高 嵩 吳定凡

（上海船舶研究設計院，上海201203）

0 前言

上海船舶研究設計院（SDARI）研發(fā)團隊以“設計精品”的理念開發(fā)大型雙相不銹鋼化學品船，以過硬指標和優(yōu)異服務贏得船東Odfjell青睞。該船是SDARI最新設計的大型不銹鋼二類化學品船，貨艙周界全部采用雙相不銹鋼建造，最大滿載貨物密度為1.67 t/m3，艙容達54 000 m3。船體結構滿足共同規(guī)范（HCSR）、MARPOL及IBC雙殼雙底的要求。貨艙橫艙壁采用水平槽型。相對于常規(guī)成品油輪，該船貨艙數(shù)量較多，達33個，其中中貨艙13個、邊貨艙20個。貨艙長度較短、貨物密度多樣、壓力閥閥壓亦不相同。除此之外，為了滿足船東要求，該船還有幾處中貨艙和邊貨艙的槽型艙壁不對齊的布置，增加了結構設計的難度。

1 結構型式

化學品船的結構型式一般分為兩種：

1）垂直槽型橫艙壁和垂直槽型縱艙壁的組合；

2）水平槽型橫艙壁和中隔艙的組合。

前者在艙容、施工和結構可靠性方面有優(yōu)勢，而后者在不銹鋼重量控制及船舶使用維護方面有優(yōu)勢［1］?？刂撇讳P鋼用量和維護保養(yǎng)的便利性是此類船型降低成本和吸引船東的重要因素，因此該船貨艙結構型式采用后一種方式。典型橫剖面圖見圖1。

圖1 49 000 DWT化學品船橫剖面圖

2 直接計算

該船有CSR入級符號，因而整個貨艙區(qū)的艙段結構強度分析是強制的［2］?？紤]到該船貨艙多且布置復雜（如圖2所示）。全船分為7個大“貨艙”進行分析評估。其中，CH1屬于首貨艙；CH2、CH3屬于前體貨艙；CH4、CH5、CH6 屬于中體貨艙；CH7 屬于尾貨艙。由于不同區(qū)域艙段直接計算所用的貨艙裝載模式及其相應的動載荷是不同的，考慮到CH4和CH5結構基本對稱等因素，所以最終選取CH1、CH2、CH3、CH4、CH6、CH7 分別作為目標艙進行分析。

圖2 49 000 DWT化學品船總圖

艙段有限元分析包含粗模分析、細模分析等。粗模分析是指評估船體主要支撐構件的強度，細模分析是指評估局部結構細節(jié)的強度。

2.1 模型

模型縱向范圍包含3個貨艙長度，橫向包括左、右兩舷，垂向從船底板到甲板橫梁。CH4的模型如圖3所示。

2.2 邊界

該船中間艙采用HCSR規(guī)范中第1部分第7章2.5節(jié)表2所示的邊界［2］，即：后端面的獨立點約束δy、δz，并加上繞X軸的扭矩；前端面的獨立點約束δy、δz、θx；中縱剖面和內(nèi)底前端交點約束 δx。

2.3 載荷工況

考慮到該船艙室布置復雜，除了常規(guī)的HCSR油船計算工況［2］，下表列出的工況均為新增工況，以校核目標艙艙中的橫向槽型艙壁以及其相鄰的縱艙壁、中隔艙強框等相關構件。表1列出了新添加的CH4的載荷工況，限于篇幅，其他貨艙新增的計算工況不再羅列。

圖3 CH4模型

表1 CH4載荷工況

3 結果分析

3.1 粗模分析

3.1.1 舷側外板和外底板

目標艙空，深吃水工況造成舷側外板、外底板橫向壓應力較大，按原始板厚計算，舷側外板、外底板最大的屈曲利用因子分別為1.37/1.16，均超出衡準；加屈曲筋再計算，其最大屈曲利用因子分別降至0.99/0.98，滿足衡準，具體數(shù)據(jù)對比見表2。

表2 舷側外板和外底板屈曲強度

3.1.2 內(nèi)殼和縱艙壁

邊貨艙滿，淺吃水工況造成內(nèi)殼橫向壓應力較大，按原始板厚計算，內(nèi)殼最大屈曲利用因子為1.69，超出衡準；加屈曲筋再計算，其最大屈曲利用因子降至0.94，滿足衡準；中貨艙雖然貨物密度更大，板格的橫向壓應力也較大，但由于中隔艙肋板間距為舷側肋板間距的一半，屈曲強度并未發(fā)現(xiàn)問題。具體數(shù)據(jù)對比見表3。

表3 內(nèi)殼和縱艙壁屈曲強度

3.1.3 中縱桁

中貨艙間隔裝工況，中縱桁端部承受了不少垂向載荷引起的剪力，因而對中縱桁端部予以插厚以改善應力水平。按原始板厚計算，端部最大合成應力為339 MPa，超出衡準；增加6 mm板厚再計算，端部最大合成應力為270 MPa，滿足衡準，具體數(shù)據(jù)對比見表4。

