33 000 DWT雙相不銹鋼化學品船貨艙結構設計

黃曉豐，張津寧，徐曙

(1.上海歐得利船舶工程有限公司，上海 200023；2.南通象嶼海洋裝備有限責任公司，江蘇 南通 226368)

雙相不銹鋼制化學品船使用雙相不銹鋼使各艙所裝化學品不易互相滲透，且無需涂層，可減少營運時貨艙的維護工作量，提高航行安全性和使用壽命。但因為不銹鋼材料比較特殊，價格較高，建造成本很高，在滿足結構強度要求的情況下，降低不銹鋼用量是船型設計時考慮的重點問題。考慮以33 000 DWT雙相不銹鋼化學品船為例，從貨艙區的結構布置、舯剖面設計及水平槽型艙壁應用等方面，分析降低不銹鋼用量的方法。

1 貨艙結構設計

1.1 貨艙艙壁布置

該船按照成品油船和IMO II型化學品船使用要求和標準進行設計，主要用于裝載化學品和成品油，各艙均有獨立裝卸系統，貨艙滿載時的貨物密度為1.54 t/m3，83%裝載時的貨物密度為1.85 t/m3。該船滿足協調共同結構規范(HCSR)的要求，整個貨艙區除內殼、艏艉艙壁采用平面艙壁外，其余艙壁均采用槽型艙壁，中縱艙壁采用垂直槽型艙壁，橫艙壁均采用水平槽型艙壁，貨艙艙壁布置見圖1。

圖1 貨艙艙壁布置示意

1.2 舯剖面設計

大、中型化學品船的甲板、舷側和底部結構采用縱骨架式，為了便于日后清艙，化學品船貨艙區的構件全部設置在貨艙的外表面[1]。該船貨艙內的內底板、內殼板、甲板、中縱艙壁及橫艙壁均采用雙相不銹鋼鋼板，典型舯剖面見圖2。中縱艙壁為垂直槽型艙壁不參與總縱彎曲強度但參與剪切強度計算，其余縱向構件均參與總縱強度計算。

圖2 典型舯剖面示意

由于貨艙數量多，裝載方式靈活，中垂彎矩一般較小，多以在壓載工況下的最大中拱彎矩來校核船體梁的總縱彎曲強度。由于化學品船上甲板是封閉的，船體梁剖面上甲板和底板有效面積相當，剖面模數較易滿足總縱彎矩要求，舷側結構采用雙殼設計也使得剪切強度較易滿足要求[2]。

為了控制船舶造價，特別對貨艙的結構設計進行優化，達到節約不銹鋼用量，降低造價的目的。為了控制主甲板、內殼及內底的板厚，可以適當減小縱骨的間距來貼近最小板厚要求，兼顧到雙層底需要設置PMA通道的要求，縱骨間距設置為650 mm，艏艉貨艙因船體線型變化，內殼需要往船中收縮，在一些局部縱骨需要截止改成橫骨架式的區域，也采取在肋距中間增加橫向構件的方法，讓板格更小，從而達到減低不銹鋼板厚的效果。該船采用新日本制鐵公司的ASTM S31803雙相不銹鋼，材料的屈服極限、抗拉極限隨環境溫度的變化曲線見圖3。

圖3 ASTM S31803雙相不銹鋼材料性能 隨環境溫度的變化

充分考慮利用雙相不銹鋼高強度的材料特性，主甲板，內殼及內底的縱骨材料采用AH36的高強度鋼，AH36的骨材和雙相不銹鋼板材較為匹配，可以提高整體板架的承載能力[3]。同時通過適當增大縱骨尺寸，使其盡可能多地分擔總縱強度，減小主甲板、內殼及內底板參與總縱強度的負擔。設計初期需要和總體專業進行配合，分艙時使艙長與縱向槽型艙壁的槽型周期能夠配合良好，且避免分艙艙長過長，減小晃蕩載荷。

根據廠商提供的ASTM S31803雙相不銹鋼力學性能表，通過插值，可得此雙相不銹鋼在溫度80 ℃時，Rp0.2即塑性延伸為0.2%時對應的強度值約為460 MPa。為了減少不銹鋼的用量，在校核不銹鋼構件尺寸時，應力衡準應盡可能地接近其力學性能的極限。考慮到所訂購的不銹鋼焊條的焊縫熔敷最小屈服強度為450 MPa，該船的不銹鋼校核衡準取450 MPa。

HCSR規范屈曲章節中規定，板格的凈厚度應t滿足：

式中：b為板格的寬度，mm；C為長細比系數，取為：C=100，船殼外板和貨物及液艙邊界,C=125；ReH為板材料的最小屈服應力，MPa。

通過規范及有限元計算發現，大部分甲板板和內殼板凈厚度取8.5 mm即可以滿足總縱強度及局部強度的要求；而根據以上衡準公式，b=650 mm,C=100,ReH=450 MPa，tp應不小于9 mm才能滿足要求[4]。從有限元計算結果發現:絕大部分主甲板、內殼,以及內底板的應力水平并沒有那么高，如果不銹鋼校核衡準取450 MPa的話，因屈曲強度對板格的凈厚度的規定，反而對控制整體不銹鋼用量不利。經與船級社專家商議，對于主甲板、內殼，以及內底板的不銹鋼校核衡準取為420 MPa，而對于縱向和橫向槽型艙壁，不銹鋼板的校核衡準取為450 MPa，并在圖紙中加以說明。

