徐雙喜 馬海鳳 陳 攀 吳軼鋼* 唐衛(wèi)國

(武漢理工大學交通學院1) 武漢 430063) (高性能艦船技術(shù)教育部重點實驗室2) 武漢 430063)(武漢理工大學先進材料制造裝備與技術(shù)研究院3) 武漢 430063)(中國艦船研究設(shè)計中心船舶振動噪聲重點實驗室4) 武漢 430064)

0 引 言

內(nèi)河航運是貨物運輸?shù)闹匾ǖ溃陙?，國家加大力度對?nèi)河航道整治，使內(nèi)河航道的通航能力大幅提升，采用集裝箱船進行貨物中轉(zhuǎn)的需求越來越大[1-2].雙體船的航速快速性、甲板裝卸貨靈活性和寬闊的甲板空間，嘗試在內(nèi)河航道使用雙體集裝箱船型[3-4].雙體船結(jié)構(gòu)與單體船相比，特殊性在于連接兩片體的連接橋結(jié)構(gòu)相對薄弱，當雙體船遭遇橫浪或斜浪時，兩個片體出現(xiàn)吃水差(見圖1)，浮力與重力的不平衡會在連接橋處產(chǎn)生較大的橫向彎矩M.由于貨船需要較大浮力，單個片體的體積較雙體客船大很多，橫向彎矩M更大.雙體貨船沒有豐滿的上層建筑，橫向支撐只能依賴主甲板以下的連接橋結(jié)構(gòu).而內(nèi)河雙體貨船干舷小，連接橋下表面要高于水面，在型深方向上連接橋結(jié)構(gòu)非常薄弱，致使連接橋縱向截面模數(shù)和慣性矩偏小.現(xiàn)有雙體船大多不超過60 m，且有能夠參與橫向強度的豐滿上層建筑，此類船在橫彎載荷作用下的應(yīng)力集中的位置主要在橫艙壁、橫框架的片體和連接橋相交處[5-6].而雙體貨船與之不同，除橫艙壁、橫框架的片體和連接橋相交處易發(fā)生應(yīng)力集中外，薄弱的連接橋結(jié)構(gòu)的應(yīng)力水平較高，在連接橋變截面處也易發(fā)生應(yīng)力集中現(xiàn)象[7-8].

圖1 雙體船橫彎載荷示意圖

另外，當前各船級社規(guī)范主要適用于60 m以下的雙體船的結(jié)構(gòu)設(shè)計，對于超過60 m的雙體船并未有明確的規(guī)定.根據(jù)中國船級社(CCS)規(guī)范的規(guī)定，在內(nèi)河中航行的長度超過60 m的雙體船的結(jié)構(gòu)設(shè)計需要特殊考慮其橫向強度[9].

因此，為了探究船長超過60 m的雙體貨船在橫向載荷作用下的主要承力構(gòu)件應(yīng)力集中情況，保障雙體貨船的橫向強度安全，本文通過模型試驗和數(shù)值仿真方法對98 m雙體集裝箱船的橫向強度進行分析.

1 實船與縮比模型簡介

1.1 實船簡介

實船為航行于內(nèi)河A航區(qū)的3 000 t雙體集裝箱船(見圖2)，片體通過貫穿首、尾的箱式連接橋連接.該船中部甲板區(qū)域裝載集裝箱，駕駛室位于船首、尾機艙，設(shè)有雙層底、雙機雙槳雙舵.船體主要要素見表1，結(jié)構(gòu)材料為A級普通鋼，彈性模量、泊松比和密度分別為：E=2.06×105MPa，ν=0.3，ρ=7 850 kg/m3.

圖2 雙體集裝箱船總圖

表1 實船和大比例尺模型船的尺寸

1.2 模型船設(shè)計

圖3a)～c)為模型船強肋位、弱肋位和橫艙壁的結(jié)構(gòu)圖，圖3d)～f)為實船的強肋位、弱肋位和橫艙壁結(jié)構(gòu)圖.

