楊奇，薛鴻祥，劉洋，蔡忠云，唐文勇

(1.上海交通大學(xué) a.海洋工程國家重點(diǎn)實(shí)驗室；b.高新船舶與深海開發(fā)裝備協(xié)同創(chuàng)新中心，上海 200240；2.中國船級社規(guī)范與技術(shù)中心，上海 200135)

基于CSR-H規(guī)范的大型礦砂船艏貨艙結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析改進(jìn)方法

楊奇1，薛鴻祥1，劉洋1，蔡忠云2，唐文勇1

(1.上海交通大學(xué) a.海洋工程國家重點(diǎn)實(shí)驗室；b.高新船舶與深海開發(fā)裝備協(xié)同創(chuàng)新中心，上海 200240；2.中國船級社規(guī)范與技術(shù)中心，上海 200135)

基于CSR-H規(guī)范要求對大型礦砂船艏貨艙結(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元直接計算，實(shí)船分析發(fā)現(xiàn)，在某些壓載工況條件下，按CSR-H要求進(jìn)行剪力彎矩調(diào)整時，由于局部修正彎矩過大將造成船體艏部上甲板等結(jié)構(gòu)局部大變形現(xiàn)象。結(jié)合大型礦砂船艙室布置、外載荷特點(diǎn)以及剪力彎矩調(diào)整計算原理，分析相關(guān)原因，提出改進(jìn)方法，可有效避免礦砂船艏貨艙強(qiáng)度分析中因局部結(jié)構(gòu)大變形而造成計算結(jié)果失真的問題。

共同結(jié)構(gòu)規(guī)范；大型礦砂船；艏貨艙；結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析；船體梁載荷

大型礦砂船(VLOC)是特殊的專用散裝貨船，在艙室布置與結(jié)構(gòu)形式上與普通散貨船有著較大的差異。目前對大型礦砂船的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析主要基于各船級社規(guī)范中的直接計算方法，通過建立有限元模型進(jìn)行計算。羅秋明等[1]在綜合散貨船共同結(jié)構(gòu)規(guī)范以往集裝箱船、散貨船等全船有限元分析經(jīng)驗的基礎(chǔ)上，對超大型礦砂船的全船結(jié)構(gòu)強(qiáng)度評估方法進(jìn)行了探討。左照海等[2]采用DNV規(guī)范對38.8萬t大型礦砂船進(jìn)行了船體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度直接計算。樊祥棟等[3]基于ABS規(guī)范對25萬t大型礦砂船貨艙段結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行了有限元分析。

CSR-H規(guī)范于2015年7月1日正式生效[4]。在原CSR規(guī)范[5-6]的基礎(chǔ)上，CSR-H規(guī)范對目標(biāo)船的載荷、有限元分析、疲勞強(qiáng)度要求、屈曲強(qiáng)度要求、規(guī)范性要求等方面進(jìn)行了協(xié)調(diào)[7]，并根據(jù)GBS要求補(bǔ)充了剩余強(qiáng)度、結(jié)構(gòu)冗余度分析等內(nèi)容，規(guī)范內(nèi)容更加全面、更加強(qiáng)調(diào)計算分析的作用[8]。在進(jìn)行直接強(qiáng)度分析時，CSR-H規(guī)范要求直接強(qiáng)度分析覆蓋全船所有貨艙，增加了對艏艉貨艙的強(qiáng)度分析要求[9]。

本文參照CSR-H規(guī)范要求，對某大型礦砂船艏貨艙的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行了分析，通過計算發(fā)現(xiàn),在部分壓載工況下存在艏部上甲板變形過大的失真現(xiàn)象。結(jié)合CSR-H規(guī)范的剪力彎矩調(diào)整方法，分析模型艏部變形過大問題產(chǎn)生的原因，并根據(jù)實(shí)船結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，提出改進(jìn)分析方法。

1 基于CSR-H規(guī)范的艏貨艙分析要求

1.1 模型范圍及邊界條件

CSR-H規(guī)范[10]要求貨艙有限元模型縱向范圍覆蓋3個貨艙長度。對艏貨艙進(jìn)行分析時，艙段模型包括第二貨艙、艏貨艙及艏尖艙?？紤]到船體梁載荷調(diào)整時需在端部施加節(jié)點(diǎn)力，模型前端應(yīng)延伸至船體最前端的加強(qiáng)肋或強(qiáng)框所在的橫剖面。該加強(qiáng)肋或強(qiáng)框須保證由基線至強(qiáng)力甲板的連續(xù)，模型后端延伸至第二貨艙后艙壁。艏貨艙有限元模型的端部邊界條件見表1。

