陳倩,吳兆年,劉曉媛,吳貝尼

(中國船舶及海洋工程設(shè)計(jì)研究院,上海 200011)

MR(medium range)型成品油船載重量一般在2萬～5萬t[1]，為了洗艙方便，通常設(shè)置槽形艙壁，且甲板構(gòu)件上翻。CSR-H規(guī)范規(guī)定[2]，對于型深大于16 m的船舶，承受液艙載荷的垂向槽形橫艙壁，除了強(qiáng)制要求設(shè)置底凳外，對于頂?shù)试O(shè)置無強(qiáng)制要求。在設(shè)計(jì)過程中，為了減輕空船重量、增大艙容、優(yōu)化建造工藝，部分MR型油船的槽形艙壁會(huì)采用無頂?shù)试O(shè)計(jì)。然而在設(shè)計(jì)及計(jì)算過程中發(fā)現(xiàn)，無頂?shù)什坌螜M艙壁前后一檔強(qiáng)框范圍內(nèi)的甲板縱骨應(yīng)力水平很高，存在結(jié)構(gòu)安全隱患。

針對該問題，分析槽形橫艙壁附近甲板縱骨的受力特點(diǎn)及影響甲板縱骨應(yīng)力水平的因素；基于有限元的強(qiáng)度計(jì)算和結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)，提出一種優(yōu)化的甲板短縱桁布置方案，減小艙壁附近甲板縱骨應(yīng)力；提出短縱桁端部與縱骨連接的優(yōu)化型式，解決該處的疲勞問題。

1 無頂?shù)什坌螜M艙壁對甲板縱骨的影響

以具有無頂?shù)什坌螜M艙壁的MR油船為例，典型貨艙及橫艙壁結(jié)構(gòu)型式見圖1。

圖1 MR油船典型貨艙及橫艙壁結(jié)構(gòu)形式

1.1 理論分析

考察中貨艙艙中位置的1根甲板縱骨的正應(yīng)力情況，根據(jù)船體梁理論：

(1)

式中：σhg為甲板縱骨的總縱彎曲正應(yīng)力，N/mm2；M為剖面彎矩，kN·m；ZD為甲板剖面模數(shù)，m3。甲板縱骨兩端剛固且承受側(cè)向均布載荷時(shí)，端部產(chǎn)生的應(yīng)力為

(2)

式中：σp為側(cè)向載荷產(chǎn)生的應(yīng)力，N/mm2；p為骨材承受的側(cè)向載荷，kN/m2；s為骨材間距，mm；lbdg為骨材跨距，m；Z為骨材的剖面模數(shù)，cm3。甲板縱骨承受總縱載荷和局部側(cè)向載荷聯(lián)合作用，其合成應(yīng)力σtotal=σhg+σp=221+53=274 N/mm2。

1.2 基于常規(guī)網(wǎng)格的有限元直接計(jì)算

建立三艙段有限元模型，載荷、邊界條件及模型網(wǎng)格符合CSR規(guī)范要求。中貨艙一根甲板縱骨面板單元的應(yīng)力計(jì)算結(jié)果見圖2。

圖2 甲板縱骨面板軸向應(yīng)力分布

由圖2可見：遠(yuǎn)離橫艙壁區(qū)域，典型甲板縱骨正應(yīng)力在強(qiáng)橫梁處的有限元計(jì)算結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果較為吻合；靠近艙壁處，由于橫艙壁處剪力大，橫艙壁上端剛度較弱[3]，變形較大，因此存在附加變形導(dǎo)致縱骨應(yīng)力變大。

1.3 基于細(xì)化網(wǎng)格的有限元直接計(jì)算

建立局部細(xì)化有限元模型，模型網(wǎng)格尺寸為50 mm×50 mm，計(jì)算結(jié)果見圖3。

圖3 橫艙壁附近甲板縱骨應(yīng)力分布

由圖3可見，靠近橫艙壁區(qū)域，甲板縱骨沿船長方向的von Mises應(yīng)力大于355 N/mm2的范圍較廣，應(yīng)力偏高，說明應(yīng)力增大并不是由于甲板縱骨與橫艙壁相交處的應(yīng)力集中引起的。分析甲板縱骨的應(yīng)力成分發(fā)現(xiàn)，正應(yīng)力σx為大值(σx=304 MPa，σy=10 MPa，τxy=32.5 MPa)。在槽形橫艙壁附近，σtotal與橫艙壁變形導(dǎo)致的由附加彎矩產(chǎn)生的應(yīng)力σadd疊加，使橫艙壁附近的甲板縱骨應(yīng)力偏高。忽略縱骨艙壁相交處的應(yīng)力集中現(xiàn)象，槽形橫艙壁附近甲板縱骨的彎曲應(yīng)力約為380 MPa，可以認(rèn)為由橫艙壁變形導(dǎo)致的由附加彎矩產(chǎn)生的應(yīng)力/總彎曲應(yīng)力約為25%。