圖3 橫剖面圖(單位：mm)

1.3 模型船與實船中和軸與慣性矩驗證

為驗證模型船結(jié)構(gòu)設(shè)計合理性，對影響橫彎試驗的因素進行對比，其中影響最大的因素為：連接橋中縱剖面、連接橋與片體相交處剖面的中和軸和慣性矩.實船和模型船主要剖面的中和軸的縮尺比例為ep-s∶el-s-s=8∶1，慣性矩的縮尺比例為Ip-s∶Il-s-s=2 048∶1.實船和模型船主要剖面的中和軸和慣性矩的計算值、實際縮尺比例及誤差值見表2.由表2可知:各剖面的中和軸距基線距離和垂向慣性矩的縮尺比例誤差值均小于5%，表明模型船設(shè)計合理工程使用的誤差許可.

表2 剖面中和軸和垂向慣性矩

1.4 實船與模型船橫彎載荷

實船最大總橫彎矩為40 100 kN·m，按256∶1的比例換算到模型船的總橫彎矩矩157 kN·m.通過在兩片體內(nèi)側(cè)施加向外水平對開力模擬中垂狀態(tài)的橫彎載荷，水平力施加在片體雙層底與內(nèi)舷板相交線上，見圖5.以連接橋中縱剖面C-C為彎矩施加參考剖面，對開橫向彎矩等于水平力與C-C剖面中和軸的垂向距離的乘積，Ns和Np分別為模型和實船的中和軸.得到模型船與實船的總水平力分別為FS=343.5 kN和FP=11 056.0 kN.

圖4 彎矩載荷施加示意圖

2 數(shù)值仿真分析

2.1 橫向結(jié)構(gòu)網(wǎng)格細化

文獻[1]利用艙段模型分析了60 m雙體船滾裝艙的橫向強度，證實了主要依靠橫艙壁和強框架承受橫彎載荷.為了能夠找到在橫彎載荷作用下雙體貨船橫艙壁和強框架應(yīng)力集中的位置，以實船常規(guī)網(wǎng)格有限元模型的基礎(chǔ)上，對強框架和橫艙壁的連接橋及與之相連的片體結(jié)構(gòu)進行網(wǎng)格細化，細化網(wǎng)格尺寸不大于50 mm×50 mm.強框架有限元模型細化網(wǎng)格見圖5a)，考慮了連接橋橫隔板的人孔.橫艙壁有限元模型細化網(wǎng)格見圖5b)，片體橫艙壁細化為距甲板2.5 m，距內(nèi)舷板3.12 m的區(qū)域.

圖5 應(yīng)力集中區(qū)域網(wǎng)格細化模型

2.2 邊界條件與橫彎載荷

根據(jù)橫彎載荷作用下結(jié)構(gòu)變形特點，確定約束方法為在兩片體艏部取A點，約束x、y、z三個方向的線位移；在兩片體艉部取B點，約束z方向的線位移；在連接橋中縱剖面首尾取C點，約束y方向的線位移，見圖6.

圖6 有限元模型約束條件示意圖

實船總水平力FP=11 056 kN.統(tǒng)計雙層底與內(nèi)舷板相交線上節(jié)點個數(shù)，以均布力形式施加在這些節(jié)點上，見圖7.

圖7 有限元模型對開橫彎載荷施加圖

2.3 數(shù)值仿真應(yīng)力結(jié)果

通過數(shù)值仿真計算，得到了實船的結(jié)構(gòu)應(yīng)力.分別提取典型代表結(jié)構(gòu)，既22#強框架和24#橫艙壁的von Mises應(yīng)力分布，見圖8.其中22#強框架最大應(yīng)力集中在位于片體與連接橋相接處片體內(nèi)的大肘板的下端Point 1處，von Mises應(yīng)力為156 MPa；其次應(yīng)力集中位于連接橋底邊的折角處Point 2點，von Mises應(yīng)力為123 MPa.24#橫艙壁最大應(yīng)力集中位于連接橋底邊的折角處Point 4點，von Mises應(yīng)力為213 MPa，其次應(yīng)力集中位于片體與連接橋底端相交處的片體Point 3點，von Mises應(yīng)力為142 MPa.

