采礦試驗船簡化結構設計方法

李成君，周佳

(中國船舶及海洋工程設計研究院 海工部，上海 200011)

由于面向深海的采礦船缺少實船數(shù)據(jù)及規(guī)范文件，需要針對采礦船進行總強度校核，確保結構設計可行性。采礦船外形為船型，船中具有月池，同時采礦船在月池區(qū)域集中布置塔架及鉆采設備共1 600 t，使得無論是重載出港還是輕載到港，全船始終處于中垂狀態(tài)，因此采礦船的設計波的控制載荷與常規(guī)船型有較大不同。為此，以深海采礦試驗船為對象進行波浪載荷簡化預報分析，計算波浪載荷，結合采礦船的特點進行總強度分析，確認結構設計關鍵位置。

1 波浪載荷簡化預報

對波浪載荷預報的簡化主要工作在于月池結構模型及全船重量重心調整2項工作。為了準確把握全船重量重心及月池結構對波浪載荷響應幅值的影響，對波浪載荷結果的差異進行分析。

由于船中有月池開口，角隅處易產生應力集中。在預報波浪載荷時，選取垂向剪力、彎矩以及船中轉矩作為典型設計工況。

1.1 月池結構的影響分析

月池區(qū)域的控制載荷為垂向彎矩。在月池開孔范圍內，垂向剪力和垂向彎矩隨著月池尺寸的增加而有所減小，但變化較小。對于具有甲板大開口的船舶，其轉轉對變形的影響不容忽視。為了確定月池在波浪載荷預報中是否可以直接簡化，建立水動力模型，見圖1。

圖1 不同模型濕表面網(wǎng)格

從定性角度分析，由于波浪載荷預報采用切片法，而月池結構改變了波浪誘導載荷的積分面積，特別是位于典型位置船中區(qū)域切片積分面積會降低，造成波浪誘導載荷差異，結果見圖2。

圖2 月池結構對波浪載荷響應幅值影響結果對比

從圖2可知，月池結構對垂向載荷影響較小，對轉矩影響較大。月池區(qū)域由于距離最大垂向剪力位置較遠，因此影響較小，分析船體梁載荷式(1)～(3)發(fā)現(xiàn)，垂向彎矩為沿船長方向的切片的垂向剪力的積分，因此最大垂向彎矩影響也不大，但是轉矩僅依靠橫剖面載荷進行積分，因此最大轉矩受到月池結構的影響較大。

1)垂向剪力。

(1)

2)垂向彎矩。

(2)

3)轉矩。

(3)

式中:為計算位置；為切片；，分別為剛體慣性力及力矩。

1.2 全船重量重心影響分析

船舶設計手冊要求用于水動力分析的模型與真實船體的重量重心誤差不得超過1%。由于重心的垂向坐標較難控制，因此簡化調整重心垂向位置進行波浪載荷預報，意義重大。通過調整有限元模型材料密度的方式，選取重量重心變化范圍較顯著的3個模型進行比較。見表1。

表1 不同質量模型重量與重心

提取靠近峰值的頻率的預報結果，得到的幅值響應見圖3，對比見圖4。

圖3 重量重心對波浪載荷響應幅值影響對比

圖4 重量重心對最大垂向彎矩及剪力的影響對比

由圖3可見，最大垂向彎矩及剪力受到模型重量重心的微弱影響，不過隨頻率變化趨勢一致，同時，最大響應幅值對應的頻率不受模型重量重心誤差的影響；而響應的最大轉矩幅值則受到重量重心影響較大，另外最大轉矩對應的波浪頻率也不一樣。

由圖4可見，當模型重量偏大，或重心的垂向位置偏低，則對應的垂向彎矩及剪力的幅值偏大；當模型重量偏大，或者重心偏高，最大轉矩的響應幅值偏大，最大轉矩對應的波浪頻率偏低。

1.3 波浪載荷簡化預報方法小結

在兼顧效率及精度的條件下，當僅預報垂向載荷作為控制載荷的設計波預報時，忽略月池結構直接建立完整的濕表面模型計算，且適當放寬模型的重量重心準確度。當船體總強度處于臨界狀態(tài)，或者需考慮最大轉矩作為控制載荷的設計波預報，則模型的月池結構及全船重量重心均應當按照規(guī)范要求進行準確模擬。

采礦試驗母船的設計工況包括轉矩，因此采用準確的濕表面及重量重心的水動力模型進行波浪載荷預報。

2 結構強度計算

以SESAM軟件計算包為例，一般進行結構強度計算的流程見圖5、6。

圖5 結構總強度及局部強度分析流程

圖6 結構疲勞強度分析流程

2.1 總強度計算

全船結構有限元模型及質量模型共用一個模型，見圖7。針對有限元模型進行簡化，由于最大剪力一般位于1/4～3/4船長位置，因此在1/5～4/5船長范圍內按照肋距以及縱骨間距的常規(guī)網(wǎng)格進行建模，對于該范圍之外的模型采用強框間距作為單元尺寸進行建模。

