林文平 潘 登 梁 君 鄭素青

（青島北海船舶重工有限責(zé)任公司 青島266520）

引 言

雙層底結(jié)構(gòu)是主船體結(jié)構(gòu)設(shè)計的重要內(nèi)容，而雙層底肋板在雙層底梁系結(jié)構(gòu)中通常起著主向梁的作用，其數(shù)量眾多，且人員永久通道開孔、減輕/工藝孔、壓載管系等開孔均需在肋板上開設(shè)。

這些開孔功能各異，但都有其設(shè)置的必要性。如人員永久結(jié)構(gòu)通道（PMA）是SOLAS公約強制要求的內(nèi)容，減輕/工藝孔為建造施工需要，壓載管系開孔為系統(tǒng)功能需要等。

為有效且合理地設(shè)計雙層底肋板上的開孔，本文以某阿芙拉油船為母型，對其雙層底結(jié)構(gòu)進行有限元分析比較。擬從以下六個方面對其進行研究：雙層底肋板開孔大小對應(yīng)力的影響；雙層底肋板縱骨穿越孔補板的設(shè)計；開孔應(yīng)力沿艙長方向分布規(guī)律研究；兩種人員永久通道開孔形狀的對比分析；常用永久開孔的幾種加強方案對比分析；旁縱桁上縱骨穿越孔朝向分析。

該母型船的主要尺度參數(shù)如下：

船長LBP245.0 m

船寬B 44.0 m

型深H 21.2 m

結(jié)構(gòu)吃水d 15.0 m

雙層底高度h 2.57 m

肋板間距S 3.72 m

骨材間距s 0.83 m

本船雙層底設(shè)置一根中縱桁和左右舷各設(shè)置一根旁桁材，中縱桁與旁縱桁之間無其他縱桁。內(nèi)底縱骨高370 mm，外底縱骨高380 mm。

本文符號定義：

Φ——圓孔直徑，mm；

s——雙層底骨材間距，mm。

1 開孔大小對肋板應(yīng)力的影響

為研究雙層底肋板開孔的應(yīng)力影響，假定肋板兩端固支，貨物和舷外水載荷參考IACS共同結(jié)構(gòu)規(guī)范［1］。圖1為雙層底肋板開孔及位置示意圖。按此圖示選取開孔位置，研究考察圓孔直徑大小分別為 Φ=0 mm、Φ=100 mm、Φ=200 mm、Φ=300 mm、Φ=400 mm、Φ=500 mm、Φ=600 mm、Φ=700 mm，以及穿越孔Ⅰ和穿越孔Ⅱ的應(yīng)力變化規(guī)律。其中位置1受剪較大，位置3肋板承受彎矩最大，位置2介于兩者之間，詳見圖1。

圖1 雙層底肋板開孔及位置示意圖

穿越孔Ⅰ位于考察區(qū)域的上方，為拉入法型式縱骨穿越孔；穿越孔Ⅱ位于考察區(qū)域的下方，為插入法型式縱骨穿越孔，詳見圖2。

圖2 穿越孔Ⅰ和穿越孔Ⅱ的示意圖

為較準確地量化雙層底肋板開孔和穿越孔在不同位置時的應(yīng)力狀態(tài)，計算模型采納了板厚×板厚的網(wǎng)格尺寸。圖3截取了不同直徑開孔和穿越孔的應(yīng)力結(jié)果。

圖3 不同直徑開孔和穿越孔的應(yīng)力結(jié)果

為對應(yīng)力規(guī)律進行研究，現(xiàn)將不同直徑開孔與不同位置的相互組合情況下的應(yīng)力結(jié)果進行統(tǒng)計，詳見表1。

表1 圓孔周邊應(yīng)力統(tǒng)計表MPa

結(jié)合表1和圖4可以看出，越往肋板跨距中部，開孔尺寸對應(yīng)力大小的影響越不敏感；反之，越靠近肋板端部，開孔大小對應(yīng)力的影響越敏感。

圖4 圓孔應(yīng)力與直徑Φ以及Φ/s的關(guān)系圖

為比較圖2所示兩種穿越孔類型在不同位置的應(yīng)力響應(yīng)結(jié)果，對這兩種穿越孔類型（不設(shè)置補板）的應(yīng)力結(jié)果進行統(tǒng)計。見表2。

表2 穿越孔應(yīng)力統(tǒng)計表MPa

從表2可以看出，無論是穿越孔Ⅰ還是穿越孔Ⅱ，越靠近肋板端部位置，應(yīng)力越大，反之越小。肋板上的圓孔越大，對穿越孔應(yīng)力影響則越大，越靠近肋板端部區(qū)域，開孔大小對應(yīng)力的影響越敏感。