圖8 Mises應(yīng)力分布

為了在實驗中較準確的捕捉到模型應(yīng)力集中，依據(jù)數(shù)值仿真結(jié)果，確定橫彎載荷作用下雙體貨船的應(yīng)力集中的位置(見圖9),主要在：①片體與連接橋相接處片體內(nèi)的大肘板的下端J1；②橫艙壁的片體與連接橋底端相交點J3；③框架和橫艙壁的連接橋底邊的折角處J2和J4.

圖9 應(yīng)力集中點示意圖

3 模型橫彎強度實驗

3.1 橫彎載荷與模型支持方式

模型船橫彎試驗加載時，在兩片體之間的雙層底處設(shè)置水平油缸，施加橫向?qū)﹂_力，在8#、15#、22#、29#、36#和44#肋位處共設(shè)置6個水平油缸(見圖10～11)，每個油缸的頂推力為Fi=Fs/6=343.5/6=57.3 kN.在油缸頂端安裝壓力傳感器，每個壓力傳感器連接到應(yīng)變儀.標定壓力傳感器，1 kN載荷產(chǎn)生的應(yīng)變?yōu)?2.4×10-6.由于片體首、尾線型變瘦，雙層底處兩片體間距向首尾端逐漸變大，為實現(xiàn)油缸穩(wěn)定加載，在模型非平行中體段的雙層底處加焊平行加載板.試驗時，模型船兩端采用表面光滑的實心圓柱作為支撐，支撐的位置為Z1，Z2，Z3和Z4.

圖10 加載與約束布置圖

圖11 橫彎試驗裝置布置圖

3.2 測點布置

按圖8確定的強框架、橫艙壁上的連接橋與片體連接處的應(yīng)力集中位置布置應(yīng)變片.在模型的22肋位強框架和24肋位橫艙壁分別布置P1～P4號小型三向應(yīng)變片，見圖12.其中P1、P2和P4應(yīng)變片布置靠近折角處，P3應(yīng)變片布置靠近角鋼與內(nèi)舷板角隅處.

圖12 應(yīng)變片布置圖

3.3 應(yīng)力測試結(jié)果

將各測點的應(yīng)變換算得到von Mises應(yīng)力，將各測點的試驗值與細化網(wǎng)格模型的數(shù)值仿真計算的von Mises應(yīng)力值進行對比，見表3，可知試驗值與有限元結(jié)果一致性較好，應(yīng)驗證了有限元計算結(jié)果的可靠性.其中實驗值較數(shù)值仿真計算值略小，是由于應(yīng)變片的布置點位置與結(jié)構(gòu)最大的應(yīng)力點略有偏差導致.

表3 各測點的MISES應(yīng)力值 MPa

1)強框架片體靠近連接橋處的大肘板下端點應(yīng)力非常大，這是由于舷側(cè)內(nèi)板垂向強肋骨處截面發(fā)生突變，應(yīng)力集中點上左側(cè)有大肘板、右側(cè)有橫隔板支撐，應(yīng)力集中點之處為最薄弱之處.

2)橫艙壁在片體與連接橋相交處片體上的應(yīng)力最大，由于連接橋與片體之間的橫艙壁不連續(xù)，橫隔板端部尖點致使片體橫艙壁應(yīng)力過大.

3)與帶有豐滿上層建筑的雙體船不同，連接橋底板的角隅處應(yīng)力集中明顯，且應(yīng)力水平較高.

4)橫艙壁P3和P4應(yīng)力較強框架的P1和P2處的應(yīng)力大，表明橫艙壁相對強框架更強，變形協(xié)調(diào)性弱，是抵抗橫彎載荷的主要承力結(jié)構(gòu)，強框架次之.