表1 艏貨艙模型端部邊界條件

1.2 船體梁載荷調(diào)整方法

根據(jù)CSR-H規(guī)范要求，艙段模型局部加載后，需進(jìn)行船體梁載荷調(diào)整，將目標(biāo)位置的剪力彎矩調(diào)整至規(guī)定的目標(biāo)值，船體梁載荷目標(biāo)值通過考慮等效設(shè)計波的全船剪力彎矩規(guī)范公式計算得到。船體梁載荷調(diào)整按照縱向不平衡力調(diào)整、剪力調(diào)整、彎矩調(diào)整、轉(zhuǎn)矩調(diào)整的順序依次進(jìn)行，流程見圖1。

船體梁剪力調(diào)整是對艙段模型目標(biāo)貨艙前后橫艙壁處的剪力進(jìn)行修正，使其達(dá)到目標(biāo)值，有方法1和方法2兩種方法。方法1調(diào)整一個艙壁的剪力，通過在模型前后端部施加彎矩實(shí)現(xiàn)；方法2調(diào)整兩個艙壁的剪力，除了在模型前后端部施加彎矩之外，還在每一個橫框架處施加垂向載荷。

剪力調(diào)整方法1端部施加彎矩大小如下。

(1)

剪力調(diào)整方法2端部施加彎矩大小如下。

(2)

式中:MY_fore、MY_aft為剪力調(diào)整在艙段模型艏端部和艉端部施加的垂向彎矩；xfore、xaft為艙段模型艏端部和艉端部的x坐標(biāo)值；Qtarg-fwd、Qtarg-aft為艏貨艙前艙壁和后艙壁的剪力目標(biāo)值；Qfwd、Qaft為由局部載荷引起的艏貨艙前艙壁和后艙壁的剪力值。

船體梁彎矩調(diào)整包括垂向彎矩調(diào)整和水平彎矩調(diào)整，評估目標(biāo)為艏貨艙時，彎矩調(diào)整要求在艙段模型的所有橫框架和橫艙壁位置處施加彎矩，見圖2。

以垂向彎矩調(diào)整為例，每個橫框架處施加的垂向彎矩大小mvi計算依據(jù)如下。

(3)

式中:i為第i個橫框架對應(yīng)編號；nt為沿縱向的剖面總數(shù)；mvi為在橫框架i處施加的垂向彎矩值；Mv-targ(i)為第i個橫框架目標(biāo)垂向彎矩；MV-FEM(i)為第i個橫框架由局部載荷引起的垂向彎矩；Mlineload(i)為第i個橫框架因剪力調(diào)整方法2施加的線載荷引起的垂向彎矩；MY_aft為剪力調(diào)整在艙段模型端部施加的垂向彎矩；xi為第i個橫框架對應(yīng)的x坐標(biāo)值；xfore，xaft為艙段模型艏端部和艉端部的x坐標(biāo)值。

2 實(shí)例分析

以某大型礦砂船為例，根據(jù)CSR-H規(guī)范要求對艏貨艙進(jìn)行直接強(qiáng)度分析，艏貨艙艙段的有限元模型見圖3。

選取裝載模式為艏貨艙壓載，波浪載荷為表2所列的3種等效設(shè)計波工況。

表2 計算工況

局部載荷加載后，按照圖1所示流程進(jìn)行船體梁載荷調(diào)整。根據(jù)CSR-H規(guī)范要求，工況1、3由于前后艙壁處剪力值均超過目標(biāo)值，需采用方法2調(diào)整；工況2僅后艙壁處剪力值超過目標(biāo)值，可采用方法1調(diào)整。由式(1)和式(2)可求得3組工況下剪力調(diào)整在端部施加的彎矩，見表3。

剪力調(diào)整完畢后進(jìn)行船體梁彎矩調(diào)整，由式(3)可求得3組工況下彎矩調(diào)整在各個橫框架處施加的垂向彎矩。3組工況下因船體梁剪力和彎矩調(diào)整在模型艏端部施加的垂向彎矩值見表4。