表4 中縱桁屈服強度

3.1.4 水平桁

品字裝工況，中貨艙和邊貨艙的壓差會在中隔艙水平桁的端部引起較大剪應力，無論屈服強度還是屈曲強度都有問題。類似的，邊貨艙和海水的壓差也會在雙殼水平桁的端部引起較大剪應力，此均可通過增加板厚解決。除此之外，該船型深較深，中貨艙寬度比邊貨艙寬，中貨艙貨物密度也比邊貨艙大，且中隔艙寬度小于雙殼寬度，所以中隔艙縱骨的相對變形存在較大問題，原結構形式縱骨的相對變形接近20 mm，最終通過增加2條水平桁，使縱骨的相對變形值降到合理水平，具體數(shù)據(jù)見表5。圖4～圖5分別顯示原結構形式和修改結構形式的水平桁屈服計算結果。

表5 中隔艙縱骨相對變形

圖4 原結構形式水平桁屈服計算結果

圖5 修改結構形式水平桁屈服計算結果

3.1.5 槽型艙壁

由于中貨艙貨物密度較大，艙室寬度較寬，通過增加板厚來解決槽型艙壁下部屈服強度問題及中/上部屈曲強度問題。除此之外，槽型艙壁端部的折角點以及其與中隔艙水平桁的交點容易出現(xiàn)應力集中，因而很可能在槽條端部增加板厚。

3.2 細模分析

3.2.1 槽型艙壁端部

為了考察槽型艙壁端部折角點以及槽型艙壁與中隔艙水平桁交點的高應力區(qū)域，且考慮到橫向槽型艙壁板厚隨高度變化的特點，該船做了大量的細化分析，最終為在槽型艙壁端部、中隔艙水平桁、垂直強框局部增加板厚提供了設計依據(jù)。圖6為目標艙后端FR133槽型艙壁與中隔艙構件的屈服應力計算結果。其中：細節(jié)1顯示出水平桁與槽型艙壁交點處的應力集中，該位置最大合成應力為424 MPa；細節(jié)2顯示在槽型艙壁折角點處的應力集中，該位置最大合成應力是514 MPa，均滿足衡準。

圖6 槽型艙壁與中隔艙構件屈服應力計算結果

3.2.2 舷側肋板底部

舷側肋板底部的永久檢驗通道（PMA）由于貨物與海水壓差較大，所以該區(qū)域容易出現(xiàn)強度問題；此外，折角（knuckle）點的疲勞也要重點考核，因而做了細模分析和疲勞分析，根據(jù)計算結果，舷側肋板底部作了相應插厚板處理。圖7為應力最大處舷側肋板底部的屈服計算結果。其中：細節(jié)3顯示出knuckle點的應力集中，該位置最大合成應力為537 MPa；細節(jié)4顯示出舷側肋板底部PMA周圍的高應力，該位置最大合成應力是539 MPa，均滿足衡準。

3.2.3 中隔艙肋板底部

圖7 舷側肋板底部屈服計算結果

中隔艙肋板底部PMA和knuckle點由于中貨艙的壓力大，該區(qū)域容易出現(xiàn)強度問題，因而做了細化分析，根據(jù)計算結果，中隔艙肋板底部作了相應插厚板處理。圖8為應力最大處中隔艙肋板底部的屈服計算結果。其中：細節(jié)5顯示出中隔艙肋板knuckle點的應力集中，該位置最大合成應力為542 MPa；細節(jié)6顯示出中隔艙肋板底部PMA周圍的高應力，該位置最大合成應力是410 MPa，均滿足衡準。

圖8 中隔艙肋板底部屈服計算結果

3.2.4 橫梁趾端

橫梁趾端設計初期考慮到應力集中，腹板作圓弧過渡處理，面板作厚度減薄和削斜處理，細節(jié)7的最大合成應力是344 MPa，滿足強度要求。圖9為應力最大處橫梁趾端的屈服計算結果。

圖9 橫梁趾端屈服計算結果

4 結語

化學品船貨艙數(shù)量較多，單艙艙長相對較短，貨物密度多樣，壓力閥閥壓亦不相同，因而計算工況較多且雜。對于橫向槽型艙壁和中隔艙組合結構型式的化學品船而言，橫向槽型艙壁和其相鄰構件的強度分析是此類船的重點，本文以49 000 DWT化學品船為例，著重介紹了中體3艙段有限元的計算工況、主要構件的屈服屈曲成因及解決方案，結構設計中應關注的區(qū)域歸納如下：

1）中貨艙貨物密度較大，艙室寬度較寬，且中隔艙寬度小于雙殼寬度，容易引起中隔艙縱骨相對變形較大的問題。設計初期應該考慮在中隔艙內(nèi)設置合理的水平桁數(shù)量及間距，以便于該問題的解決。

2）水平槽的結構型式?jīng)Q定了在裝載貨物時，槽條的端部彎矩不小，雖然槽條腹板和面板之間采取圓弧過渡以降低槽條與相鄰構件的應力水平，但依然容易產(chǎn)生應力集中。此外，中隔艙水平桁與槽型相交處均為硬點，也會產(chǎn)生應力集中。通過局部插厚板可以解決該強度問題，但應盡量控制插厚板的數(shù)量和板規(guī)，以便于船廠施工。

3）舷側外板、內(nèi)殼板、縱艙壁在貨物和海水的壓力下，容易產(chǎn)生橫向屈曲，可通過加垂向屈曲筋以提高板格的屈曲強度。

4）雙層底縱桁和肋板端部剪應力較大，容易產(chǎn)生屈服問題，通過插厚板可以有效降低剪應力以滿足屈服強度要求。