何皛磊 尹 群

(江蘇科技大學(xué) 鎮(zhèn)江212003)

大型油船槽形艙壁頂?shù)示植拷Y(jié)構(gòu)優(yōu)化*

何皛磊 尹 群

(江蘇科技大學(xué) 鎮(zhèn)江212003)

槽形艙壁;頂?shù)市北?傾斜角度;優(yōu)化

根據(jù)三艙段有限元分析技術(shù),對貨艙區(qū)槽形艙壁分別采用不同頂?shù)式Y(jié)構(gòu)形式后的應(yīng)力進行比較。并在此基礎(chǔ)上通過改變槽形橫艙壁單面斜壁頂?shù)实膬A斜角度,進行了局部結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化分析研究,采用有限元方法,參考應(yīng)力最大值、應(yīng)力最小值和應(yīng)力分布評價因子三種因素,確定了具體結(jié)構(gòu)形式的相對最優(yōu)傾角,對實船設(shè)計提供參考依據(jù)。

0 引 言

根據(jù)近20年的經(jīng)典船型[1,2]資料顯示,中、小型油船貨艙槽形艙壁通常采用直壁頂?shù)驶驘o頂?shù)式Y(jié)構(gòu)形式,而大型油船槽形艙壁結(jié)構(gòu)基本采用斜壁頂?shù)式Y(jié)構(gòu)形式。主要是因為槽形艙壁壁凳的設(shè)置會使貨艙艙容受到一定的損失,但也可以減小槽形艙壁板的跨距,從而減小艙壁的構(gòu)件尺寸[3],但頂?shù)式Y(jié)構(gòu)的減小或取消實際是減小了甲板處的剖面模數(shù),也降低了對艙壁結(jié)構(gòu)的支撐條件,使應(yīng)力水平增高,產(chǎn)生應(yīng)力集中。因此,槽形艙壁頂?shù)式Y(jié)構(gòu)的設(shè)計非常重要。本文針對應(yīng)力這一結(jié)構(gòu)設(shè)計最主要的方面進行研究。

1 槽形艙壁結(jié)構(gòu)形式比較分析

1.1 頂?shù)式Y(jié)構(gòu)形式

以巴拿馬型成品油/原油船為例,首先針對貨艙區(qū)采用不同頂?shù)式Y(jié)構(gòu)形式的槽形艙壁進行比較分析。

根據(jù)該船型實際情況和雙殼油船共同結(jié)構(gòu)規(guī)范[4]的要求,設(shè)計了單面斜壁頂?shù)省㈦p面直壁頂?shù)?、雙面直壁較矮頂?shù)屎蜋M艙壁無頂?shù)仕姆N結(jié)構(gòu)形式的槽形艙壁,并對槽形做了相應(yīng)的調(diào)整,具體的槽形艙壁設(shè)計方案見表1。

表1 槽形艙壁結(jié)構(gòu)設(shè)計方案

1.2 艙段結(jié)構(gòu)模型

根據(jù)共同規(guī)范要求,利用通用有限元軟件MSC.Patran分別對上述四種結(jié)構(gòu)形式的六個方案建立中間艙段三個貨艙長度,包含左、右舷和整個型深的有限元模型,然后通過ABS船級社軟件CSR Safeship Total Strength Assessment和有限元軟件MSC.Nastran分別進行加載和計算。

模型的前后端面分別取在FR90肋位和FR198肋位,橫向取整個船寬,垂向取整個型深。有限元模型坐標(biāo)原點取在FR0肋位、中縱剖面與基面的交點處,見圖1;計算分析僅針對艙壁結(jié)構(gòu)中部范圍內(nèi)艙壁板和壁凳的頂板、底板、側(cè)板進行,見圖2。

1.3 槽形艙壁應(yīng)力分析

圖2 方案1縱、橫艙壁von Mises包絡(luò)應(yīng)力云圖

對船中區(qū)域縱、橫艙壁整體結(jié)構(gòu)的von Mises應(yīng)力最大值、最小值和應(yīng)力分布評價因子(即應(yīng)力最小值除以最大值)進行統(tǒng)計,具體統(tǒng)計值見表2。由于縱、橫艙壁的交接處以及橫艙壁與內(nèi)舷側(cè)的交接處有局部應(yīng)力集中現(xiàn)象,需要在一個強框間距的范圍局部加強,在此不做詳細的定量研究。