1.3 縱向和橫向槽型艙壁設計

該船貨艙長度約131.25 m，共有20個獨立的液貨艙和2個污油艙。典型的貨艙寬度比貨艙艙深小，貨艙采用水平槽型艙壁設計，特別是水平槽型橫艙壁方便在高度方向上根據載荷不同設水平板縫取不同的板厚，對減輕結構重量非常有利，貨艙長度較貨艙艙深更長，縱艙壁采用垂直槽型艙壁設計，更有利于減輕結構重量[5]。根據規范要求，型深小于16 m的船舶，垂直槽型不強制要求設置底墩。考慮到設置底墩，會導致總艙容較大的損失，該船不設置底墩，縱向垂直槽型艙壁直接與甲板、內底連接，反面用甲板縱桁和內底縱桁加強。橫艙壁采用水平槽型，中縱艙壁處設置1個箱型結構與水平橫槽型艙壁進行連接，典型的中縱垂直槽型艙壁和水平槽型橫艙壁布置見圖4。

圖4 典型的中縱垂直槽型艙壁和水平槽型橫艙壁示意

箱型結構定義為空艙，主甲板設置人孔蓋進入。在箱型結構內，設置傾斜隔板對在水平槽型艙壁腹板進行對應加強，隔板上開人孔，使其滿足永久檢驗通道要求。

2 艙段有限元分析

該船滿足《協調共同結構規范》(HCSR)的入級要求，結構有限元模型的載荷、邊界條件及網格參照HCSR的要求進行，評估區域須包括整個貨艙范圍。考慮到文章的篇幅，本文只對中部貨艙區域進行分析。

從計算結果來看，水平槽型橫艙壁的中心在“品字形裝法”的工況下，變形較大，出現了水平橫槽壁槽型面板屈曲的情況，見圖5。

圖5 水平橫槽壁槽型面板出現屈曲示意

垂直槽型縱艙壁與箱型結構相交處的底部在隔艙裝載的工況下，因受拉比較嚴重，也出現了應力過高的情況，而且超出較多，見圖6。初步判斷是箱型結構的剛度不夠，需要增大其剛度采用承受大密度貨物的裝載要求。增大箱型結構的剛度可通過增加箱型結構的板厚，封閉與箱型立柱相連的一個縱槽做為箱型結構的一部分或縱壁設置底墩等方法。

圖6 垂直槽型縱艙壁與箱型結構相交處計算結果

對比發現，增加箱型結構的板厚對增大箱型結構的剛度效果有限，封閉與箱型立柱相連的一個縱槽做為箱型結構的一部分和縱壁設置底墩這兩個方案對增大箱型結構的剛度很有幫助。有限元計算結果發現，艙壁變形明顯變小，水平槽型橫艙壁的屈曲問題得到有效解決，垂直槽型縱艙壁與箱型結構相交處底部的應力水平也大大減小。比較兩種方案，增設底墩不銹鋼增加的量較少一些，但艙容損失較大，不能滿足規格書對艙容的要求，故采用封閉與箱型結構相連的一個縱槽的方案，見圖7。

圖7 修改后的箱型結構示意

3 局部區域應力集中的特殊處理

有限元計算發現，在實肋板與中縱艙壁面板底端交接處和內底水密縱桁在箱型結構端部拐點處的應力較大，且很難通過增加板厚使其應力降下來。增大實肋板和內底縱桁應力集中區域板厚則出現中縱艙壁和箱型結構底端應力超出衡準；而如果局部增大中縱艙壁和箱型結構底端的板厚，下加強區域的應力又超出衡準，出現此消彼長的情形；如果通過硬加板厚滿足要求的話，板厚都需要加得非常大，不大合理。從其他區域計算結果發現，在塢墩肘板與中縱艙壁面板底端交接處和非水密縱桁與箱型結構端部拐點處(非水密縱桁在箱型結構端部拐點處下方有減輕孔)，反而沒出現應力超標的問題。分析判斷此兩處應該是存在“硬碰硬”的情況，應力沒有得到有效的釋放。經協商，修改內底壓載艙邊界，將在箱型結構端部拐點下的內底縱桁統一改為非水密，對稱的縱桁改為水密。肋板應力集中區域通過開一個直徑200 mm的小孔，讓其應力得到有效的釋放，應力集中問題得到有效解決，見圖8。

圖8 肋板應力集中區域開應力釋放孔示意

4 結論

1)對33 000 DWT不銹鋼化學品船，提出采取適當減小縱骨間距和選擇性降低雙相不銹鋼設計強度的方式來減少主甲板、內殼及內底板的板厚，從而達到減輕不銹鋼用量的目的。

2)在分析縱、橫艙壁相交處箱型結構的強度問題過程中，通過多方案對比，發現采用封閉與箱型結構相鄰的縱槽的方案能有效提高箱型結構的剛度，并解決水平槽形橫艙壁的屈曲問題，且對艙容的影響較小。

3)對于在實肋板與中縱艙壁面板底端交接處和內底水密縱桁在箱型結構端部拐點處出現的應力集中問題，采用應力釋放孔的方式是最有效的解決方法。