散貨船連續(xù)縱向艙口圍板設(shè)計(jì)

顧俊，何建軍2，傅建鵬，彭亞康

(1.中國(guó)船舶及海洋工程設(shè)計(jì)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(shè)計(jì)一般將散貨船縱向艙口圍板設(shè)計(jì)成不連續(xù)的結(jié)構(gòu)型式[1]，規(guī)范計(jì)算時(shí)不能計(jì)入船體梁總縱強(qiáng)度。此外，縱向艙口圍板趾端處的應(yīng)力水平普遍較高，一旦設(shè)計(jì)時(shí)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(yīng)力通常也很高，海損也經(jīng)常發(fā)生[6]，疲勞強(qiáng)度也難以滿足。為此，考慮對(duì)傳統(tǒng)散貨船縱向艙口圍板進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)，把縱向艙口圍板做成連續(xù)的，將縱向艙口圍設(shè)計(jì)成參與船體梁總縱強(qiáng)度的結(jié)構(gòu)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(shù)方案

計(jì)入總強(qiáng)度的散貨船艙口圍設(shè)計(jì)見(jiàn)圖1。

圖1 連續(xù)的縱向艙口圍板設(shè)計(jì)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(biāo)號(hào)為2的構(gòu)件，方便人員通行以及系泊設(shè)備布置。從控制空船質(zhì)量的角度考慮，縱向艙口圍結(jié)構(gòu)的材料屈服極限相對(duì)于主甲板可以提高一個(gè)等級(jí)。如主甲板材料為H36鋼，則縱向艙口圍結(jié)構(gòu)采用H40；如主甲板采用H32鋼，則縱向艙口圍結(jié)構(gòu)采用H36。當(dāng)然，如果通過(guò)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(jí)相同。

在縱向連續(xù)艙口圍板(圖1中標(biāo)號(hào)為2的構(gòu)件)已經(jīng)全部參與總強(qiáng)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(biāo)號(hào)為3的構(gòu)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(jié)構(gòu)對(duì)船體梁剖面模數(shù)的貢獻(xiàn)和增加貨艙容積，艙口縱桁結(jié)構(gòu)的高度應(yīng)盡可能小。為了保證頂邊艙結(jié)構(gòu)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(biāo)號(hào)為4的構(gòu)件)上翻至甲板以上；或者適當(dāng)增加最靠近中縱剖面的甲板縱骨與艙口縱桁的間距。

2 設(shè)計(jì)驗(yàn)證

以21萬(wàn)t散貨船第6貨艙為研究對(duì)象，見(jiàn)圖2。各艙之間的縱向艙口圍板做成連續(xù)的結(jié)構(gòu)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(qiáng)度鋼。

2.1 縱向艙口圍板連續(xù)對(duì)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(guó)際船級(jí)社協(xié)會(huì)頒布的關(guān)于《油船和散貨船的共同結(jié)構(gòu)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(jiàn)圖3。

圖2 評(píng)估區(qū)域

圖3 中縱向艙口圍板連續(xù)設(shè)計(jì)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(lái)的影響，對(duì)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(guò)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(yīng)力和原始方案(case1)相等。

圖5 主甲板von Mises應(yīng)力考察區(qū)域

7種方案應(yīng)力結(jié)果對(duì)比見(jiàn)表1。

表1 主甲板考察區(qū)域的平均von Mises應(yīng)力

注：平均von Mises應(yīng)力為按單元面積加權(quán)平均。

對(duì)比case1和case2可以看出，當(dāng)縱向艙口圍板連續(xù)后，主甲板的平均von Mises應(yīng)力下降。對(duì)比case3～case7可以看出，當(dāng)不斷減小圖4中減薄區(qū)域的板厚，主甲板的平均von Mises應(yīng)力呈上升趨勢(shì)，當(dāng)減薄區(qū)域的板厚減小6 mm時(shí)，case6的主甲板平均von Mises應(yīng)力和case1相差的最小。因此，當(dāng)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(yù)估整個(gè)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(duì)剛度變大，從而使艙口角隅的應(yīng)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(yīng)力見(jiàn)表2，當(dāng)艙口圍板連續(xù)后和/或減薄區(qū)域的板厚減小時(shí)，艙口角隅嵌厚板的粗網(wǎng)格平均von Mises應(yīng)力可以降低。