表2 von Mises應(yīng)力統(tǒng)計表

從表2中可以看到,頂?shù)市北诘膬A斜角度、頂?shù)实母叨?、槽形尺寸等?都會對艙壁結(jié)構(gòu)的強度產(chǎn)生影響。數(shù)據(jù)顯示單面斜壁頂?shù)实膽?yīng)力分布最為均勻,其次為雙面直壁較矮頂?shù)?第三為雙面直壁頂?shù)?最后為橫艙壁無頂?shù)式Y(jié)構(gòu)形式。

上述結(jié)果是基于滿足共同規(guī)范尺度要求的構(gòu)件尺寸建模計算得出的,而各結(jié)構(gòu)形式下構(gòu)件的最小尺寸是不同的,結(jié)構(gòu)形式1和結(jié)構(gòu)形式2中的構(gòu)件尺寸是相同的,結(jié)構(gòu)形式3和結(jié)構(gòu)形式4的最小板厚都有所增加。如若采用相同的構(gòu)件尺寸,結(jié)構(gòu)形式1的優(yōu)勢將更加明顯。

雖然減小頂?shù)噬踔寥∠數(shù)士稍诤艽蟮某潭壬显黾优撊荨M足實際需求,但從結(jié)構(gòu)設(shè)計的角度上來說,尤其是對于大型船舶并不是最理想,如果不追求艙容最大化,建議采用有頂?shù)实慕Y(jié)構(gòu)形式,特別是較高的斜壁頂?shù)省?/p>

2 頂?shù)蕝?shù)優(yōu)化模型

2.1 結(jié)構(gòu)優(yōu)化模型

根據(jù)三艙段有限元分析結(jié)果可知,槽形艙壁采用斜壁頂?shù)式Y(jié)構(gòu)形式對于結(jié)構(gòu)強度方面是極其有利的。因此,在此基礎(chǔ)上,再針對橫艙壁頂?shù)实男北趦A斜角度這一參數(shù)進行優(yōu)化分析,采用MSC.Patran軟件建模加載,MSC.Nastran軟件計算,評估傾角對艙壁結(jié)構(gòu)的影響,尋找最佳傾斜角度和較優(yōu)范圍,供今后槽形艙壁結(jié)構(gòu)設(shè)計參考。

鑒于結(jié)構(gòu)形式1和結(jié)構(gòu)形式2中規(guī)范計算所得的最小構(gòu)件尺寸是相同的,本文所采用的優(yōu)化模型為板厚不變、槽形不變(槽深為1 090 mm、面板寬度為1 170 mm)、底凳結(jié)構(gòu)不變、頂?shù)矢叨葹? m不變,僅調(diào)整頂?shù)市北趦A斜角度θ,見圖3。

圖3 頂?shù)蕛?yōu)化參數(shù)示意圖

θ分別取0°(直壁)、5°、10°(2個肋位處)、15°、20°、24°(3個肋位處)、30°、35°(4個肋位處),其中貨艙區(qū)肋距為800 mm,具體取值見表3。

表3 頂?shù)蕛?yōu)化模型參數(shù)值

模型范圍縱向取11個肋位,其中橫艙壁底凳占3個肋位,底凳向船首和船尾各一個強框間距,即4個肋位;橫向取內(nèi)舷側(cè)至船中;垂向取內(nèi)底至甲板。模型中僅考慮主要的結(jié)構(gòu)構(gòu)件,加強結(jié)構(gòu)不包含在內(nèi)。

模型的總體坐標(biāo)系采用右手笛卡爾坐標(biāo)系,X方向為船長方向,指向船首;Y方向為船寬方向,自中縱剖面指向左舷;Z方向為型深方向,自基線指向甲板。

