唐首祺，劉寧*，任慧龍

1 哈爾濱工程大學(xué) 船舶工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001

2 船舶與海洋工程技術(shù)國際合作聯(lián)合實(shí)驗(yàn)室， 黑龍江 哈爾濱 150001

0 引 言

根據(jù)中國船級(jí)社（CCS）《海上高速船入級(jí)及建造規(guī)范》[1]中的定義，氣墊船是指船舶不論在靜止還是運(yùn)動(dòng)時(shí)，其全部重量或大部分重量能被連續(xù)產(chǎn)生的氣墊所支承的船舶。氣墊船的航行阻力很小，航速可高達(dá)60～80 km/h，能夠完成多種使命任務(wù)，在軍用和民用領(lǐng)域均有著十分廣闊的發(fā)展?jié)摿蛻?yīng)用前景。

自上世紀(jì)80～90年代以來，各研究機(jī)構(gòu)意識(shí)到在船舶設(shè)計(jì)初期評(píng)估船體結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度的重要性。用于評(píng)估的方法主要有簡化計(jì)算方法和直接計(jì)算方法2種，其中簡化計(jì)算方法由于簡單易行并能大致估算出典型節(jié)點(diǎn)的疲勞壽命，所以一般用于初步估算。氣墊船通常為鋁合金制造，尺度較小，其剛度較常規(guī)船舶相對(duì)較弱；此外，此類船舶特有的航行模式、墊升風(fēng)機(jī)等因素也使得氣墊船的振動(dòng)疲勞問題較常規(guī)船型的船舶更嚴(yán)重[2]。但是，由于氣墊船的運(yùn)行原理不同于一般船型，其受力較特殊，故船體彎矩、加速度、損傷度的計(jì)算等勢(shì)必與常規(guī)船型的船舶相比有很大差異。目前，國際上各船級(jí)社提出的疲勞強(qiáng)度簡化計(jì)算方法并不完全適用于氣墊船，并且學(xué)者們的注意力主要集中在局部振動(dòng)強(qiáng)度、振動(dòng)噪聲和總體強(qiáng)度等問題上[2-5]，針對(duì)主船體疲勞強(qiáng)度的研究較少，而各船級(jí)社給出的疲勞強(qiáng)度規(guī)范又難以直接用于氣墊船，故本文將參考CCS的《船體結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度指南》[6]和《海上高速船入級(jí)及建造規(guī)范》[7]、國家軍用標(biāo)準(zhǔn)《水面艦艇結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)計(jì)算方法》[8]，以及國外船級(jí)社的相關(guān)疲勞規(guī)范[9-10]，在現(xiàn)有的計(jì)算常規(guī)船型疲勞強(qiáng)度規(guī)范的基礎(chǔ)上，提出一種適用于氣墊船疲勞強(qiáng)度計(jì)算的簡化方法，并以某氣墊船為例進(jìn)行驗(yàn)證分析。

1 簡化計(jì)算原理簡述

譜分析法及簡化計(jì)算方法是疲勞強(qiáng)度分析最常用的2種方法，其主要是基于S-N曲線（應(yīng)力壽命曲線，通常由試驗(yàn)測得）和線性疲勞累積損傷理論。疲勞損傷度D及S-N曲線的表達(dá)和計(jì)算如圖1、圖2及式（1）和式（2）所示。圖2中，σr為材料的疲勞極限，在該應(yīng)力水平下，材料可以承受無限次應(yīng)力循環(huán)。

式中：S為應(yīng)力范圍；N為循環(huán)次數(shù)；Ni為應(yīng)力范圍為Si時(shí)結(jié)構(gòu)發(fā)生疲勞破壞的循環(huán)次數(shù)；ni為應(yīng)力循環(huán)實(shí)際發(fā)生的次數(shù)；m，A為試驗(yàn)確定的S-N曲線參數(shù)。

若船體在設(shè)計(jì)壽命期內(nèi)遭受的交變應(yīng)力作用的長期分布符合f(S)分布，根據(jù)積分思想并結(jié)合S-N曲線表達(dá)式，損傷度的計(jì)算則可按式（3）計(jì)算。

