考慮腐蝕損傷的雙體船連接橋結構極限強度分析

周維

(中國船級社上海分社，上海 200137)

雙體船比一般單體船具有更大型寬的結構特征，故其橫向強度問題變得十分突出，并且連接橋結構的高度和片體型深相差較多，因此連接橋區域的強度問題是進行雙體船強度分析的關鍵所在[1-3]。為減輕結構重量，滿足雙體船舶輕量化需求，鋁合金材料在雙體船得到普遍的應用。由于鋁合金船會發生較為嚴重的點腐蝕導致船體構件有效厚度減薄，從而使船體結構對外載荷的抵抗能力下降；其中，抵抗屈曲破壞的能力下降更為劇烈[4]。因此對于服役一定年限的鋁質船舶，為確保船體結構的安全，需研究點腐蝕對船舶鋁質結構極限強度的影響。為此，以某鋁質雙體船為對象，對其連接橋區域的含腐蝕損傷板和加筋板結構極限強度進行，首先對腐蝕損傷情況進行分析，針對關鍵因素——腐蝕體積[5]，建立包含腐蝕因素的鋁質雙體船連接橋基本板格結構和加筋板結構的極限強度工程化評估方法；然后建立目標船主船體結構的三維模型，根據中國船級社(CCS)規范確定載荷及計算工況；通過對目標船的實船檢測和有限元分析，校核連接橋結構的極限強度，對工程化評估方法進行實船驗證。

1 連接橋結構腐蝕損傷特征分析

點腐蝕是鋁質結構在實際海洋環境中發生的典型腐蝕形態，是在鋁質結構表面產生針尖狀、點狀或孔狀的一種局部的腐蝕形態，在鋁合金船體外表面比較普遍，嚴重的甚至導致船體穿孔。圖1所示為目標船連接橋區域腐蝕損傷情況，可以看出在連接橋面板、框架及加強T排上點腐蝕很普遍。

圖1 目標船連接橋區域腐蝕損傷情況

表征船體結構點腐蝕損傷狀態的檢測參數主要有：蝕坑密度、蝕坑深度和蝕坑直徑。實船測量主要是針對以上3個檢測參數而開展的，所采用的設備為YR-FS-S型腐蝕凹坑深度儀和數字式游標卡尺。

通過對連接橋面板、橫向框架及加強T排3個位置蝕坑密集區域的觀察和測量發現：蝕坑密度基本一致，單位面積(100 mm×100 mm)測算得到的蝕坑數目在3～4個，在后續計算中蝕坑密度取為400 個/m2。

1.1 測點統計數據

對面板、橫向框架及加強T排3個位置共120組測量數據進行統計分析，見表1。

由表1可見，雖然在各個局部測量位置上，蝕坑深度與蝕坑直徑具有一定的相關性，但不同位置上的相關系數差異較大，最大的相關性系數為0.274(橫向框架區域、負相關)；通過對所有測點的分析發現，其相關性系數僅為0.014，這表明目標船蝕坑深度與蝕坑直徑二者基本不存在相關性，應視為統計獨立的隨機性變量。

表1 蝕坑統計 mm

1.2 基于重點樣本數據的腐蝕體積計算方法

船體結構的點腐蝕損傷較為復雜，需要綜合考慮多個參數，但是如果將多個參數同時用到船體結構的強度分析中，分析會變得更加復雜且難以得到理想的結果。通過對實船檢測的所有參數進行相關分析，將參數綜合起來得到更簡單的工程化參數——腐蝕體積，用于后續的強度分析。

基于重點樣本數據的腐蝕體積計算方法利用蝕坑數目和腐蝕坑的測量數據作為輸入，并結合概率論中的極值理論，預測檢測區域內的平均蝕坑深度和平均蝕坑直徑，進而計算腐蝕體積。為便于考慮，在分析時采用的基本假設如下：①蝕坑深度和蝕坑直徑均服從對數正態分布；②所有蝕坑的柱形系數取為1，即都為圓柱形蝕坑。

根據極值理論，選取的測點樣本數據最大蝕坑深度、最大蝕坑直徑就是目標區域所有蝕坑隨機變量的極值，可以通過這3個參數(樣本數目、極大值和均值)迭代計算獲取估計值的標準差。

確定了蝕坑深度、直徑的統計參數之后，就可以對蝕坑進行模擬得到檢測區域內所有腐蝕坑的深度和直徑數據，進而得出腐蝕體積。由于蝕坑深度和蝕坑直徑均為隨機變量，因此腐蝕體積也是隨機變量，每一次模擬可能產生不同的腐蝕體積。為了得到較合理的腐蝕體積，應該進行足夠多次的模擬，并取多次模擬的平均值作為最終的腐蝕體積,見表2。在后續的實船結構強度分析中，單位面積(1 m2)腐蝕體積統一采用表2中所有測點區域的統計計算結果(即腐蝕體積為690.4 mm3)。