結(jié)構(gòu)模型的建立和載荷的施加過程中采用牛(N)、毫米(mm)、秒(s)的單位制。

2.2 邊界條件

有限元模型在結(jié)構(gòu)截斷處施加邊界條件,甲板和內(nèi)底板在截斷處施以x、y、z三方向的位移約束,橫艙壁艙壁板和壁凳在船中處縱艙壁的橫向截斷處施以x、y、z三方向的位移約束,橫艙壁艙壁板和壁凳在內(nèi)舷側(cè)的橫向截斷處施以x、z方向的位移約束。模型及邊界條件施加的示意圖見圖4。

圖4 θ=24°模型及邊界條件施加示意圖

2.3 載荷施加

模型上施加的載荷分為貨物壓力和甲板上水動壓力兩部分?？紤]隔艙裝載狀態(tài),假定橫艙壁向船尾方向一側(cè)為滿艙,向船首方向為空艙,液貨壓力以P=ρgH的方式施加于船尾一側(cè)的橫艙壁及內(nèi)底板上。

甲板上水動壓力Ps參考《油船結(jié)構(gòu)強度直接計算分析指南》[5]施加:

3 參數(shù)優(yōu)化計算

3.1 初步優(yōu)化

有限元的結(jié)果評估基于板單元中面應(yīng)力得到的von Mises應(yīng)力,主要參考三個值:應(yīng)力最大值、應(yīng)力最小值和應(yīng)力分布評價因子。由于本章的研究對象主要針對頂?shù)屎筒坌闻摫诎?并且液貨艙艙深較深,底凳和內(nèi)底板僅用于邊界條件和載荷的施加,不作為評價對象,而頂?shù)屎筒坌闻摫诎宓膽?yīng)力僅從三個評價因素的變化量上研究,量化應(yīng)力評估值見表4。

表4 應(yīng)力評估

從表4中可以看到,頂?shù)市北趦A斜角度的改變,對槽形艙壁板的影響較小,應(yīng)力最大值的變化在10 MPa左右,最小值幾乎無變化,且變化規(guī)律不明顯。但頂?shù)实膽?yīng)力變化顯著,傾斜角度過小或過大都是不利的,直壁時應(yīng)力最大值高達320 MPa,而傾斜15°～20°時應(yīng)力最大值還不到230 MPa,相差近100MPa,應(yīng)力最小值的變化也超過20MPa。

由計算結(jié)果可知,對頂?shù)市北诘膬A斜角度進行優(yōu)化研究分析是有必要的。當(dāng)槽形艙壁頂?shù)试O(shè)計為斜壁頂?shù)蕰r,設(shè)計合適的傾斜角度對降低應(yīng)力水平與減少應(yīng)力集中非常有幫助?，F(xiàn)根據(jù)應(yīng)力最小值除以最大值得到的應(yīng)力評價因子來看,該比值的最大值0.165 9出現(xiàn)在傾斜15°這一優(yōu)化結(jié)論,進一步優(yōu)化分析,確定相對最佳傾斜角度。

3.2 進一步優(yōu)化

現(xiàn)根據(jù)應(yīng)力評價因子在傾斜15°時出現(xiàn)最大值0.165 9這一初步優(yōu)化結(jié)論,進一步優(yōu)化分析,在傾斜角度15°附近再取12°、14°、16°和18°等四個角度進行計算,確定相對最佳傾斜角度。優(yōu)化參數(shù)取值見表5。

表5 頂?shù)矢鼉?yōu)模型參數(shù)值

結(jié)合初步優(yōu)化結(jié)果和進一步結(jié)算結(jié)果,將應(yīng)力評估統(tǒng)計值列于表6和圖5、圖6中。

表6 應(yīng)力評估統(tǒng)計表

圖5 槽形艙壁板應(yīng)力評估統(tǒng)計

圖6 頂?shù)式Y(jié)構(gòu)應(yīng)力評估統(tǒng)計

從圖表中可以清楚地看到,傾斜角度對于頂?shù)蕬?yīng)力分布的影響是有規(guī)律的。傾斜16°時應(yīng)力最大值為228MPa,最小值為39.1 MPa,應(yīng)力分布評價因子為0.171 5,應(yīng)力分布最為理想;對于槽形艙壁板的影響較小,無明顯的規(guī)律,應(yīng)力最大值為124MPa,最小值為24.6MPa,應(yīng)力分布評價因子為0.198 4。以上三個值并非最優(yōu)值,但仍為相對較優(yōu)值,因此,頂?shù)市北趦A斜的相對最優(yōu)角度為16°。