圖 1 應(yīng)力范圍與循環(huán)次數(shù)Fig.1 Stress range and number of cycles

圖 2 S-N曲線Fig.2 S-N curve

式中：NL為相應(yīng)時(shí)間內(nèi)應(yīng)力范圍的循環(huán)次數(shù)；dn為應(yīng)力范圍微元dS中的載荷循環(huán)次數(shù)。

各規(guī)范多以此為基礎(chǔ)作出相關(guān)規(guī)定。結(jié)合上式可見，若能得到所考慮的設(shè)計(jì)壽命期內(nèi)船體結(jié)構(gòu)遭受外界交變載荷作用的長期分布f(S)，計(jì)算船體結(jié)構(gòu)的疲勞累積損傷度及其壽命并不困難。然而，海況的不確定性和船體的復(fù)雜性使得難以直接獲得此長期分布。但是，結(jié)合大量實(shí)船數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，此長期分布近似符合雙參數(shù)的Weibull分布，故本文在簡化計(jì)算方法中采用了Weibull分布對(duì)f(S)進(jìn)行擬合。Weibull分布包含形狀與尺度這2個(gè)參數(shù)，其中形狀參數(shù)一般回歸為與船體主尺度相關(guān)的表達(dá)式，尺度參數(shù)可根據(jù)超越概率的定義計(jì)算求得。

對(duì)于疲勞強(qiáng)度的簡化計(jì)算，現(xiàn)行各規(guī)范雖然在具體參數(shù)的選取及所用簡化公式方面有所不同，但大體流程是一致的。即根據(jù)船體梁彎矩計(jì)算梁應(yīng)力，根據(jù)局部載荷計(jì)算局部應(yīng)力，據(jù)此得到應(yīng)力范圍，然后再根據(jù)線性累積損傷理論選取合適的S-N曲線計(jì)算損傷度及疲勞壽命[11]。

2 氣墊船疲勞強(qiáng)度簡化計(jì)算

2.1 氣墊船工況分析

氣墊船多種工作狀態(tài)：墊升高速航行狀態(tài)、排水低速航行狀態(tài)、登陸墊著陸工作狀態(tài)等。根據(jù)各工作狀態(tài)對(duì)疲勞損傷度的貢獻(xiàn)，本文將排水低速航行狀態(tài)及墊升高速航行狀態(tài)納入了校核中。氣墊船的排水航行狀態(tài)與一般排水型船舶無本質(zhì)上的區(qū)別，然而當(dāng)氣墊船處于墊升狀態(tài)(也稱墊態(tài))航行時(shí)，其所受載荷作用卻差別很大。首先，在此航行狀態(tài)下，引起船體梁應(yīng)力的波浪彎矩將由墊升氣壓產(chǎn)生的墊升彎矩所代替；其次，墊升狀態(tài)的載荷（船底板和氣道因墊升受到的壓力等）獨(dú)特，需予以考慮[12]。綜上所述，結(jié)合氣墊船的特點(diǎn)，確定排水航行及墊升航行狀態(tài)下的疲勞強(qiáng)度校核流程分別如圖3和圖4所示。

根據(jù)氣墊船實(shí)際工作中各航行狀態(tài)的時(shí)間占比，確定總在航率為0.7，其中墊升狀態(tài)為0.63，排水狀態(tài)為0.07。

圖 3 排水航行狀態(tài)疲勞強(qiáng)度校核流程Fig.3 Fatigue strength checking process of hovercraft operating in the displacement mode

圖 4 墊升航行狀態(tài)疲勞強(qiáng)度校核流程Fig.4 Fatigue strength checking process of hovercraft operating in the lifting mode

確定航行狀態(tài)后，共選取迎浪、斜浪和橫浪等6個(gè)工況。每個(gè)工況中總體載荷各分量按比例組成，且有一個(gè)分量達(dá)到最大值，以作為該工況的主要載荷。參考規(guī)范并結(jié)合氣墊船的航行狀態(tài)，得到的各分量分配系數(shù)如表1所示。

表 1 不同工況下各載荷分量的分配系數(shù)Table 1 Distribution coefficients of each load component in different working conditions