4 對應(yīng)力集中區(qū)域角隅結(jié)構(gòu)倒圓分析

把實船強框架和橫艙壁的應(yīng)力集中較大的角隅做倒圓過渡，其中連接橋底邊折角處的倒圓半徑為500 mm，片體強框架大肘板的上下端的倒圓半徑為500 mm，帶倒圓的剖面形式見圖13.考慮到連接橋和片體連接焊接工藝性，如進行倒圓，則連接橋底板與內(nèi)舷板之間的夾角過小，不易施工，因此連接橋與內(nèi)舷板夾角處不做倒圓處理.

圖13 剖面圖(單位：mm)

對修改倒圓處理后的實船模型進行數(shù)值仿真計算，提取22#強框架和24#橫艙壁的von Mises應(yīng)力分布，見圖14，在表4為P1～P4點的von Mises應(yīng)力值，與原細化模型相比的應(yīng)力減小率.由于P4點結(jié)構(gòu)型式未做更改，因此該的von Mises應(yīng)力值未發(fā)生變化.其他三點增加倒圓后的von Mises值均有所減小，減小范圍在10%～25%.

圖14 改倒圓后實船模型的von Mises應(yīng)力分布

為表達應(yīng)力集中程度，這里對原細化模型和倒圓后模型的應(yīng)力集中點P1～P4的應(yīng)力集中系數(shù)進行計算.應(yīng)力集中系數(shù)k為應(yīng)力集中處的最大應(yīng)力σmax與其周邊區(qū)域的平均應(yīng)力σ0之比值，這里平均應(yīng)力σ0選圖14的應(yīng)力集中區(qū)域周邊綠色單元的平均應(yīng)力σ0.對P1～P4各點的應(yīng)力集中系數(shù)進行計算，見表4，原細化模型應(yīng)力集中系數(shù)K的值在1.8～2.7，而倒圓處理后模型的應(yīng)力集中系數(shù)K′的值在1.8～2.1.倒圓處理后的模型應(yīng)力集中大的P1和P3兩處的應(yīng)力集中系數(shù)下降明顯.

表4 角隅倒圓前后von Mises應(yīng)力對比表

原應(yīng)力值較大的位置倒圓處理后減小應(yīng)力集中的效果越明顯，在雙體船結(jié)構(gòu)設(shè)計時，在連接橋底板不要出現(xiàn)折角，要采用圓?。黄w與連接橋相交處的結(jié)構(gòu)(如片體內(nèi)大肘板端部)在變截面處應(yīng)盡可能使用圓弧過渡.

5 結(jié) 論

1)對雙體貨船結(jié)構(gòu)的橫向強度進行了模型實驗和實船細數(shù)網(wǎng)格數(shù)值仿真分析，仿真數(shù)值計算結(jié)果與實驗結(jié)果吻合較好.

2)與帶有豐滿上層建筑的雙體船不同，連接橋底板的角隅處應(yīng)力集中明顯，且應(yīng)力水平較高.

3)雙體貨船在橫彎載荷作用下，典型強框架和橫艙壁易出現(xiàn)應(yīng)力集中位置有：強框架片體與連接橋相接的大肘板的下端部；強框架和橫艙壁的片體與連接橋底端相交點；強框架和橫艙壁的連接橋底邊的折角處.

4)無倒圓的雙體貨船連接橋、及與片體連接區(qū)域的應(yīng)力集中系數(shù)K的值在1.8～2.7，而倒圓后應(yīng)力集中系數(shù)K′的值在1.8～2.1.對于應(yīng)力集中位置采用圓弧過渡可有效緩解應(yīng)力集中現(xiàn)象.

5)在雙體船結(jié)構(gòu)設(shè)計時，連接橋底板不要出現(xiàn)折角，要采用圓形狀；片體與連接橋相交處的結(jié)構(gòu)(如片體內(nèi)大肘板端部)在變截面處應(yīng)盡可能使用圓弧過渡.