通過理論分析和基于常規(guī)網(wǎng)格和細(xì)化網(wǎng)格的有限元強(qiáng)度計(jì)算可以看出，遠(yuǎn)離橫艙壁區(qū)域，典型甲板縱骨正應(yīng)力在強(qiáng)橫梁處的有限元計(jì)算結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果較為吻合；艙壁處甲板縱骨應(yīng)力增高不是由于應(yīng)力集中引起，而是由于橫艙壁附近剪力大、變形大，因此存在附加變形，導(dǎo)致縱骨應(yīng)力變大。

2 甲板構(gòu)件優(yōu)化設(shè)計(jì)

由于槽形橫艙壁上端約束不足，使得甲板縱骨在橫艙壁處產(chǎn)生強(qiáng)制轉(zhuǎn)角，從而導(dǎo)致產(chǎn)生附加應(yīng)力σadd。從以下幾方面考慮降低甲板縱骨在橫艙壁附近的應(yīng)力措施：①限制槽形橫艙壁變形，降低σadd，減小甲板縱骨在槽形橫艙壁處產(chǎn)生的轉(zhuǎn)角；②降低σp，即增大甲板縱骨剖面模數(shù)；③降低σhg，即增大船體梁剖面模數(shù)。

方案②由于局部強(qiáng)度引起的應(yīng)力成分在甲板縱骨合成應(yīng)力中所占比例很小，僅加大縱骨尺寸對船體梁剖面模數(shù)的影響甚微，也無法約束橫艙壁上端的變形，加大縱骨尺寸后甲板縱骨的應(yīng)力減小不明顯。因此，將從限制橫艙壁變形及增大甲板處船體梁剖面模數(shù)的角度進(jìn)行對比，討論甲板構(gòu)件的優(yōu)化設(shè)計(jì)方案，重點(diǎn)從艙壁上方強(qiáng)橫梁、甲板短縱桁對橫艙壁的約束作用，以及甲板短縱桁對甲板縱骨的應(yīng)力影響等方面著手。

2.1 強(qiáng)橫梁對槽形橫艙壁端部變形的影響

為探討不同結(jié)構(gòu)形式對限制槽形橫艙壁變形的影響，采用以下方案進(jìn)行對比分析：①橫艙壁上方不設(shè)置強(qiáng)橫梁(以下簡稱方案1-無強(qiáng)梁)；②橫艙壁上方設(shè)置與普通強(qiáng)橫梁等高的強(qiáng)橫梁(以下簡稱方案2-高強(qiáng)梁)。兩種結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案見圖4。

通過基于艙段的有限元計(jì)算分析，得到兩種方案分別在最危險(xiǎn)工況下甲板及槽形橫艙壁應(yīng)力及變形最大值見表1。

表1 兩種方案應(yīng)力與變形對比

兩種方案下槽形橫艙壁在艙寬中間附近一列面板單元在最危險(xiǎn)工況下的高度-應(yīng)力及高度-沿船長位移分布見圖5。

圖5 兩種方案下槽形橫艙壁面板沿高度方向的 應(yīng)力、變形分布

由圖5可見，兩種方案的強(qiáng)橫梁布置方式對主甲板的應(yīng)力、槽形艙壁的應(yīng)力，以及槽形艙壁的變形幾乎沒有影響，無論強(qiáng)橫梁設(shè)置與否，強(qiáng)橫梁對橫艙壁的約束基本不起作用。

2.2 甲板短縱桁對橫艙壁端部變形的影響

為了降低甲板縱骨在橫艙壁附近的附加彎曲應(yīng)力，現(xiàn)考慮在橫艙壁前后一檔強(qiáng)框范圍內(nèi)每隔三檔縱骨設(shè)置短縱桁(以下簡稱方案3-短縱桁)，結(jié)構(gòu)形式見圖6。

圖6 短縱桁布置及結(jié)構(gòu)型式

兩種方案下(方案1-無橫梁及方案3-短縱桁)，槽形橫艙壁在艙寬中間附近一列面板單元在最危險(xiǎn)工況下的高度-應(yīng)力及高度-沿船長位移分布見圖7。

圖7 方案1和3下槽形橫艙壁面板沿高度方向的 應(yīng)力、變形分布

可以看出，該方案中應(yīng)力及位移在槽形橫艙壁上半部分比矮橫梁方案小，可見甲板短縱桁對橫艙壁上方變形有一定的約束作用。槽形橫艙壁變形帶給甲板縱骨附加彎矩，增大了縱骨的局部應(yīng)力。通過讀取一根甲板縱骨在槽形橫艙壁兩側(cè)翼板處的垂向位移差來考察甲板布置型式對橫艙壁在甲板處的轉(zhuǎn)角變形的影響。讀取垂向位移的節(jié)點(diǎn)示意于圖8。

