顧俊，何建軍2，傅建鵬，彭亞康

(1.中國船舶及海洋工程設計研究院，上海 200011；2.江蘇韓通重工有限公司，江蘇 南通 226361)

傳統(tǒng)的設計一般將散貨船縱向艙口圍板設計成不連續(xù)的結構型式[1]，規(guī)范計算時不能計入船體梁總縱強度。此外，縱向艙口圍板趾端處的應力水平普遍較高，一旦設計時考慮的不夠周到，趾端處的裂紋常有發(fā)生[2-5]。散貨船艙口角隅處的應力通常也很高，海損也經(jīng)常發(fā)生[6]，疲勞強度也難以滿足。為此，考慮對傳統(tǒng)散貨船縱向艙口圍板進行結構優(yōu)化設計，把縱向艙口圍板做成連續(xù)的，將縱向艙口圍設計成參與船體梁總縱強度的結構形式，并且盡可能減小艙口縱桁高度，以減輕空船質(zhì)量，提高載貨量。

1 技術方案

計入總強度的散貨船艙口圍設計見圖1。

圖1 連續(xù)的縱向艙口圍板設計方案

縱向艙口圍高度在橫艙壁附近減小至600 mm以下，如圖2中標號為2的構件，方便人員通行以及系泊設備布置。從控制空船質(zhì)量的角度考慮，縱向艙口圍結構的材料屈服極限相對于主甲板可以提高一個等級。如主甲板材料為H36鋼，則縱向艙口圍結構采用H40；如主甲板采用H32鋼，則縱向艙口圍結構采用H36。當然，如果通過有限元分析能證明連續(xù)縱向艙口圍板的材料彈性屈服極限和主甲板保持一致仍能滿足規(guī)范要求，則連續(xù)縱向艙口圍板也可以和主甲板保持材料等級相同。

在縱向連續(xù)艙口圍板(圖1中標號為2的構件)已經(jīng)全部參與總強度的條件下，艙口圍板連續(xù)性的特征也提高了艙口縱桁(圖1中標號為3的構件)的抗剪切能力。因此，在保證局部施工空間的前提下，可以減小艙口縱桁高度，為提高頂邊艙斜板結構對船體梁剖面模數(shù)的貢獻和增加貨艙容積，艙口縱桁結構的高度應盡可能小。為了保證頂邊艙結構在艙口縱桁附近有足夠的施工空間，可以考慮將靠近船中的甲板縱骨(圖1中標號為4的構件)上翻至甲板以上；或者適當增加最靠近中縱剖面的甲板縱骨與艙口縱桁的間距。

2 設計驗證

以21萬t散貨船第6貨艙為研究對象，見圖2。各艙之間的縱向艙口圍板做成連續(xù)的結構形式，為了方便船員行走或不影響系泊布置，兩艙之間的艙口圍板高度盡可能小，尺寸為350 mm×24 mm(面板)+400 mm×24 mm(腹板)，取H36高強度鋼。

2.1 縱向艙口圍板連續(xù)對船體梁減重分析

載荷施加、工況選擇及邊界條件等均參照國際船級社協(xié)會頒布的關于《油船和散貨船的共同結構規(guī)范》[7](common structural rules for bulk carriers and oil tankers，CSR)2018版的要求，3艙段模型見圖3。

圖2 評估區(qū)域

圖3 中縱向艙口圍板連續(xù)設計方案的有限元模型

為了全面了解縱向艙口圍板連續(xù)性帶來的影響，對比7種方案，命名為case1～case7。case1為縱向艙口圍板不連續(xù)的原始方案；case2為縱向艙口圍板連續(xù)方案；case3～case7分別為縱向艙口圍板連續(xù)，且圖4中減薄區(qū)域減薄2、3、4、6、8 mm的方案。

圖4 減薄區(qū)域(不含艙口角隅處嵌厚板)

通過不斷減小圖4中減薄區(qū)域的板厚，但保持艙口角隅處的嵌厚板不變，使圖5中考察單元的平均von Mises應力和原始方案(case1)相等。

圖5 主甲板von Mises應力考察區(qū)域

7種方案應力結果對比見表1。

表1 主甲板考察區(qū)域的平均von Mises應力

注：平均von Mises應力為按單元面積加權平均。

對比case1和case2可以看出，當縱向艙口圍板連續(xù)后，主甲板的平均von Mises應力下降。對比case3～case7可以看出，當不斷減小圖4中減薄區(qū)域的板厚，主甲板的平均von Mises應力呈上升趨勢，當減薄區(qū)域的板厚減小6 mm時，case6的主甲板平均von Mises應力和case1相差的最小。因此，當縱向艙口圍板連續(xù)后，減薄區(qū)域的板厚可以減小6 mm，預估整個貨艙區(qū)可減小質(zhì)量41.54 t。不僅僅是圖4中減薄區(qū)域的板厚可以減小6 mm，主甲板的其余板列也可以減薄6 mm。之所以選擇靠近艙口角隅的板列，目的是提高艙口角隅厚板與相鄰板的剛度差，這樣就可以使艙口角隅的局部相對剛度變大，從而使艙口角隅的應力減小，疲勞壽命增加。此外，主甲板指定區(qū)域減薄6 mm后，屈曲利用因子為0.72，小于1.0，仍能滿足規(guī)范要求。