2.2 參數(shù)定義及計(jì)算

2.2.1 概率水平轉(zhuǎn)換因子

根據(jù)實(shí)船數(shù)據(jù)確定的Weibull分布的形狀參數(shù)對(duì)計(jì)算結(jié)果以及疲勞評(píng)估的準(zhǔn)確性影響很大。目前，各規(guī)范對(duì)此的規(guī)定也各不相同，例如，CCS疲勞指南和共同規(guī)范（HCSR規(guī)范）均采用形狀參數(shù)h=1、超越概率為10-2的做法對(duì)疲勞強(qiáng)度進(jìn)行計(jì)算，挪威船級(jí)社（DNV）規(guī)范的形狀參數(shù)則根據(jù)不同的情況進(jìn)行計(jì)算，并對(duì)應(yīng)10-4的超越概率。根據(jù)文獻(xiàn)[13]，如果形狀參數(shù)選取得足夠準(zhǔn)確，那么任何超越概率都可以選擇，但當(dāng)形狀參數(shù)h=1、對(duì)應(yīng)的超越概率為10-2時(shí)，所得結(jié)果能在最大程度上減小因形狀參數(shù)不準(zhǔn)確所帶來的誤差。由于缺少大量的氣墊船實(shí)船數(shù)據(jù)，故選取形狀參數(shù)h=1、超越概率為10-2進(jìn)行后續(xù)的疲勞強(qiáng)度簡化計(jì)算，這與CCS規(guī)范以及共同規(guī)范是一致的。根據(jù)波浪載荷相關(guān)知識(shí)，假設(shè)在船舶壽命期內(nèi)會(huì)遭遇108次應(yīng)力循環(huán)（即超越概率為10-8），同時(shí)引入概率水平轉(zhuǎn)換因子fp，計(jì)算式如下：

2.2.2 腐蝕修正系數(shù)

由于疲勞強(qiáng)度是一個(gè)針對(duì)一段時(shí)間內(nèi)的疲勞強(qiáng)度概念，隨著使用年限的增長，骨材、板材等勢(shì)必會(huì)發(fā)生腐蝕，從而達(dá)不到最開始的設(shè)計(jì)要求，所以評(píng)估疲勞強(qiáng)度時(shí)應(yīng)考慮船體結(jié)構(gòu)工作運(yùn)營時(shí)產(chǎn)生的磨損腐蝕的影響，結(jié)合CCS規(guī)范，在計(jì)算熱點(diǎn)應(yīng)力時(shí)引入腐蝕修正系數(shù)fch。以下為疲勞強(qiáng)度簡化計(jì)算時(shí)fch的選?。?/p>

1） 對(duì)于船體梁彎曲正應(yīng)力的熱點(diǎn)應(yīng)力，fch=1.05。

2） 對(duì)于側(cè)向載荷作用下的彎曲正應(yīng)力的熱點(diǎn)應(yīng)力，fch=1.1。

需要說明的是，CCS規(guī)范給出的腐蝕修正系數(shù)主要用于設(shè)計(jì)年限為20年的鋼質(zhì)船，對(duì)于鋁合金材料建造的氣墊船，目前還沒有規(guī)范給出有關(guān)其腐蝕余量或修正的計(jì)算方法。氣墊船的設(shè)計(jì)年限一般約為15年，且其材質(zhì)的抗腐蝕性相對(duì)較好，所以在對(duì)材料的具體特性了解不多的情況下，按照上述說明選取系數(shù)對(duì)材料進(jìn)行腐蝕修正不失為一種偏于安全的做法。

2.2.3 加速度

1） 排水航行加速度。

式中：a0為加速度常數(shù)；CV為航速參數(shù)，可按航速（需特別注意，此處為排水低速航行時(shí)的航速），kn；C為波浪系數(shù)；概率水平轉(zhuǎn)換因子fp取為0.25；fr為航區(qū)系數(shù)，結(jié)合氣墊船工作的海域，近海取0.9，沿海取0.85；az為垂向加速度；Cb為方形系數(shù)。

結(jié)合相關(guān)試驗(yàn)測得加速度數(shù)據(jù)，可知中垂?fàn)顟B(tài)加速度值應(yīng)約為中拱狀態(tài)的1.5倍。