在位置1和位置2時，穿越孔Ⅰ的應(yīng)力值小于穿越孔Ⅱ，且應(yīng)力絕對值較大，為設(shè)計主要考慮要素；而在位置3時，穿越孔Ⅰ的應(yīng)力值略大，但絕對值相對其他兩個位置的應(yīng)力值較低，一般不作為設(shè)計考慮的主導(dǎo)要素?？梢姡诠こ淘O(shè)計中，穿越孔Ⅰ是較好的一種設(shè)計方案，但該設(shè)計方案對船廠的工藝要求較高。

綜上計算結(jié)果可以說明，無論采用穿越孔Ⅰ還是穿越孔Ⅱ，在工程設(shè)計中應(yīng)盡量避免在剪力成分占比較高的區(qū)域開孔［2］。

2 船底縱骨穿越孔的補板設(shè)計

由表2的計算結(jié)果可知，穿越孔Ⅱ相對穿越孔Ⅰ應(yīng)力偏高，故穿越孔Ⅱ是否設(shè)置補板，應(yīng)在滿載工況下對其應(yīng)力進行研究，參見下頁表3。

表3 有/無補板應(yīng)力對比表MPa

從表3計算結(jié)果可以看出，不同位置下的應(yīng)力結(jié)果相差較大，但無論位置如何變化，設(shè)置補板后的應(yīng)力降低了約10%。需說明的是，肋板上的縱骨穿越孔是否加設(shè)補板，還與縱骨的形狀及大小（高度）有關(guān)。

在工程設(shè)計中，不僅要考慮結(jié)構(gòu)的應(yīng)力響應(yīng)，還需要結(jié)合結(jié)構(gòu)的變形（剛度）進行考慮，以下選取了Φ = 400 mm時的變形結(jié)果，如圖5所示。

圖5 Φ = 400 mm時肋板及穿越孔變形圖

從圖5可見，位于端部的穿越孔在載荷作用下相對變形較大。結(jié)合對表3的分析，在工程設(shè)計中建議在肋板端部位置增設(shè)補板，可以有效提高結(jié)構(gòu)強度水平。

3 開孔應(yīng)力沿艙長方向的分布規(guī)律

第1/2部分為貨艙艙中的一塊肋板的研究結(jié)果，為研究整個艙段長度范圍的應(yīng)力分布規(guī)律，以下對貨艙長度范圍內(nèi)的肋板在規(guī)范［1］載荷下的粗網(wǎng)格（900 mm×900 mm）應(yīng)力和細網(wǎng)格（50 mm×50 mm）應(yīng)力進行對應(yīng)的比較分析。為排除在艙長范圍內(nèi)橫向結(jié)構(gòu)及板厚對開孔應(yīng)力結(jié)果的影響，本次考慮艙長范圍內(nèi)各肋板的板厚和骨材規(guī)格一致，開孔尺寸為800 mm×600 mm的腰圓孔在位置1和位置2計算結(jié)果見表4和下頁表5。

表4 B6-1工況應(yīng)力結(jié)果MPa

從表4和表5的計算結(jié)果可以看出，無論是滿載工況還是壓載工況，應(yīng)力均由艙中向兩端遞減。

受制于艙長范圍內(nèi)非對稱結(jié)構(gòu)的影響，最大應(yīng)力不是出現(xiàn)在艙中位置上，而是艙中向艏一個肋位上。

同一位置不同工況下的應(yīng)力放大系數(shù)（K）相差不大，不同位置的應(yīng)力稍微有所區(qū)別但相差不大。位置1的開孔應(yīng)力放大系數(shù)為2.40，位置2的開孔應(yīng)力放大系數(shù)為2.60。

表5 B7-1工況應(yīng)力結(jié)果MPa

4 兩種開孔形狀的對比分析

根據(jù)SOLAS公約第Ⅱ-1章第3-6.5.2條的要求，對于通過制蕩艙壁、肋板、桁材和強肋骨上的垂向開口最小尺寸不小于600 mm×800 mm，該設(shè)計見圖6（腰圓孔）；經(jīng)確認擔架上的負傷人員易于撤走時，作為替代的可接受尺寸為850 mm×620 mm，見圖7（梨形孔）。

圖6 方案1

圖7 方案2

為研究開孔形狀對肋板應(yīng)力的影響，對雙層底肋板上的開孔進行細化分析，按圖8及圖9所示選取開孔位置，據(jù)IACS 規(guī)范［1］的要求及某實船的裝載手冊進行加載研究，考察開孔周圍的應(yīng)力結(jié)果，詳見表4 -表7；開孔有限元模型［3-4］分別見圖10和圖11，網(wǎng)格尺寸為50 mm×50 mm；選取的裝載工況見圖12 -圖17（后文則以此工況釋義為準，不再重復(fù)表述）。

