超大型礦砂船典型節點優化設計研究

林 莉，王麒琳

（中國船級社審圖中心，上海 200135）

0 前 言

隨著世界航運市場競爭的日益激烈，船舶大型化已成為各主力船型的主要發展趨勢。對于超大型礦砂船（Very Large Ore Carries，VLOC）和散貨船，為了保證經濟性，其空船重量成為衡量結構設計成功與否的主要標桿，結構優化更是被廣泛用于船體結構設計的方方面面。

CAE技術是計算機技術和工程分析技術相結合形成的新興技術，作為一項跨學科的數值模擬分析技術，越來越受到科技界和工程界的重視。本文利用CAE軟件對船體結構細節進行了分析和評估，在經驗的基礎上通過比較計算，以可視化的手段更加方便快捷地實現節點的優化設計。

1 細化網格有限元分析要求

船體結構細節連接有下列兩類最基本的形式：一類是結構幾何連接突變處，如：VLOC的縱艙壁與內底板相交處、雙殼油船的底邊艙折角、集裝箱船的內殼和平臺的連接部位等，這類結構細節的構造特點是結構構件的布置上是突變的；另一類是肘板連接處，如：局部縱桁與縱向骨材的肘板端部連接、甲板縱骨與橫艙壁垂直扶強材的肘板端部連接等。

對于VLOC，縱艙壁與內底板相交處必須進行網格細化；當艙段部位粗網格不能準確地模擬結構細節，并且超出粗網格篩選衡準（其結果超出90%的許用應力）時，則應采用細化網格進行分析。IACS共同結構規范對細化網格分析的要求歸納為：

1)建模要求：根據節點形式，網格尺寸可采用50mm×50mm、100mm×100mm、200mm×200mm。從細化網格到較粗網格的過渡應保持平穩。單元的長寬比應盡可能保持接近1，應避免網格密度的變化和三角形單元的使用。當采用50mm×50mm網格時，細化網格區域內的骨材應使用板單元建模。

2)邊界條件及載荷：可使用嵌入法或獨立局部有限元模型法。使用獨立局部有限元模型法時，從艙段有限元模型中得到的節點位移應作為給定位移，施加到局部模型的對應邊界節點上；細化區域內所有局部載荷，也應施加到局部有限元模型上。

3)衡準要求：細化網格許用應力等于粗網格許用應力乘以應力放大系數。不同細化網格尺寸，應適用不同的應力放大系數，詳見表1。

表1 細化網格許用應力

表中：[σvm]——粗網格艙段模型的von Mises許用應力，N/mm2。

細化有限元分析的流程見圖1。

圖1 細化有限元分析流程

2 VLOC節點分析及優化實例

以2艘VLOC的結構有限元分析為例，根據艙段粗網格計算結果，對雙層底局部短縱桁與內底/外底縱骨連接過渡區域、槽形橫艙壁底凳與縱艙壁相交處、橫艙壁水平桁與外板縱骨連接過渡區域等部位進行了細化網格分析。

2.1 雙層底局部短縱桁節點優化

A型VLOC位于橫艙壁處的雙層底局部短縱桁向前/后各延伸一檔強框架間距（約 6m）與內底/外底縱骨的連接過渡區域設置肋板扶強材及過渡肘板，扶強材大小為350mm×12mm/150mm×12mm，過渡肘板呈30°三角形，圓弧半徑為600mm，節點形式見圖2，細化網格模型見圖3。

圖2 原結構節點形式

經細化網格分析后發現，在肘板趾端（圖 2、圖3中圓圈位置）存在嚴重的應力集中，其值達到1080N/mm2。

經分析后采用弱化原結構和加強原結構兩種方案，有效改善了該節點的應力分布，詳細計算結果對比見表2，修改后的節點形式見圖4和圖5。

圖 3 細網格模型

表2 細化網格應力結果

圖4 減小肋板扶強材及過渡肘板節點型式

圖5 加強肋板扶強材及過渡肘板節點型式

經過比較分析，該區域產生高應力的主要原因在于：槽型橫艙壁底凳和局部雙層底縱桁的剛度極大，造成連接處的肘板剛度也很大，致使肘板與外底縱骨相交處的應力得不到充分釋放。為了使應力集中得到更好的釋放，采用兩種不同的方案對該節點進行優化。其一，“弱化”此處肘板結構，適當減小過渡肘板的剛度，以此加速應力釋放，并提高過渡區域的強度，即：取消肋板扶強材及肘板面板，將普通鋼提高為AH36鋼，見圖4；其二，“加強”連接處的肋板扶強材、縱骨及過渡肘板成為一體式，并延長過渡區域、加大肘板縱向跨距，見圖5。經過計算，兩種方案均較好地滿足衡準要求。