2） 墊升航行加速度。

當(dāng)氣墊船以墊升狀態(tài)航行時(shí)，可按式（7）計(jì)算重心位置的加速度acg[1]：

式中：H1/3為氣墊船航行海域波浪的有義波高；VH為在該有義波高波浪中航行時(shí)的速度，kn；Δ為排水量，t；g為重力加速度，m/s2。

任意位置的垂向加速度az按式（8）[1]計(jì)算：

式中，ka為垂向加速度分布系數(shù)，舯后取1.0，艏部取2.0，船艏與船舯之間線性插值取值。

2.3 船體梁載荷計(jì)算

2.3.1 排水航行狀態(tài)

氣墊船排水狀態(tài)下的載荷計(jì)算可借鑒一般排水型船舶的計(jì)算方法。該船與常規(guī)排水型船舶相比最大的區(qū)別在于船體上環(huán)繞有一圈圍裙。在氣墊船的實(shí)際運(yùn)動(dòng)過程中，圍裙的運(yùn)動(dòng)或是變形都會(huì)帶動(dòng)周圍的水運(yùn)動(dòng)，其對(duì)疲勞載荷的影響不可忽略，因此針對(duì)排水航行狀態(tài)下的氣墊船，結(jié)合試驗(yàn)提出了一種簡化模型方案，即采用一定長度的剛性附體，使其與圍裙的作用效果相近。簡化示意圖如圖5和圖6所示。

圖 5 簡化模型示意圖Fig.5 Schematic diagram of simplified model

圖 6 圍裙簡化為附體的示意圖Fig.6 Schematic diagram of skirt simplified as appendage

之后，利用三維頻域勢(shì)流理論方法（COMPASSWALCS），對(duì)帶有附體的簡化模型的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)及波浪載荷進(jìn)行預(yù)報(bào)。類似地，也可以采用相同的方法對(duì)2.2.3節(jié)所述排水航行狀態(tài)的加速度（不限于垂向加速度）進(jìn)行預(yù)報(bào)計(jì)算。通過上述“簡化”方法建立模型并提交計(jì)算，得到某剖面的垂向載荷，將其無因次化之后與試驗(yàn)所得數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，具體如圖7所示。圖中，λ/L為波長船長比，MˉV為垂向波浪彎矩的無因次量，試驗(yàn)1、試驗(yàn)2為重復(fù)性驗(yàn)證試驗(yàn)。通過對(duì)比結(jié)果，可知與沒有附體（模型2）的結(jié)果相比，考慮附體（模型1）的結(jié)果更接近于試驗(yàn)值，證明了該方法的合理性。

圖 7 剖面垂向彎矩?zé)o因次量對(duì)比Fig.7 Dimensionless comparison of vertical bending moment of section

2.3.2 墊升航行狀態(tài)

氣墊船墊升狀態(tài)的載荷計(jì)算相比排水狀態(tài)要復(fù)雜，船體彎矩可以通過以下2種方式計(jì)算：

1） 根據(jù)目標(biāo)實(shí)船，按照一定的縮尺比制作模型，并在水池中設(shè)定與實(shí)際海況相當(dāng)?shù)脑囼?yàn)波浪，通過模型試驗(yàn)獲得船體彎矩。全墊升氣墊船對(duì)模型制作水平、風(fēng)機(jī)墊升能力等的要求較高，雖然模型試驗(yàn)是獲得數(shù)據(jù)最直接的方法，但是難度和成本相對(duì)較高。

2） 根據(jù)文獻(xiàn)[13-14]，基于弗勞德-克雷洛夫假設(shè)，結(jié)合墊升原理頻域數(shù)值計(jì)算方法，對(duì)墊升航行狀態(tài)下氣墊船的載荷進(jìn)行計(jì)算。

首先，通過氣墊船的主尺度等數(shù)據(jù)信息建立目標(biāo)船的幾何模型，并且按照質(zhì)量分布建立質(zhì)量模型；然后，應(yīng)用全墊升理論，適當(dāng)考慮風(fēng)機(jī)特性、圍裙觸水及動(dòng)態(tài)響應(yīng)，以及氣墊壓縮性的影響，將船體-圍裙-波面三者間的氣室氣體視為一個(gè)具有一定體積與壓強(qiáng)的氣墊，在單位規(guī)則波的波動(dòng)作用下，其將形成氣室內(nèi)體積與壓強(qiáng)的波動(dòng)，波動(dòng)的氣墊壓強(qiáng)會(huì)誘導(dǎo)船體形成各自由度的加速度響應(yīng)和運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，據(jù)此得到船體在波浪中運(yùn)動(dòng)的數(shù)學(xué)模型，在求解運(yùn)動(dòng)的基礎(chǔ)上對(duì)載荷進(jìn)行計(jì)算。