圖8 方案1開孔位置

圖9 方案2開孔位置

圖10 方案1有限元模型

圖11 方案2有限元模型

圖12 B3-2工況裝載情況

圖13 B4-1工況裝載情況

圖14 B6-1工況裝載情況

圖15 B7-1工況裝載情況

圖16 B8工況裝載情況

圖17 B10工況裝載情況

表6 位置1兩種開孔方案應(yīng)力值MPa

從表6 -表9以及圖18可以看出，兩種開孔方案及不同位置的應(yīng)力值隨著裝載工況的不同，其應(yīng)力大小變化很大；但無論位置如何變化，其應(yīng)力差距并不大。具有人體功能學(xué)形狀的替代型通道開孔在該型油船雙層底結(jié)構(gòu)上，最大應(yīng)力并無明顯改善。

表7 位置2兩種開孔方案應(yīng)力值MPa

表8 位置3兩種開孔方案應(yīng)力值MPa

表9 位置4兩種開孔方案應(yīng)力值MPa

圖18 位置1工況B7-1應(yīng)力云圖（單位：MPa）

5 肋板上人孔的補強方案

雙層底肋板的人孔補強方案通常有以下三種：

（1）方案1在開孔自由邊上設(shè)置面板，該方案不利于建造裝配。

（2）方案2在開孔邊緣肋板的一側(cè)設(shè)置環(huán)形筋，該方 案利于建造裝配。

（3）方案3在開孔上下方設(shè)置水平扁鋼，該方案利于建造裝配。

圖19 雙層底肋板的人孔補強方案

基于本文第4部分所述工況，按圖6 ~圖9所示的開孔形狀、大小以及位置用細化網(wǎng)格（~50 mm×50 mm）進行分析研究。表10 -表13分別列出了相應(yīng)的計算結(jié)果。

表10 位置1三種補強方案應(yīng)力值MPa

從表10 -表13可以看出：補強方案2的應(yīng)力較補強方案1增加約16%，補強方案3的應(yīng)力較補強方案1增加約47%。故可認為方案1是開孔邊緣最有效的補強形式。

表11 位置2三種補強方案應(yīng)力值MPa

表12 位置3三種補強方案應(yīng)力值MPa

表13 位置3三種補強方案應(yīng)力值MPa

6 旁桁材上縱骨穿越孔朝向分析

為最大限度地提高船體梁的剖面模數(shù)，在旁桁上的縱骨通常會設(shè)計成連續(xù)構(gòu)件并穿越肋板，故必須在肋板上開設(shè)骨材穿越孔。這種骨材穿越孔設(shè)置在旁桁材的船中一側(cè)還是舷側(cè)一側(cè)對船體梁的剖面模數(shù)并無大影響，但對肋板本身的結(jié)構(gòu)應(yīng)力卻有較大的影響，尤其是底邊艙趾端下的旁桁材處肋板，下面擬通過兩種方案進行對比分析。

肋板上的開孔位置及工況均與第4節(jié)相同，按照圖20所示肋板上兩種不同的穿越孔開孔位置朝向進行計算研究，其結(jié)果參見表14。

圖20 旁縱桁朝向設(shè)計的兩種方案

表14 兩種方案應(yīng)力表MPa

圖21 工況B7-1應(yīng)力云圖

從表14可以看出，除B10工況外，其他工況下方案2應(yīng)力均明顯小于方案1，而B10工況應(yīng)力絕對值較小，故設(shè)計中可以認為方案2優(yōu)于方案1。

7 結(jié) 論

本文雖然以某阿芙拉型油船工程項目為研究對象，但均為常規(guī)船舶載荷下的力學(xué)分析，對常規(guī)船舶雙層底肋板上的開孔或補強設(shè)計具有普遍意義。由上述研究，可得出如下結(jié)論：

（1）肋板開孔應(yīng)盡量避免設(shè)置在剪切應(yīng)力成分占比較大的位置；

（2）肋板端部處的縱骨穿越孔應(yīng)盡量采用拉入法型式穿越孔，或增加補板來提高結(jié)構(gòu)強度；

（3）肋板開孔應(yīng)力由艙中（艙中前/后1個肋位—與實際結(jié)構(gòu)有關(guān)）向兩端遞減，可根據(jù)應(yīng)力梯度設(shè)計板厚；

（4）不同肋位的肋板上開孔應(yīng)力放大系數(shù)相當，設(shè)計可根據(jù)粗網(wǎng)格應(yīng)力推算開孔應(yīng)力來節(jié)省設(shè)計時間；

（5）在本文算例中，梨形孔的應(yīng)力不比腰圓孔小，設(shè)計時應(yīng)根據(jù)實際項目謹慎考慮；

（6）在肋板開孔邊緣設(shè)置面板加強是比較有效的加強方式，但施工工藝成本相對較高，建議在應(yīng)力較大區(qū)域采用；

（7）底邊艙趾端下的旁桁材上，穿越孔設(shè)置在靠底邊艙一側(cè)，對輕量化設(shè)計有益。