B型VLOC位于橫艙壁處的雙層底局部短縱桁向前/后僅延伸半檔強框架間距(約 3m)，與內底/外底縱骨的連接過渡區域僅設置過渡肘板，肘板大小為700mm×700mm×12mm/120mm×11mm AH36，圓弧半徑800mm，局部短縱桁靠近過渡肘板處設有800mm×600mm開孔，節點形式見圖6，細化網格模型見圖7。

圖6 原結構節點形式

圖7 細網格模型

經細化網格分析后發現，在開孔圓弧區域（圖7中圓圈位置）存在嚴重的應力集中，其值達到910N/mm2。

經分析，此處開孔圓弧部位呈高應力的主要原因為：該區域是大剛度主要構件與小剛度次要構件連接過渡區域，開孔后使得過渡區域面內剛度降低，裝貨工況下，內底板受貨物壓力向下變形而外底板受波浪壓力向上變形，開孔區域面內變形過大，引起高應力集中。

采用軟化原結構和加強原結構兩種方案，試圖改善開孔區域和肘板趾部的應力分布。但由于B型船的雙層底局部短縱桁僅向前/后各延伸了3m縱向距離，主要構件向次要構件過渡區域仍處于橫艙壁底凳剪應力衰減范圍，數值計算顯示采用軟化原結構方案對改善肘板趾部的應力集中無效，而只能采取加強原結構的方案：將開孔向橫艙壁方向平移500mm，增設環形面板并增加局部板厚，加強連接處的肋板扶強材、縱骨及過渡肘板成為一體式，以此延長過渡區域、加大肘板縱向跨距。經加強后計算結果滿足衡準要求。詳細計算結果見表 3，修改后的節點形式見圖8。

表3 細化網格應力結果

圖8 加強肋板扶強材及過渡肘板節點形式

2.2 槽型橫艙壁底凳與縱艙壁相交處節點優化

礦砂船中貨艙多采用槽型橫艙壁，并設有底凳，邊貨艙采用平面橫艙壁，邊艙位于底凳與縱艙壁相交處設有延伸過渡結構，細化模型見圖9和圖10，結構形式見圖11。

經計算，延伸過渡結構的平臺上的R350mm圓弧處應力達到 450N/mm2，其值超出許用應力。經分析其原因為：平臺以上的過渡結構為扶強材，平臺以下的過渡結構為T型材剖面的大肘板，裝貨工況下，位于底凳頂板以上的縱艙壁受到貨物壓力向邊艙變形，而平臺及平臺以下大肘板剛度較大，因此平臺以上R350mm圓弧處承受擠壓，變形過大。

圖9 槽型艙壁底凳與縱艙壁相交處艉面結構

圖10 槽型艙壁底凳與縱艙壁相交處艏面結構

圖11 槽型艙壁底凳與縱艙壁相交處邊艙內延伸過渡結構

針對R350mm圓弧處進行加強，將肘板臂長由900mm延長至1330mm，肘板半徑由350mm增加到600mm，并且由原先的普通鋼提高至AH36，加強后應力結果為405N/mm2，滿足應力衡準。

2.3 平面橫艙壁水平桁與強框架橫撐連接處節點優化

礦砂船中邊貨艙水平桁與強框架橫撐連接處結構形式見圖12。

圖12 水平桁與縱艙壁縱骨連接處結構形式

經計算，水平桁與強框架橫撐連接處16mm×1280mm×1280mm/R1100mm 肘板自由邊應力結果達到 403N/mm2，超出許用應力。因該肘板過渡的水平桁為AH36高強度鋼，故采用等強度設計概念對肘板進行加強，而將此肘板也加強為高強度鋼后，其結果滿足應力衡準。

3 結 論

從上述分析可以看到，細化網格分析能夠清晰反映結構在較小區域內的的應力梯度，為VLCO結構細節設計提供了有力且有效的技術手段。

針對上述三處VLCO典型節點的細化分析，可以得到以下結論：

(1)局部短縱桁宜向橫艙壁前后各延伸一個強框架間距，局部短縱桁與內、外縱骨過渡區域的肘板宜與肋板扶強材和縱骨采用一體過渡方式，以使應力釋放得更加充分。

(2)對于槽型橫艙壁底凳與縱艙壁相交處邊艙的延伸過渡結構宜加大剛度，及加大圓弧半徑。(3)對于橫艙壁水平桁與縱骨連接處的肘板，宜采用與相鄰主要支撐構件等強度的設計概念，應適當提高鋼級，采用高強度鋼。