4 結(jié) 語

本文根據(jù)采用多種頂?shù)实牟坌闻摫诘膽?yīng)力分布情況比較結(jié)果,總結(jié)出在對艙容要求不是非常高時,槽形艙壁應(yīng)采用斜壁頂?shù)式Y(jié)構(gòu)形式,且頂?shù)矢叨炔灰颂?。并在此基礎(chǔ)上,通過改變頂?shù)市北诘膬A斜角度,優(yōu)化槽形艙壁頂?shù)示植拷Y(jié)構(gòu),由分析結(jié)果可知該角度的改變對于槽形艙壁板的影響較小,但對于頂?shù)实膽?yīng)力分布影響非常大,傾斜角度過小或過大都會導(dǎo)致應(yīng)力過高,產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象。

以該模型為例,頂?shù)矢?m,肋距為800 mm,其相對最優(yōu)傾角為16°;但當(dāng)頂?shù)市北趦A斜16°時,頂?shù)蕦挾燃s為2.5個肋位,不利于結(jié)構(gòu)的加強和保證結(jié)構(gòu)的連續(xù)性。傾斜角度在10°～24°之間,即l在2～3個肋位范圍內(nèi),頂?shù)实淖畲髴?yīng)力約為230 MPa,應(yīng)力變化很小,應(yīng)力分布情況也較好。從應(yīng)力評估統(tǒng)計數(shù)據(jù)可以看出,2個肋位時的應(yīng)力評價因子要優(yōu)于3個肋位時,從工程使用的角度上看,模型的最優(yōu)角度為2個肋位處的10°時。

實船在設(shè)計時可根據(jù)實際情況取值,在較優(yōu)的范圍內(nèi)將頂?shù)实膶挾仍O(shè)為肋位的整數(shù)倍,通常可取2～3個肋位寬度,這樣不僅有利于結(jié)構(gòu)加強和保證結(jié)構(gòu)連續(xù)性,也便于船廠施工建造。該優(yōu)化模型不僅可以用于橫艙壁結(jié)構(gòu)的設(shè)計,對縱艙壁的結(jié)構(gòu)設(shè)計也有同樣的參考價值。

[1] RINA Ltd.Significant Ships[J].Significant Ships.

[2] The Royal Institution of Naval Architects.Significant ships[J].Significant Ships.

[3] 劉政權(quán),文彥.70 000噸成品油/原油船中縱槽形艙壁優(yōu)化設(shè)計[C].2006中國大連國際海事論壇論文集,2006:220-225.

[4] IACS.Common Structural Rules for Double Hull Oil Tankers[S].2008,1.

[5] 中國船級社.油船結(jié)構(gòu)直接計算分析指南[S].北京:人民交通出版社,2003.

Local Optimization for Corrugated Bulkheads of Large Oil Tanker

He Xiaolei Yin Qun

corrugated bulkheads;gradient-wall of upper stool;obliquity;optimize

The article analyses the structural stress of the corrugated bulkheads with different types of upper stools by establishing FEM models covering three cargo tank lengths.Further studies of parameter optimization are done by changing the obliquity of the single gradient-wall of the transverse upper stool.In the end,the relatively best obliquity is derived based on the maximum and minimum reference stress,and the evaluation factors of stress distribution by FEM.The results can provide reference to the ship structural design.

2009-11-09

何皛磊(1985.06-),女,漢族,上海人,碩士,主要從事船舶與海洋工程結(jié)構(gòu)性能方面的研究。

尹 群(1964.06-),男,漢族,江西人,教授,主要從事船舶結(jié)構(gòu)力學(xué)方面的研究和教學(xué)工作。

U663.4

A

1001-9855(2010)05-0023-05