葉步永， 張 濟(jì)， 翁旭輝， 劉在良

(1.揚(yáng)帆集團(tuán)股份有限公司， 浙江 舟山 316004； 2.浙江國際海運(yùn)職業(yè)技術(shù)學(xué)院， 浙江 舟山 316021)

0 引 言

船舶在海上航行時(shí)，船體結(jié)構(gòu)一直受到波浪力及船舶運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的慣性力作用，而波浪力和慣性力都是不斷交變的動(dòng)載荷，它們?cè)诖w結(jié)構(gòu)內(nèi)部引起交變應(yīng)力，造成結(jié)構(gòu)的疲勞損傷。汽車滾裝船(Pure Car and Truck Carrier， PCTC)上層建筑的特點(diǎn)導(dǎo)致橫向載荷較大，從而引起交變應(yīng)力也高于一般船舶，因此疲勞破壞是PCTC船舶結(jié)構(gòu)的主要破壞形式之一，疲勞問題越來越被重視[1-3]。

7 800 PCTC是揚(yáng)帆集團(tuán)股份有限公司建造的大型柔性設(shè)計(jì)的汽車滾裝船，具有建造難度高、科技附加值高的特點(diǎn)。該船全長(zhǎng)199.900 m，型寬36.450 m，型深34.275 m。全船分為13層甲板，設(shè)有2排立柱。該船主甲板以上采用柔性連接，通過柔性構(gòu)件的變形結(jié)構(gòu)獲得可運(yùn)動(dòng)性，以防止其發(fā)生撕裂。正是由于柔性設(shè)計(jì)的特點(diǎn)，PCTC船立柱是船體構(gòu)件的核心，承擔(dān)主要應(yīng)力。本文以二甲板連接處支柱為例，采用直接法評(píng)估疲勞壽命，基于DNV船級(jí)社的船體結(jié)構(gòu)疲勞評(píng)估規(guī)范，利用MSC. Nastran讀取并用插值法求得熱點(diǎn)應(yīng)力，最后根據(jù)S-N曲線對(duì)疲勞累計(jì)損傷進(jìn)行評(píng)估[4]。

1 疲勞分析計(jì)算全過程

1.1 疲勞計(jì)算模型

本文利用MSC.Nastran程序?qū)? 800 PCTC船進(jìn)行建模。根據(jù)全船有限元應(yīng)力評(píng)估結(jié)果，全船共選取76處區(qū)域進(jìn)行疲勞評(píng)估，本文選取的是其中一根立柱的二甲板連接處。疲勞模型網(wǎng)格大小根據(jù)規(guī)范要求需在1/2t～2t之間(t為鋼板厚度)，結(jié)合立柱區(qū)域整體的板厚，確定評(píng)估網(wǎng)格大小為50 mm ×50 mm，模型盡量采用四邊形網(wǎng)格。疲勞有限元模型如圖1所示。

圖1 疲勞有限元模型

1.2 載荷及工況

1.2.1 載荷工況內(nèi)容

根據(jù)DNV規(guī)范要求，7 800 PCTC船疲勞計(jì)算包含2個(gè)工況[5]，如表1和圖2所示。

表1 載荷工況

圖2 載荷工況示例

1.2.2 載荷工況主要參數(shù)的選取

(1) 傾斜工況LC1a的橫向加速度Pt計(jì)算公式為

Pt=(ρH+ms)0.51/hat

(1)

式中：ρH為貨物均布載荷；ms為每層甲板的自重；h為Weibull參數(shù)；at為波浪引起的橫向加速度。

(2) 傾斜工況LC1a的海水壓力Pe計(jì)算公式為

Pe=10ytan(Φ/2)

(2)

式中：y為載荷點(diǎn)距離船中的橫向距離。

(3) 傾斜工況載荷模型如圖3所示，分左傾和右傾。

圖3 LC1a工況模型載荷示例

(4) 正浮工況LC1b的垂向加速度Pv計(jì)算公式為

Pv=(ρH+ms)0.5av

(3)

式中：av為波浪引起的垂向加速度。

(5) 正浮工況LC1b的海水壓力Pe計(jì)算公式為

Pe=Pl-1.2(T-z)

(4)

(6) 正浮工況載荷模型如圖4所示。

圖4 LC1b模型載荷示例

1.3 疲勞評(píng)估

1.3.1 疲勞焊縫類型

疲勞焊縫類型分為3種：十字焊，非十字焊，標(biāo)準(zhǔn)節(jié)點(diǎn)(包括自由邊)。本文以1條十字焊縫為例進(jìn)行過程闡述，評(píng)估名義應(yīng)力如圖5所示，評(píng)估焊縫切口位置如圖5箭頭所示。

圖5 LC1a模型位置及主應(yīng)力圖

1.3.2 十字焊的切口應(yīng)力計(jì)算

公式如下：

Xs=t/2+Xwt·t

(5)

σh=(σm(Xs)+σb(Xs)·0.6)·β

(6)

σb=σs(Xs)+σm(Xs)

(7)