表3 各工況剪力調(diào)整對比

表4 各工況剪力彎矩調(diào)整在艏端部 施加垂向彎矩值對比 N·mm

3組工況下，船體梁載荷調(diào)整后艙段模型船體梁的變形見圖4。

由圖4可見，工況1、3在經(jīng)過船體梁載荷調(diào)整后，船體梁出現(xiàn)了與中垂工況不符的中拱變形響應(yīng)，且艏部上甲板等結(jié)構(gòu)出現(xiàn)變形過大現(xiàn)象；工況2船體梁載荷調(diào)整后艙段模型船體梁變形正常。

由式(1)～(2)及表3和表4可知，對工況1、3，艏貨艙前后艙壁調(diào)整前的剪力值均超過了剪力目標(biāo)值，且差異較大，導(dǎo)致使用方法2進(jìn)行剪力調(diào)整時在模型端部施加的垂向彎矩過大；對于工況2，艏貨艙前艙壁調(diào)整前剪力值小于目標(biāo)值，僅需使用方法1對后艙壁處剪力進(jìn)行調(diào)整，所施加的端部垂向彎矩較小。工況1、3在端部施加的垂向彎矩值較為接近，約為工況2的4～6倍，這是引起船體梁艏部變形過大的直接原因。因此，本實(shí)例中艏部變形過大問題本質(zhì)上是艏貨艙前艙壁處調(diào)整前剪力值與剪力目標(biāo)值差異過大引起的。在艏貨艙壓載模式下艙段模型的受力見圖5。

進(jìn)行受力分析，可求得調(diào)整前的前艙壁處剪力Qfwd：

(4)

將式(4)化簡為關(guān)于艙長l1的形式：

(5)

對Qfwd求導(dǎo)可得：

(6)

為適應(yīng)所載貨物的特點(diǎn)，大型礦砂船的壓載艙艙容遠(yuǎn)大于常規(guī)的散貨船，壓載載荷較大。在本實(shí)例中，q2≈2q1，第二貨艙艙長l1=55.6 m，艏貨艙艙長l2=33.36 m。由式(6)可知，l1≥l2時，Qfwd(l1)≤0，即l1≥l2時剪力Qfwd隨l1單調(diào)遞減。l1與l2比值越大，艏貨艙前艙壁處調(diào)整前剪力值Qfwd越小，與目標(biāo)值差異越大，船體梁載荷調(diào)整施加的艏部垂向彎矩越大。

本實(shí)例中第二貨艙艙長l1遠(yuǎn)大于艏貨艙艙長l2，導(dǎo)致艏貨艙前艙壁處剪力值遠(yuǎn)小于目標(biāo)值，船體梁剪力調(diào)整在艏部施加彎矩過大，引起艏部上甲板變形過大等現(xiàn)象。在進(jìn)行艏貨艙結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析時，需合理的選擇艙段模型的貨艙長度，以改善計算結(jié)果，避免變形過大問題。

3 艏貨艙強(qiáng)度分析的改進(jìn)方法

由于第二貨艙與艏貨艙艙長比懸殊，導(dǎo)致模型艏部施加彎矩過大，艏部出現(xiàn)變形失真現(xiàn)象。為解決該問題，考慮到第二貨艙壓載艙水密橫艙壁處的橫向剛度較大，本文在該艙壁處對礦砂船第二貨艙進(jìn)行截斷處理，使各計算艙室艙長接近，改進(jìn)前后的艙段模型艙長對比見圖6與表5。

第二貨艙參數(shù)改進(jìn)前改進(jìn)后艙室長度/m55.60 28.9艙室體積/m334985.0017798.0裝載量/t50278.8425578.9

對改進(jìn)后的艙段模型進(jìn)行計算，由于剪力調(diào)整的目標(biāo)值與艙段模型長度無關(guān)，改進(jìn)前后保持不變。改進(jìn)前后船體梁載荷調(diào)整前的剪力值對比見表6。

表6 改進(jìn)前后各工況調(diào)整前剪力值對比 kN

由表6可知，改進(jìn)后艏貨艙前后艙壁處剪力均顯著減小，低于目標(biāo)值，根據(jù)規(guī)范要求，不需要進(jìn)行額外的剪力調(diào)整。由式(1)～(3)可求得改進(jìn)后3組工況下船體梁載荷調(diào)整在艏部施加的垂向彎矩，改進(jìn)前后艏端部垂向彎矩值對比見表7。