圖7 全船有限元模型&質量模型

計算工況選取6級海況，選取所有工況的包絡載荷進行計算，將裝載工況簡化為航行出港，航行到港，得到的設計波參數(shù)見表2。

表2 不同質量模型重量與重心

根據(jù)表2中的設計波進行總強度計算，選擇典型部位的計算結果見表3，應力見圖8。

表3 全船總強度典型部位應力計算結果 MPa

圖8 典型部位應力云圖

從圖8及表3可以看出，最大應力發(fā)生在縱艙壁位置，其次是主甲板，最后是外殼，因此可以判定應力傳遞路徑為從塔架到縱艙壁，到甲板再到外板，在進行結構加強設計時根據(jù)應力傳遞路徑簡化月池區(qū)域的結構加強，由于應力在傳遞過程中存在結構剛度的抵抗，應力水平將會逐級衰減，根據(jù)應力傳遞路徑逐漸降低結構剛度，可避免整體加強造成的結構冗余，還能避免加強區(qū)域偏差導致的應力集中。

2.2 局部結構強度計算

由于總強度采用梁單元模擬塔架，而應力無法從梁單元傳遞到板單元，因此塔架局部結構強度的計算并不準確。采用子模型法對塔架底座及月池角隅的局部結構強度進行分析。根據(jù)總強度分析的粗網(wǎng)格計算結果，截取對應區(qū)域的模型細化，見圖9。

圖9 子模型網(wǎng)格劃分

選取與船體變形方向一致的局部載荷作為典型載荷計算疲勞壽命。

2.3 疲勞壽命計算

疲勞環(huán)境選取全球海況，波浪譜選為PM譜，計算流程同前。

該船用于校核疲勞的節(jié)點主要是塔架底座，主甲板及船底月池開口角隅。直接從局部強度模型中提取模型并繼承局部模型的邊界條件，疲勞校核模型及邊界條件見圖10，塔架底座模型單元總數(shù)14 672，月池區(qū)域開口角隅模型單元總數(shù)14 335。

圖10 疲勞校核模型

一般疲勞分析需要根據(jù)不同裝載工況及作業(yè)場景進行概率分布計算。在工程設計過程中，可根據(jù)情況進行簡化，提取危險場景進行估算。限于篇幅，選取某熱點位置以及插值方式進行疲勞校核，熱點位置見圖11、12。

圖11 疲勞校核熱點位置

圖12 疲勞校核插值方式

采用譜分析方法進行全概率疲勞壽命計算，需要選擇正確的-曲線，塔架底座由于是焊接結構，其疲勞性能較差，選取曲線，月池開口區(qū)域選取曲線。對熱點疲勞壽命進行計算，選取典型插值結果見表4。

表4 熱點疲勞計算結果

可以看出最短的疲勞壽命為1.2年，位于主甲板月池開口角隅位置。考慮到本船功能定位于海上采礦試驗，并非正式服役，因此目前的疲勞結果可以滿足試驗要求，不過本船若作為采礦作業(yè)條件時，該處是一個危險點，在設計過程中應當進行加強。

2.4 強度校核簡化方法小結

該船簡化工作主要包括在簡化設計載荷的過程中考慮船體變形與局部載荷疊加的影響；計算模型選擇子模型方法進行強度分析；將關注區(qū)域的網(wǎng)格按照受力特征進行網(wǎng)格細化，然后將全船模型的邊界條件傳遞到子模型中；另外，根據(jù)應力傳遞路徑，簡化局部結構加強。

3 結論

針對采礦試驗船得出簡化模型的可行性方法：當主控載荷為垂向載荷以及總強度非臨界狀態(tài)的前提下，模型可簡化處理，當需要考慮橫向載荷作用時則不可簡化處理。

采用子模型法對月池區(qū)域結構屈服及疲勞強度進行分析，給出了基于子模型分析的流程以及方法，確定強度分析中的應力傳遞路徑，為結構設計以及強度評估提供技術支持，并為后續(xù)的局部結構加強提供參考。

但是，分析的完整性存在不足，主要在于模型簡化方面，只定性給出月池結構及全船重量重心對波浪載荷幅值影響，沒有針對不同船型的結果的影響進行對比，并獲取估算公式，為模型簡化工作提供數(shù)據(jù)支持。后續(xù)應考慮選取不同的成熟船型進行對比分析，計算出月池結構或者重量重心對不同載荷的影響因子，得到適應性較好的載荷估算公式，然后采用新船型進行驗證，從而更準確地把握處理簡化模型的波浪載荷的預報方法。