2.3.3 船體梁載荷引起的名義應(yīng)力

按照前文，得到墊升工況及排水工況的梁載荷后，再根據(jù)式（9），將靜水（靜墊升）彎矩與波浪（墊升）彎矩相結(jié)合，得到船體梁載荷引起的名義應(yīng)力σnh[6]為

式中：CWV，CWH為載荷組合因子，其具體的取值見表1；σsw,(k)為靜水彎矩引起的船體梁彎曲正應(yīng)力，其中k的取值為1或2分別代表墊升及排水工況；σWV,ij(k)，σWH,ij(k)分別為垂向彎矩和水平彎矩引起的船體梁彎曲應(yīng)力；i=1，2，3，分別代表表1中的迎浪、斜浪和橫浪；j=1，2，分別代表中垂或中拱。

2.4 局部載荷

2.4.1 車輛搭載

裝載甲板所載車輛產(chǎn)生的局部裝載壓力Pc按式（10）計(jì)算：

式中：Pcs為靜水中的裝載壓力，根據(jù)氣墊船所載武器裝備的重量和輪印面積等進(jìn)行計(jì)算；Pcw為由氣墊船在高速航行過程中產(chǎn)生的垂向運(yùn)動(dòng)所引起的慣性力。

若裝載履帶式車輛，則其載荷面積取為履帶著地面積；若裝載輪式車輛，結(jié)合文獻(xiàn)[15]，如果板格上2個(gè)輪印之間的距離很小，可將其視為一個(gè)輪印，則其單側(cè)載荷面積為a×(2b+e)，其中e為同一側(cè)兩輪的間距，a，b分別為輪印的長度及寬度。

Pcw按式（11）[6]計(jì)算：

式中：0.65為結(jié)合CCS疲勞指南所確定的、升沉加速度對(duì)垂向加速度的貢獻(xiàn)度；M為所裝載武器裝備的重量；az為該處的垂向加速度（考慮方向）。

同時(shí)，考慮攜載系數(shù)f，具體計(jì)算如式（12）[6]所示：

2.4.2 液體裝載

液體裝載的計(jì)算與常規(guī)排水型船舶基本類似。由液體裝載引起的總壓力PL按式（13）計(jì)算，取值不小于0。

式中：PLs為由液體貨物引起的靜壓力，按式（14）[6]計(jì)算；PLw為由液體貨物引起的慣性壓力，按式（15）[6]計(jì)算。

式中： ρL為液體貨物密度，t/m3，對(duì)于貨油、LNG和壓載水，分別取為0.9，0.5和1.025；zTOP為船舶正浮狀態(tài)下液艙頂部的垂向坐標(biāo)；z為載荷點(diǎn)的垂向坐標(biāo)；full-x為縱向充裝系數(shù)；full-y為橫向充裝系數(shù)；其他參數(shù)及其計(jì)算可詳見CCS 2018版疲勞指南。

2.4.3 氣道壓力

進(jìn)行強(qiáng)度校核時(shí)，氣墊船在工作狀態(tài)下氣道中產(chǎn)生的局部壓力不可忽略，其數(shù)值大體上可以由氣墊壓力通過囊壓比計(jì)算求得。而氣墊船在正常航行狀態(tài)中墊升風(fēng)機(jī)的效率一般保持在90%以上，故可近似將氣墊所提供的較為持續(xù)穩(wěn)定的支持力 視為均布?jí)毫f。氣道壓力Pa的計(jì)算如式（16）所示：