圖8 甲板縱骨與槽形橫艙壁相交處的節(jié)點(diǎn)

經(jīng)計(jì)算分析，不同方案下甲板縱骨與槽形橫艙壁面板相交處的節(jié)點(diǎn)垂向位移差值見表2。

表2 甲板縱骨與槽形橫艙壁面板 相交處的節(jié)點(diǎn)垂向位移差 mm

由表2可見，局部短縱桁一定程度上限制了橫艙壁的轉(zhuǎn)角位移，減小了艙壁附近甲板縱骨的附加彎矩，從而使甲板縱骨的應(yīng)力有所下降。

2.3 甲板短縱桁對縱骨應(yīng)力分布的影響

高強(qiáng)梁及短縱桁方案下，槽形橫艙壁附近甲板普通縱骨的細(xì)網(wǎng)格應(yīng)力云圖見圖9。

圖9 方案2、3甲板縱骨應(yīng)力云圖 (最大值分別為452、392 MPa)

可以看出，不設(shè)置短縱桁方案的縱骨最大應(yīng)力出現(xiàn)在與槽形橫艙壁上方的強(qiáng)橫梁相交處，而設(shè)置短縱桁方案的甲板縱骨應(yīng)力比不設(shè)置短縱桁方案的縱骨應(yīng)力低很多，并且最大應(yīng)力出現(xiàn)在遠(yuǎn)離橫艙壁區(qū)域。通過多方案的應(yīng)力、變形的計(jì)算和對比分析，提出甲板構(gòu)件優(yōu)化設(shè)計(jì)方案，橫艙壁上方布置甲板短縱桁后，可有效增大槽形橫艙壁與上甲板相交處的扭轉(zhuǎn)剛度，減小了槽形橫艙壁在局部的轉(zhuǎn)角變形，降低槽形橫艙壁變形引起的甲板縱骨處的附加彎矩，甲板縱骨應(yīng)力水平明顯降低。

3 節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)

上述分析表明，設(shè)置甲板短縱桁可降低甲板縱骨應(yīng)力，但由此帶來的短縱桁結(jié)束處與縱骨的端部連接問題不可忽視[4]。由于甲板縱向構(gòu)件的總縱彎曲應(yīng)力很大，縱桁及縱骨中性軸變化導(dǎo)致的附加彎矩通過連接肘板傳遞至甲板縱骨上，引起縱骨在趾端位置過大的強(qiáng)迫變形，并非由趾端端部的應(yīng)力集中引起，因此將肘板做得更軟對減小趾端應(yīng)力作用不明顯。

為避免附加彎矩傳遞到甲板縱骨帶來的應(yīng)力水平升高，通過優(yōu)化結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，使縱桁傳遞的附加彎矩不由所連接的甲板縱骨承擔(dān)，提出如圖10所示的短縱桁端部與甲板縱骨的連接型式，這種結(jié)構(gòu)型式具有以下特點(diǎn)：①適當(dāng)降低短縱桁高度；②在短縱桁前后設(shè)置長而緩的過渡與甲板縱骨相連，通過使甲板縱桁過渡一檔強(qiáng)框間距，使其高度平緩下降；③ 與甲板縱骨支撐強(qiáng)橫梁的防傾肘板結(jié)合。

圖10 甲板短縱桁與甲板縱骨連接型式

經(jīng)過形狀參數(shù)優(yōu)化后的相交節(jié)點(diǎn)處的細(xì)網(wǎng)格模型見圖11。通過有限元細(xì)網(wǎng)格及疲勞強(qiáng)度計(jì)算分析表明，該節(jié)點(diǎn)型式可滿足規(guī)范要求，解決了上述問題。

圖11 縱桁過渡處細(xì)網(wǎng)格及疲勞網(wǎng)格

4 結(jié)論

1)橫艙壁上方強(qiáng)橫梁的設(shè)置對減小橫艙壁應(yīng)力及變形不起作用。

2)設(shè)置甲板短縱桁可約束艙壁變形，明顯減小甲板縱骨在橫艙壁附近的應(yīng)力。

3)由甲板縱桁及縱骨中性軸變化導(dǎo)致的附加彎矩，通過連接肘板傳遞至甲板縱骨上，導(dǎo)致趾端位置過大強(qiáng)迫變形，在甲板短縱桁與普通骨材過渡處存在突變，需合理設(shè)計(jì)節(jié)點(diǎn)。

4)所提出的甲板縱桁及縱骨連接節(jié)點(diǎn)型式可滿足規(guī)范要求，是一種值得推薦的較優(yōu)選擇。