表2 艙口角隅處嵌厚板的平均von Mises應(yīng)力

縱向艙口圍板von Mises應(yīng)力云圖見(jiàn)圖6。

圖6 縱向艙口圍板von Mises應(yīng)力云圖

對(duì)比圖6a)和圖6b)，當(dāng)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(yīng)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(yīng)力比其艙中艙口圍板大41.56%，達(dá)到360.88 MPa，不滿足粗網(wǎng)格許用衡準(zhǔn)(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(jìn)行50 mm×50 mm的細(xì)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(xì)網(wǎng)格計(jì)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(huì)有應(yīng)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(zhǔn)，有必要進(jìn)行50 mm×50 mm的細(xì)網(wǎng)格分析。細(xì)網(wǎng)格計(jì)算結(jié)果顯示，連續(xù)縱向艙口圍板在突變處細(xì)網(wǎng)格的峰值von Mises應(yīng)力為447 MPa，見(jiàn)圖7。

圖7 連續(xù)縱向艙口圍板在突變處細(xì)網(wǎng)格von Mises應(yīng)力云圖(靜+動(dòng)工況)

如采用H36鋼，也小于許用標(biāo)準(zhǔn)489 MPa。基于S×S(S為骨材間距)面積的平均von Mises應(yīng)力為326 MPa，能滿足粗網(wǎng)格衡準(zhǔn)326 MPa。證明縱向艙口圍板突變連接處能夠滿足共同結(jié)構(gòu)規(guī)范要求。當(dāng)然，如果縱向艙口圍板采用H40鋼，則更能滿足共同結(jié)構(gòu)規(guī)范的要求。這說(shuō)明縱向艙口圍板連續(xù)后，突變處的艙口圍板過(guò)渡結(jié)構(gòu)可以滿足共同結(jié)構(gòu)規(guī)范的要求。不連續(xù)的縱向艙口圍板趾端疲勞及細(xì)網(wǎng)格應(yīng)力均難以滿足規(guī)范要求，需要進(jìn)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(dāng)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(yīng)力區(qū)及疲勞易發(fā)生區(qū)，消除了趾端疲勞裂紋隱患點(diǎn)。

2.3 縱向艙口圍板連續(xù)對(duì)艙口角隅處應(yīng)力及疲勞強(qiáng)度的影響

通常，艙口角隅處的應(yīng)力水平比較高，疲勞強(qiáng)度也難以滿足，是設(shè)計(jì)時(shí)的一個(gè)難點(diǎn)[8-9]，在設(shè)計(jì)時(shí)需要反復(fù)修改方案。選取case1和case6作為對(duì)比對(duì)象。case1方案角隅圓弧的應(yīng)力和case6方案角隅圓弧的應(yīng)力見(jiàn)圖8。

圖8 角隅圓弧的von Mises應(yīng)力云圖

方案的對(duì)比見(jiàn)表3。

表3 方案對(duì)比

注：tn50為扣除一半腐蝕后的板厚。

相較于原始設(shè)計(jì)方案，case6角隅圓弧應(yīng)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(jiàn)，縱向艙口圍板連續(xù)對(duì)艙口角隅處應(yīng)力及疲勞均有改善，對(duì)艙口角隅圓弧自由邊的疲勞改善更為顯著。

3 結(jié)論

采用連續(xù)縱向艙口圍板設(shè)計(jì)方案來(lái)解決散貨船輕量化的問(wèn)題，實(shí)現(xiàn)了主甲板區(qū)域輕量化的預(yù)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(wèn)題，改善艙口角隅處的應(yīng)力和疲勞，提高船體局部結(jié)構(gòu)的承載能力，降低局部結(jié)構(gòu)的失效概率。結(jié)果顯示，改善艙口角隅處的應(yīng)力水平，通常是增加艙口角隅嵌厚板的板厚，但其實(shí)也可通過(guò)降低相鄰板的板厚來(lái)實(shí)現(xiàn)，其原理是增加艙口角隅局部的相對(duì)剛度來(lái)降低自身的應(yīng)力水平。這種連續(xù)的縱向艙口圍板設(shè)計(jì)與傳統(tǒng)的不連續(xù)的艙口圍板設(shè)計(jì)有很大的不同，通過(guò)有限元的論證分析，可以應(yīng)用于散貨船設(shè)計(jì)中。