式中：T為氣墊船主船體重量，t；s為氣墊接觸面積， m2；ζ為囊壓比，通常情況下取1.39。

2.4.4 船底局部壓力

1） 在排水航行狀態(tài)下，船底板受到的外部水動(dòng)壓力可參考低速航行的排水型船舶并依照CCS疲勞指南進(jìn)行計(jì)算。

2） 在墊升航行狀態(tài)下，船底板受氣墊中氣體產(chǎn)生向上的局部壓力，該壓力可近似看做均布力。根據(jù)牛頓第二定律，垂向加速度產(chǎn)生的慣性力、重力以及氣墊中氣體產(chǎn)生的向上的局部壓力這三者平衡，慣性力可由2.2.3節(jié)給出的加速度計(jì)算得到，據(jù)此即可獲墊升狀態(tài)下船底受到的局部壓力。

由車輛搭載、液體裝載引起的局部載荷，及其對(duì)疲勞幻強(qiáng)度的影響也可根據(jù)有限元方法進(jìn)行計(jì)算，然后，通過2.3及2.4節(jié)的計(jì)算得到船體梁應(yīng)力及局部應(yīng)力，并考慮應(yīng)力集中系數(shù)修正、腐蝕系數(shù)修正等所得到的熱點(diǎn)應(yīng)力，據(jù)此得到熱點(diǎn)應(yīng)力范圍和設(shè)計(jì)應(yīng)力范圍[2]。

式中：SD(k)為設(shè)計(jì)應(yīng)力范圍；Sh,i(k)為熱點(diǎn)應(yīng)力范圍，即載荷工況“成對(duì)”工況的差值；fm為平均應(yīng)力修正系數(shù)，參考CCS疲勞指南，可按式（18）和式（19）[2]進(jìn)行計(jì)算。

焊接節(jié)點(diǎn)：

母材自由邊：

式中：σm,i(k)為熱點(diǎn)平均應(yīng)力；CS為系數(shù)，按1.6+0.002 5L計(jì)算。

2.5 疲勞損傷及壽命

2.5.1 鋁合金材料S-N曲線

高速氣墊船的材質(zhì)一般為鋁合金，結(jié)合規(guī)范及試驗(yàn)所得的鋁合金試件S-N曲線，確定S-N曲線的參數(shù)如表2所示。表中：m為S-N曲線反斜率，取為3；K為S-N曲線參數(shù)；Sq為S-N曲線兩線段交點(diǎn)處的應(yīng)力幅值。

表 2 鋁合金S-N曲線參數(shù)Table 2 Parameters of S-N curve of aluminum alloy

2.5.2 累積損傷度計(jì)算

結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)在載荷工況為k時(shí)的累積損傷度Dk按式（20）計(jì)算。由線性累積損傷理論，將所有工況下的損傷度相加即為最后的損傷度D。

式中：ND為運(yùn)營期內(nèi)(15年)的載荷循環(huán)總次數(shù)，這里取為0.75×108；NL為載荷譜回復(fù)周期的循環(huán)次數(shù)，取為102； αk為工況為k的時(shí)間分配系數(shù)，根據(jù)氣墊船的實(shí)際工作狀態(tài)及各自所占時(shí)間比例確定，具體見第2節(jié)的時(shí)間分配；ξ為Weibull分布形狀參數(shù)，取為1；Γ為完全Gamma函數(shù)值，可查表獲得。

船舶結(jié)構(gòu)在設(shè)計(jì)壽命期內(nèi)，根據(jù)線性累積原理，其總累積損傷度可由各工況下的損傷度相加求得[16]。符合疲勞強(qiáng)度要求的船舶結(jié)構(gòu)應(yīng)滿足D≤1.0，且疲勞壽命按Td/D即可計(jì)算求得。此處，Td疲勞設(shè)計(jì)壽命，根據(jù)本船特點(diǎn)取為15年。

3 實(shí)船算例

根據(jù)載荷特點(diǎn)及實(shí)際情況，可知船舯剖面附近為全船比較危險(xiǎn)的地方。因21#橫剖面位置位于船舯，且船體底部為燃油艙，并搭載有車輛，會(huì)產(chǎn)生局部的裝載壓力，故選取21#橫剖面的節(jié)點(diǎn)進(jìn)行實(shí)船的全船疲勞強(qiáng)度簡化計(jì)算分析。剖面圖及節(jié)點(diǎn)選取、編號(hào)如圖8所示。

