷与船上设备会对其自身结构产生较大的作用力，并且这部分载荷很复杂［1］，故船体横向强度便成为此种绞吸挖泥船一个重要安全因素。

目前，针对挖泥船的研究有吴漪、杨启等人对绞吸挖泥船桥架起吊系统进行的结构强度分析［2］；冯琦、杨启对绞吸挖泥船抛锚杆系统进行的强度结构分析［3］；蒋如宏，何炎平等人对大型绞吸挖泥船台车系统的设计所进行的研究［4］等。然而，对于绞吸挖泥船结构方面的研究目前仍比较欠缺。为确保船体结构具有足够抵抗外力的能力以及完善相关的结构研究的目的，本文对某型非对称绞吸挖泥船结构强度进行计算分析，并参照载荷的相关规定与要求，给出三种不同的建模范围（全舱全宽、全舱半宽、半舱全宽），同时对比相同载荷工况下不同建模范围对船体结构强度的影响，总结出一些规律。

1 有限元模型的建立

1.1 船型及结构概况

已知某型绞吸挖泥船垂线间长118.80 m、型宽20.60 m、型深7.20 m、设计吃水5.00 m、方型系数0.8299。泥舱部分设置成双舷侧结构，双层底高度1050 mm、肋骨间距600 mm、实肋板间距2400 mm。该船基本结构见图1。

图1 某型绞吸挖泥船基本结构图

1.2 结构有限元模型

利用MSC.Patran软件对本船的舱段结构建立有限元三维模型。图2中包括全舱全宽（模型a）、全舱半宽（模型b有槽形开口）、全舱半宽（模型c无槽形开口）、半舱全宽（模型d）4个模型。模型坐标系采用笛卡尔坐标系，原点位于舱段尾端面船底中线处，X轴沿船长指向船首，Y轴沿船宽方向指向左舷，Z轴沿型深向上。［5-6］

图2 有限元模型

2 边界条件

参考中国船级社《国内航行海船建造规范》（2015）及其修改通报等相关要求［7-10］，确定有限元模型的边界条件。施加的边界条件具体见表1、表2（模型a和模型b的边界条件）和表3。

表1 全舱全宽局部载荷的边界条件

表2 全舱半宽局部载荷的边界条件

表3 半舱全宽局部载荷的边界条件

模型舱壁交线处均匀布置垂向弹簧单元，其位置为本船内壳板、舷侧外板与中部货舱前后舱壁交线上。弹性系数计算公式见式（1），结果见表4。

式中：G为表示钢材剪切弹性模量，取0.792×105N/mm2；A为表示舱壁间舷侧内外板的剪切面积，mm2；lH为表示中部货舱长度，mm；n为表示内壳板、舷侧外板上垂向交线节点个数。

表4 舷侧外板、内壳板上弹性系数

3 载荷工况

3.1 计算工况

根据船舶装载计算书，取两种工况进行计算。其中工况LC01表示航行时泥舱满载和携带了全部燃料及备品，此时平均吃水为4.986 m；而航行时泥舱无泥且携带了全部燃料及备品为工况LC02，平均吃水为3.041 m。

3.2 计算载荷

结构强度计算时，结构所承受载荷视计算工况而定，包括舱内货物压力、压载水压力、舷外水压力和甲板上浪压力等，不考虑总纵弯矩及端面剪力，具体如下［8］：

（1）海水静压力

（2）舱内液体侧向压力

（3）波浪动压力

舷外水线处水动压力：

船底边缘处水动压力：

船底中纵剖面处水动压力：

水线面以下任意点的波浪动压力：

水线面以上舷侧外板上任意点水动压力：

模型中各工况下的水动压力数值见表5。

表5 各工况下的水动压力数值

（4）露天甲板的上浪载荷

（5） 货物引起的泥舱内货物压力总压力Pc（且不小于0）

4 计算与分析

不同模型的主要构件应力云图如图3-图10所示。为使四个模型的比较结果更为明显，以全舱全宽模型计算结果的参数为标准（百分数取为0），取另外两种模型不同工况下计算结果的绝对值，再计算差值的百分数，结果如表6所示。

图3 全舱全宽模型工况1应力云图

图4 全舱半宽模型（有槽形开口）工况1应力云图

图5 全舱半宽模型（无槽形开口）工况1应力云图

图6 半舱全宽模型工况1应力云图

图7 全舱全宽模型工况2应力云图

图8 全舱半宽模型（有槽形开口）工况2应力云图

图9 全舱半宽模型（无槽形开口）工况2应力云图

由单跨梁的弯曲理论可知半舱模型各构件受力大小约为全舱模型受力的一半是合理的。

从计算结果可知：

（1）在相同载荷作用下，四种模型的应力均满足规范要求且分布规律基本相同；在这两种典型工况下，它们的高应力区范围较少且主要分布在槽形开口附近，该处结构的过渡与加强应该注意，整体结构余量较大。

（2）通过图3、图4、图5与图7、图8、图9之间的对比以及表6得出它们的高应力分布区域差不多，但船体部分的某些构件在不同模型下的应力差距很大，这说明模型范围对应应力影响比较明显。而通过图2、图5与图6、图9进行比较后可知，全舱全宽与全舱半宽结果基本一致，但仍然存在船体部分的某些构件在不同模型下的应力差距很大。可见，模型范围对应力影响比较明显。

（3）从图3、图4与图6、图7的比较可知，在全舱半宽这两种模型下，无槽形开口半模的板应力变化比较大，该绞吸挖泥船的强度校核要用有槽形开口的全舱半宽模型。但由于船体的不对称，全舱全模更具准确性。全舱全宽与半舱全宽整体应力分布趋势基本一致，应力极值差别不大，由于边界影响，变形差别较大。

（4）因为从舱段级别分析来说，采用MSC.Patran进行计算分析时，梁单元结果会有一定程度失真，直接对比讨论价值不高，故只列出其应力大小。从表6中差值百分数可知半舱全宽、全舱半宽与全舱全宽四种模型各结构计算结果有一定起伏，这表示端面约束、结构不完整性使半舱全宽、全舱半宽模型得出结果不能很好反应实际情况。

表6 三种模型各主要构件在各工况下的最大合成应力与差值百分数

续表6

5 结 语

通过对某型不对称绞吸挖泥船全舱全宽，全舱半宽，半舱全宽范围的建模并进行结构强度对比分析，总体来说，在相同载荷工况下，四种不同范围下的模型对考核区域的变形及分布规律基本相同，均满足规范衡准。但整船仅有一个货舱，且考虑首端不对称性，全舱全宽模型能更真实反映实际情况，但该类型绞吸挖泥船的结构强度可以用含槽形开口的半模来校核。此外，船体前端开槽引起的不对称性对结构强度影响并不大，且因该处形成变截面，故需注意结构的过渡与加强。