上海交通大學 船舶海洋與建筑工程學院 上海 200030

我國近幾年來港口與航道等基建工程的發(fā)展使得挖泥船的需求量與日俱增。

挖泥船工作環(huán)境特殊，容易在施工和航行區(qū)域受損，船體受損后的安全性與生存能力、破損后能承受的終極載荷以及破艙后的剩余強度等問題受到重視?，F(xiàn)有規(guī)范中僅對完整狀態(tài)時的總縱強度和破損穩(wěn)性有相關(guān)的規(guī)定，但對破損后船體的剩余強度未作明確的要求。因此，有必要對挖泥船進行破損后船體的剩余強度研究。

1 破艙后的載荷計算

1.1 靜水載荷

應(yīng)用經(jīng)典船體梁理論分析船舶破損后的彎矩剪力。首先要確定船舶破損后的平衡浮態(tài)，采用浮力損失法確定破艙后船舶的平衡浮態(tài)。經(jīng)計算符拉索夫計算曲線可得破損后的全船浮力曲線b(x)及相關(guān)要素。

b(x)=V(x)-b′(x)

式中：V(x)——平衡浮態(tài)下全船浮力曲線；

b′(x)——破艙段的損失浮力曲線。

已知重量曲線w(x),則可得全船載荷曲線q(x)

q(x)=w(x)-b(x)

破損后船舶靜水剪力和靜水彎矩分別為：

某單長泥艙的挖泥船主要的船體要素為：

Lpp=108 m，B=21 m，

D=9.2 m，d=7.15 m。

計算挖泥船兩種工況(最小干舷時和空載)的破損，泥艙艙底(船中的#80)破損。最小干舷破損時滲透率取0.60，空載破損時滲透率取0.95。船體破損前后的靜水彎矩剪力分布及極值比較分別見表1和圖1～4。

表1 破損前后靜水彎矩剪力極值

圖1 最小干舷破損前后靜水剪力比較

圖2 最小干舷破損前后靜水彎矩比較

圖3 空載破損前后靜水剪力比較

圖4 空載破損前后靜水彎矩比較

1.2 波浪載荷

國際船級社協(xié)會(IACS)己統(tǒng)一了波浪載荷計算式，波浪彎矩設(shè)計極值計算如下。

1) 中垂波浪彎矩Mw(-)為：

Mw(-)=-0.11CwL2B(Cb+0.7)

2) 中拱波浪彎矩Mw(+)為：

Mw(+)=0.19CwL2BCb

2 極限強度非線性有限元分析

基于文獻[3]建立的計算完整和破損船體極限強度的非線性有限元理論對挖泥船的泥艙段進行有限元分析。文獻[3]對非線性有限元法分析結(jié)果與實驗數(shù)值進行了比較驗證，計算得到的極限強度與試驗結(jié)果比較吻合。

2.1 計算模型

取肋距為網(wǎng)格基本單位；艙段長49.0 m，型寬21.0 m，型深9.2 m，甲板為大開口結(jié)構(gòu)；主要縱向構(gòu)件的結(jié)構(gòu)尺寸見表2。

表2 主要縱向構(gòu)件的尺寸特性

整個結(jié)構(gòu)共有34 796個單元，21 006個節(jié)點；有限元模型見圖5。

圖5 艙段有限元網(wǎng)格劃

2.2 材料、邊界條件及載荷

用剛性面來處理兩個艙壁，把艙段邊界條件理想化為類似兩端固定梁邊界，如表3所示。材料采用船用鋼Q235，屈服強度σs=235 MPa，楊氏模量201 GPa，泊松比0.3，強度極限σb=375 MPa，伸長率δ=0.26。兩端艙壁均為加載端，參考彎矩由規(guī)范設(shè)計引出Mr=σs·W0

式中：W0——規(guī)范要求的最小剖面模數(shù)。

表3 艙壁邊界條件

2.3 屈服準則

選用von Mises屈服應(yīng)力準則，材料在復雜應(yīng)力狀態(tài)下的變形能達到了單向拉伸屈服時的變形能，材料開始屈服，即等效應(yīng)力屈服準則:

2.4 計算結(jié)果

基于非線性有限元軟件對以上艙段進行計算，旨在求得其在參考載荷RL作用下，結(jié)構(gòu)達到極限狀態(tài)能承受的最大比例的載荷因子LPF,即：

極限承載能力=RL×LPF

文中初步計算了完整艙段的中垂及中拱狀態(tài)下的極限承載能力。中拱時載荷因子為2.34，中垂時載荷因子接近1.00，結(jié)構(gòu)線性失效，這是由于甲板屈曲破壞引起的。兩種工況下艙段結(jié)構(gòu)能承受的極限彎矩如下。