按照2.3節(jié)所述，船體彎矩計(jì)算如表3和表4所示。將波浪彎矩乘以概率水平修正因子（0.25）及航區(qū)系數(shù)（0.9）即可得到修正后的數(shù)值。

根據(jù)前文所述，21#橫剖面的疲勞強(qiáng)度簡化計(jì)算結(jié)果如表5～表7所示。

圖 8 21#橫剖面Fig.8 21# cross section

表 3 排水航行狀態(tài)載荷Table 3 Loads in the displacement mode

由上述計(jì)算可以看出，目標(biāo)氣墊船21#橫剖面所選縱骨節(jié)點(diǎn)的疲勞壽命均符合疲勞設(shè)計(jì)壽命的要求，即疲勞壽命均大于15年。其中，裝載甲板縱骨和甲板縱骨的壽命與其他縱骨節(jié)點(diǎn)相比偏低，其原因在于：對(duì)裝載甲板縱骨而言，因搭載較重的貨物后會(huì)引起較大的慣性力變化，從而使得局部應(yīng)力引起的應(yīng)力范圍變大，故而壽命較低；對(duì)甲板縱骨而言，因其位置遠(yuǎn)離中和軸，受總應(yīng)力影響較大，故而壽命偏低。而同樣遠(yuǎn)離中和軸的船底板縱骨，由于其尺寸較大，自身結(jié)構(gòu)強(qiáng)度高于甲板縱骨，故而疲勞壽命相對(duì)較高。

表 4 墊升航行狀態(tài)載荷Table 4 Loads in the lifting mode

表 5 船體梁載荷引起的名義應(yīng)力Table 5 Nominal stress caused by hull girder load

表 6 不同載荷工況下熱點(diǎn)應(yīng)力Table 6 Hot-spot stress in different load cases

表 7 設(shè)計(jì)應(yīng)力范圍、損傷度及疲勞壽命Table 7 Design stress range，damage degree and fatigue life

4 結(jié) 論

在世界現(xiàn)行主要規(guī)范中，關(guān)于船體疲勞強(qiáng)度評(píng)估方法，尤其是簡化計(jì)算方法的主要研究對(duì)象是排水型常規(guī)船舶，針對(duì)氣墊船尚無明確的疲勞強(qiáng)度評(píng)估方法。本文從參數(shù)選取、載荷計(jì)算、局部載荷、損傷度計(jì)算等方面討論了氣墊船疲勞強(qiáng)度評(píng)估的簡化方法，并采用該方法，以實(shí)船為例進(jìn)行了疲勞強(qiáng)度簡化計(jì)算，主要得到以下結(jié)論：

1） 氣墊船的運(yùn)行方式與普通排水型船舶相比極其特殊，且其典型航行工況的航行狀態(tài)（墊升航行狀態(tài)和排水航行狀態(tài)）存在較大差異，導(dǎo)致其疲勞載荷的確定較為復(fù)雜，因此，氣墊船疲勞載荷的輸入是疲勞計(jì)算的重點(diǎn)和難點(diǎn)。

2） 氣墊船尺寸較小，與普通排水型船舶相比，在同等海況下發(fā)生的振動(dòng)，即載荷循環(huán)的次數(shù)會(huì)更多，由搭載貨物引起的局部應(yīng)力對(duì)疲勞的影響也更嚴(yán)重，這些對(duì)于疲勞強(qiáng)度來說都是十分不利的，且計(jì)算結(jié)果也表明，對(duì)于車輛搭載甲板支撐縱骨及遠(yuǎn)離中和軸位置的縱骨節(jié)點(diǎn)，應(yīng)對(duì)其疲勞問題給予足夠的重視。這也證明了本文所討論的疲勞強(qiáng)度簡化計(jì)算方法對(duì)于氣墊船主船體的初步疲勞評(píng)估來說是適用的。

3） 結(jié)合實(shí)際發(fā)生疲勞破壞的位置（例如發(fā)動(dòng)機(jī)短艙、舷側(cè)氣道、氣道甲板螺栓孔等）可以看出，簡化計(jì)算對(duì)于局部位置的計(jì)算效果一般，考慮氣墊實(shí)際狀態(tài)、氣道內(nèi)氣體分布等因素的疲勞強(qiáng)度直接計(jì)算方法還有待進(jìn)一步的研究。