7種方案艙口角隅嵌厚板的平均von Mises應力見表2，當艙口圍板連續(xù)后和/或減薄區(qū)域的板厚減小時，艙口角隅嵌厚板的粗網(wǎng)格平均von Mises應力可以降低。

表2 艙口角隅處嵌厚板的平均von Mises應力

縱向艙口圍板von Mises應力云圖見圖6。

圖6 縱向艙口圍板von Mises應力云圖

對比圖6a)和圖6b)，當縱向艙口圍板連續(xù)后，且減薄區(qū)域的板厚減少6 mm，貨艙中部艙口圍板自身的von Mises應力從233.31 MPa增加到254.93 MPa，增大了9.24%。而且，case6兩艙之間的較矮的艙口圍板的von Mises應力比其艙中艙口圍板大41.56%，達到360.88 MPa，不滿足粗網(wǎng)格許用衡準(235/0.72=326 MPa)，考慮到此處粗網(wǎng)格建模與圖紙之間有差異,需要進行50 mm×50 mm的細網(wǎng)格分析，或者縱向艙口圍板采用H40鋼。

2.2 兩艙之間縱向艙口圍板連接處細網(wǎng)格計算

由于兩艙之間的縱向艙口圍板較艙中的艙口圍板高度有下降，此處可能會有應力突變，而且粗網(wǎng)格分析表明此處采用H36鋼不能滿足粗網(wǎng)格的衡準，有必要進行50 mm×50 mm的細網(wǎng)格分析。細網(wǎng)格計算結果顯示，連續(xù)縱向艙口圍板在突變處細網(wǎng)格的峰值von Mises應力為447 MPa，見圖7。

圖7 連續(xù)縱向艙口圍板在突變處細網(wǎng)格von Mises應力云圖(靜+動工況)

如采用H36鋼，也小于許用標準489 MPa。基于S×S(S為骨材間距)面積的平均von Mises應力為326 MPa，能滿足粗網(wǎng)格衡準326 MPa。證明縱向艙口圍板突變連接處能夠滿足共同結構規(guī)范要求。當然，如果縱向艙口圍板采用H40鋼，則更能滿足共同結構規(guī)范的要求。這說明縱向艙口圍板連續(xù)后，突變處的艙口圍板過渡結構可以滿足共同結構規(guī)范的要求。不連續(xù)的縱向艙口圍板趾端疲勞及細網(wǎng)格應力均難以滿足規(guī)范要求，需要進行多參數(shù)優(yōu)化才能得到比較滿意的趾端形狀，甚至需要局部加厚主甲板板厚。當縱向艙口圍板連續(xù)后，就不存在縱向艙口圍板趾端的高應力區(qū)及疲勞易發(fā)生區(qū)，消除了趾端疲勞裂紋隱患點。

2.3 縱向艙口圍板連續(xù)對艙口角隅處應力及疲勞強度的影響

通常，艙口角隅處的應力水平比較高，疲勞強度也難以滿足，是設計時的一個難點[8-9]，在設計時需要反復修改方案。選取case1和case6作為對比對象。case1方案角隅圓弧的應力和case6方案角隅圓弧的應力見圖8。

圖8 角隅圓弧的von Mises應力云圖

方案的對比見表3。

表3 方案對比

注：tn50為扣除一半腐蝕后的板厚。

相較于原始設計方案，case6角隅圓弧應力峰值降低4.69%，角隅圓弧自由邊處的疲勞壽命可增加37.64%。由此可見，縱向艙口圍板連續(xù)對艙口角隅處應力及疲勞均有改善，對艙口角隅圓弧自由邊的疲勞改善更為顯著。

3 結論

采用連續(xù)縱向艙口圍板設計方案來解決散貨船輕量化的問題，實現(xiàn)了主甲板區(qū)域輕量化的預期效果，而且能消除傳統(tǒng)散貨船縱向艙口圍板趾端疲勞問題，改善艙口角隅處的應力和疲勞，提高船體局部結構的承載能力，降低局部結構的失效概率。結果顯示，改善艙口角隅處的應力水平，通常是增加艙口角隅嵌厚板的板厚，但其實也可通過降低相鄰板的板厚來實現(xiàn)，其原理是增加艙口角隅局部的相對剛度來降低自身的應力水平。這種連續(xù)的縱向艙口圍板設計與傳統(tǒng)的不連續(xù)的艙口圍板設計有很大的不同，通過有限元的論證分析，可以應用于散貨船設計中。