1) 中拱極限彎矩Mult為：

Mult(+)=Mr×LPF= 1.59×106kN·m

2) 中垂極限彎矩Mult為：

Mult(-)=Mr×LPF= 6.77×105kN·m

從圖6、7中可以看出：中拱時結(jié)構(gòu)為甲板受拉屈服失效，船底受壓屈曲失效，而極限中和軸附近保持彈性；中垂時為甲板結(jié)構(gòu)壓縮失效，船底結(jié)構(gòu)應(yīng)力相對較小，這是由甲板大開口結(jié)構(gòu)造成的。中拱時載荷因子LPF和船舯底部節(jié)點位移的關(guān)系以及中垂時載荷因子LPF和船舯甲板節(jié)點位移關(guān)系見圖8，9。

圖6 中拱等效應(yīng)力分布及結(jié)構(gòu)變形圖

圖7 中垂等效應(yīng)力分布及結(jié)構(gòu)變形圖

圖8 中拱載荷因子和船舯底部節(jié)點位移的關(guān)系

圖9 中垂載荷因子和船舯甲板節(jié)點位移的關(guān)

一系列甲板板厚計算表明，當甲板板厚達到40 mm時，線性屈曲情況得以改善。等效應(yīng)力分布見圖10，載荷因子LPF和船舯甲板節(jié)點位移關(guān)系見圖11。

圖10 中垂等效應(yīng)力分布及結(jié)構(gòu)變形圖

圖11 中垂載荷因子和船舯甲板節(jié)點位移的關(guān)系

3 計算結(jié)果分析

破損前后的彎矩剪力與規(guī)范及極限承載彎矩數(shù)據(jù)結(jié)果見表4。

表4 理論和有限元模擬結(jié)果比較

3.1 破損前后彎矩剪力

計算破損前后彎矩剪力變化，目的在于求得破損前后彎矩剪力曲線極值變化。船舶破損后最小干舷工況剪力彎矩極值明顯增加，最大彎矩是未破損前的142%，最大剪力是未破損前的138%，這將對此類船舶的生存能力形成嚴峻的考驗；空載工況則恰恰相反，破損后減小了原來船體中拱的程度，破損后剪力彎矩極值減小。

3.2 規(guī)范校核及安全余度

用利用系數(shù)UF來表達規(guī)范設(shè)計載荷相對于船舶破損后載荷的余度。

1) 彎矩利用系數(shù)UFM為：

UFM=(Ms+Mw)/Mr；

2) 剪力利用系數(shù)UFN為：

UFN=(Ns+Nw)/Nr。

最小干舷利用系數(shù)UFM=1.2,UFN=1.1，超過了規(guī)范設(shè)計載荷；

空載工況利用系數(shù)UFM=0.55,UFN=0.37。

相對于極限承載能力來講，計算時參考載荷RL取規(guī)范設(shè)計彎矩，所以有限元計算結(jié)果中的最終載荷因子LPF就是規(guī)范設(shè)計的安全因子，中拱為2.34，中垂為1.01。

3.3 破損彎矩與極限載荷比較

用剩余強度因子RRF來評估完整狀態(tài)的極限載荷相對于破損后載荷的余度。

RRF=破損后載荷極值/完整時極限承載能力

最小干舷

RRF=[Ms(- )+Mw(- )]/Mult(- )

=(8.50×105)/(6.76×105)=1.25>1；

空載工況

RRF=[Ms(+)+Mw(+)]/Mult(+)

=(3.71×105)/(1.59×106)

=0.23<1；

最小干舷工況破損后的彎矩超出了中垂狀態(tài)時的極限承載彎矩，艙口圍板和甲板結(jié)構(gòu)受壓屈曲破壞。船體甲板部分結(jié)構(gòu)過于薄弱，應(yīng)加強船體剖面中和軸以上的結(jié)構(gòu)如甲板板的板厚及加強筋的尺寸。

4 結(jié)論

1) 通過規(guī)范計算校核，最小干舷工況破損進水后不滿足結(jié)構(gòu)要求，若在設(shè)計階段就考慮需滿足破損后的總縱強度，則例船中橫剖面結(jié)構(gòu)需重新設(shè)計，應(yīng)該加強甲板部分的結(jié)構(gòu)強度，以滿足實際要求。

2) 規(guī)范若是考慮此類挖泥船的破損后的強度，必須加強針對甲板結(jié)構(gòu)的相關(guān)規(guī)定。

3) 相對于實際結(jié)構(gòu)的極限承載能力，最小干舷工況破損后的載荷將使甲板的加筋板格受壓而屈曲，致使甲板屈曲失效，剖面模數(shù)急劇下降，嚴重的最終導致船舶斷裂。

4) 有限元模擬的中垂極限彎矩和規(guī)范的設(shè)計值比較接近，有效地論證了結(jié)論1)。

[1] Hai-Hong Sun, C. Guedes Soares .An experimental study of ultimate torsional strength of a ship-type hull girder with a large deck opening[J]. Marine Structures，2003，16：51-67.

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