β因子選取90°計(jì)算公式：

β=1.20-0.04Xwt/t1+0.30(Xwt/t1)2

(8)

式(5)～(8)中：Xs為構(gòu)件端部到計(jì)算點(diǎn)的距離；t為板厚；Xwt為焊腳高度；σh為熱點(diǎn)應(yīng)力；σm(Xs)為Xs處的膜應(yīng)力；σs(Xs)為Xs處的表面應(yīng)力；σb(Xs)為Xs處的彎曲應(yīng)力。

1.3.3 有效熱點(diǎn)應(yīng)力

根據(jù)DNV規(guī)范，計(jì)算公式如下：

式(9)～(11)中： ΔσE為有效熱點(diǎn)應(yīng)力 ； Δσ1為第1次插值得到的應(yīng)力；Δσ2為第2次插值得到的應(yīng)力；Δσ⊥1為在模型中讀取的垂直方向應(yīng)力；Δσ‖1為在模型中讀取的平行方向應(yīng)力；τ‖1、Δτ‖1為在模型中讀取的平行方向剪切力；α為焊接因數(shù)，手工焊取0.9，自動(dòng)焊取0.8。

1.3.4 疲勞應(yīng)力讀取

讀取其中9個(gè)網(wǎng)格的主應(yīng)力，不僅需要包括上表面和下表面的主應(yīng)力，還需考慮平行、垂直和剪切等3個(gè)方向。通過二次插值，可求得焊接熱點(diǎn)上的主應(yīng)力，再根據(jù)式(5)～式(11)，求得熱點(diǎn)應(yīng)力，傾斜工況ΔσLC1a=202.564 MPa，正浮工況ΔσLC1b=102.963 MPa。

切口應(yīng)力還需考慮焊接因數(shù)和應(yīng)力集中因數(shù)：應(yīng)力集中因數(shù)在(t/25)0.25和1中取小者；焊接因數(shù)與焊縫的形式有關(guān)，全焊透焊接因數(shù)取1.05，深熔焊焊接因數(shù)取1.2，普通焊焊接因數(shù)取1.41[4]。

最終用于疲勞結(jié)構(gòu)評(píng)估的合成應(yīng)力Δσ0按下式計(jì)算：

式中：fm為平均應(yīng)力折減因數(shù)；ρi為修正因數(shù)，與hGM相關(guān)聯(lián)；ΔσLC1a為L(zhǎng)C1a工況的熱點(diǎn)應(yīng)力；ΔσLC1b為L(zhǎng)C1b工況的熱點(diǎn)應(yīng)力。

1.3.5S-N曲線選取

根據(jù)DNV規(guī)范要求選取D曲線[5]，非腐蝕環(huán)境焊縫采用Ⅰ曲線，非腐蝕環(huán)境基礎(chǔ)材料采用Ⅲ曲線，腐蝕環(huán)境基礎(chǔ)材料采用Ⅳ曲線，曲線的具體參數(shù)如表2所示，曲線如圖6所示。

1.3.6 節(jié)點(diǎn)總累計(jì)損傷度

本文選取支柱節(jié)點(diǎn)，屬于非腐蝕環(huán)境，節(jié)點(diǎn)的總累計(jì)損傷度Dn-c按下式計(jì)算：

表2 S-N曲線參數(shù)

圖6 S-N曲線

1.3.7 疲勞壽命

將數(shù)據(jù)代入式(13)得Dn-c=1.051

2 結(jié) 語

(1) 本文通過7 800 PCTC船立柱的1條典型焊縫的疲勞評(píng)估，闡述疲勞評(píng)估的主要裝載工況、疲勞載荷、應(yīng)力范圍的計(jì)算合成、熱點(diǎn)應(yīng)力的計(jì)算以及切口應(yīng)力考慮的主要系數(shù)選取，另對(duì)疲勞年限評(píng)估各參數(shù)選取也有說明。

(2) 最終計(jì)算結(jié)果顯示，該焊縫的疲勞年限是19 a，小于設(shè)計(jì)要求的20 a。優(yōu)化方法主要有：①改善焊縫形狀，如打磨焊縫表面、打磨焊縫在焊趾處的圓角；②減少焊接殘余應(yīng)力，如敲擊、熱處理等；③增加結(jié)構(gòu)板厚、新增疲勞肘板等以減少名義應(yīng)力。根據(jù)實(shí)際情況，最終船廠選取的方法是第①、②點(diǎn)。

(3) 疲勞評(píng)估除了與應(yīng)力結(jié)果有關(guān)外，還與焊接形式、材質(zhì)、初穩(wěn)心高h(yuǎn)GM值等有關(guān)。這些因素在疲勞評(píng)估中也非常重要，其中hGM值對(duì)于PCTC船取值非常重要，須綜合考慮。

(4) 支柱區(qū)域應(yīng)力已通過全船有限元應(yīng)力和屈曲評(píng)估，但疲勞年限不足情況還存在，本文再次證明PCTC船支柱疲勞評(píng)估的重要性。

(5) 希望本文能夠?yàn)槠渌笮蚉CTC船疲勞評(píng)估提供一定的理論參考。