表7 改進(jìn)前后各工況艏部垂向彎矩值對比

由表7可知，對原艙段模型進(jìn)行截斷處理后，剪力分布更加均勻，前后艙壁剪力顯著減小，因此船體梁載荷調(diào)整施加的艏部垂向彎矩顯著減小。工況1、3改進(jìn)前后的模型艏部變形對比見圖7。

由圖7可知，改進(jìn)前艏部上甲板變形過大的工況1、3在改進(jìn)處理后變形有明顯改善，可有效避免因彎矩過大而產(chǎn)生的艏部局部變形失真問題。為研究模型改進(jìn)對結(jié)構(gòu)強(qiáng)度計算結(jié)果的影響，本文對3組工況改進(jìn)前后的艏貨艙區(qū)域應(yīng)力分布進(jìn)行了對比，見圖8。

由圖8可知，3組工況下改進(jìn)前后模型艏貨艙區(qū)域主要構(gòu)件的應(yīng)力水平基本一致。改進(jìn)方案可有效克服工況1、3因剪力彎矩調(diào)整造成的艏部上甲板變形過大和局部區(qū)域應(yīng)力集中的弊端，對改進(jìn)前變形正常的工況2則基本沒有影響。

4 結(jié)論

1)由于艏貨艙與第二貨艙艙長比懸殊，引起剪力分布不均，局部載荷加載后前艙壁處產(chǎn)生的剪力值與剪力目標(biāo)值差異過大，按規(guī)范要求對船體梁剪力調(diào)整時，在艏端部施加的垂向彎矩過大，最終導(dǎo)致艏部上甲板變形失真。

2)在進(jìn)行艏貨艙直接強(qiáng)度分析時，建議合理選取艙段模型第二貨艙的長度，以利有效地避免艏部變形過大問題，從而保證直接強(qiáng)度分析的準(zhǔn)確性。

[1] 羅秋明,薛鴻祥,唐文勇.45萬t級超大型礦砂船全船結(jié)構(gòu)有限元分析[J].船舶工程,2010,32(2):8-12.

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[3] 樊祥棟,陸紅干.大型礦砂船貨艙段結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的有限元分析[J].船舶設(shè)計通訊,2012(1):21-24.

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[6] IACS. Common structural rules for double hull oil tankers[S]. IACS,2006.

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[9] 嚴(yán)衛(wèi)祥,夏利娟,王從晶.基于CSR的散貨船最艏艉貨艙結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析[J].艦船科學(xué)技術(shù),2014,36(6):48-53.

[10] IACS. Common structural rules for bulk carriers and oil tankers[S]. IACS,2014.

A Modified Method for Direct Strength Analysis of Foremost Cargo Hold of Very Large Ore Carrier Based on Harmonized Common Structure Rules

YANG Qi1, XUE Hong-xiang1, LIU Yang1, CAI Zhong-yun2, TANG Wen-yong1

(1 a.State Key Laboratory of Ocean Engineering; b.Collaborative Innovation Center for Advanced Ship and Deep-Sea Exploration, Shanghai 200240, China；2.Rules & Technology Center, China Classification Society, Shanghai 200135, China)

The direct strength analysis of VLCO foremost cargo hold was conducted according to CSR-H requirements. In some ballast conditions, local large deformation was found on bow upper deck and other bow structures, due to the vertical bending moment is too large in the CSR-H hull girder loads adjustment. Based on the cabin layout of VLOC, characteristics of external loads and principles of hull girder loads adjustment, the reason of the large deformation was analyzed. A modified method was proposed, which can effectively avoid distortions of the calculation results caused by local large deformation in the strength analysis.

CSR-H; very large ore carrier; foremost cargo hold; direct strength analysis; hull girder loads

10.3963/j.issn.1671-7953.2017.02.003

2016-08-19

上海市青年科技啟明星計劃(16QA1402300)

楊奇(1993—)，男，碩士生

U663.83；U661.43

A

1671-7953(2017)02-0012-05

修回日期：2016-09-08

研究方向:船舶結(jié)構(gòu)強(qiáng)度