表2 不同區域單位面積(1 m2)腐蝕體積計算結果 mm3

2 連接橋結構極限強度數值仿真

2.1 板格結構極限強度分析

根據規范[6]選取的基本板格指除周界以外，域中無任何骨材和加強結構，目標船連接橋區域板格尺寸為1 850 mm×300 mm×12.5 mm，鋁合金材料屈服強度為215 MPa，彈性模量E=0.7×105MPa，泊松比γ=0.33，初始缺陷參考文獻[7]進行設定，邊界條件設為四邊簡支。圖2為含點蝕基本板格有限元模型，點蝕坑采用圓柱形腐蝕坑的形式，均勻分布于板格兩面，每50 mm×50 mm區域存在1個點蝕坑，點蝕坑直徑及深度根據不同腐蝕體積而定，腐蝕面積不超過總面積的25%，腐蝕深度不超過初始厚度的50%。通過計算得到不同腐蝕體積下板格結構的極限強度折減因子(見圖3)，折減因子定義為腐蝕情況下極限強度與不考慮腐蝕情況下極限強度的比值，腐蝕體積為點腐蝕損傷板的腐蝕體積ΔV與為無腐蝕損傷板的體積V的比值。

圖2 含點蝕基本板格有限元模型

圖3 板格極限強度折減因子隨腐蝕體積變化

由圖3可見,腐蝕體積較小時，在短邊受壓工況和剪切工況下，板格極限強度變化并不明顯，當腐蝕體積增大到一定程度時，極限強度才開始出現比較明顯的下降；而對于長邊受壓工況，板格極限強度下降趨勢隨腐蝕體積的增大呈現出近似線性變化的現象，且變化趨勢較短邊受壓工況和剪切工況更為明顯。通過回歸分析擬合得到折減因子計算公式。

1)短邊受壓工況。

(1)

2)長邊受壓工況。

(2)

3)剪切工況。

(3)

采用式(1)～(3)對含點蝕損傷板的極限強度的計算值與有限元計算結果的偏差不超過2%，認為具有良好的擬合效果，可用于對目標船點蝕損傷板的極限強度進行計算和評估。

2.2 加筋板結構極限強度分析

選取單根T型加筋板(見圖4)，加筋板帶板尺寸為1 850 mm×300 mm×12.5 mm，加強筋腹板尺寸為45 mm×4.3 mm，加強筋翼板尺寸為45 mm×4 mm。邊界條件設定為在加強筋端部與橫向框架連接處施加簡支約束，在帶板長邊施加對稱約束。點蝕坑設置參照前述設定，計算得到不同腐蝕體積下點蝕加筋板的極限強度折減因子，見圖5。

圖4 T型加筋板幾何模型

圖5 加筋板極限強度折減因子隨腐蝕體積的變化

由圖5可見，加筋板極限強度隨腐蝕體積的增大呈現出先快速下降而后趨于平緩的特征，通過回歸分析擬合得到折減因子計算公式。

(4)

采用式(4)對含點蝕損傷加筋板極限強度的計算值與有限元計算結果的偏差除個別計算點外不超過2%，具有良好的擬合效果。

3 整船有限元計算

3.1 有限元模型

為進行連接橋區域結構強度評估，需獲取船體在各工況下相關區域的應力情況，建立目標船主船體結構三維有限元模型，見圖6。該船總長46 m、型寬12 m、型深4.5 m，設計吃水1.75 m，采用縱骨架式與橫骨架式相結合的結構形式，肋距為0.60 m，連接橋部位每隔兩個肋距為一強橫框架結構。

圖6 主船體有限元模型

有限元模型包含了船體主甲板以下的所有主要構件，在建模過程中，有限元模型與船體實際結構的差別主要體現在：①為了便于建模和有限元計算，且考慮到對計算結果影響不大，局部細小構件沒有考慮；②忽略了甲板以及部分構件腹板上的小開孔；③船體上層建筑及內部大型設備采用等效載荷的型式施加于主體結構上。對目標船，選取用于模擬船體結構的單元類型主要有兩種，即殼單元和梁單元。其中船體板用殼單元模擬，板上的縱骨、縱桁、肋骨等主要構件用梁單元模擬，并考慮梁的偏心距。主船體模型的節點總數為65 143，單元總數為68 737。邊界條件根據規范[10]設定，在縱中剖面上取首、尾部各一點A和B，中部舷側取點C。約束A點的x、y、z3個位移分量，約束B點的y、z位移分量，約束C點的z向分量，各支點的約束示意于圖7。

圖7 約束條件

3.2 載荷工況

船舶在外載荷作用下的總強度問題主要包含總縱彎曲、總橫彎曲、縱向扭轉。篇幅所限，省去通過船級社規范公式進行計算的詳細過程，僅給出最終計算得到的載荷，見表3。船舶實際的載荷工況是多種載荷耦合下的結果，參考規范給出的12種典型工況進行計算。在考慮外載荷施加時，將總縱彎矩換算為對應的集中力施加在片體底部中縱桁上，橫向彎矩對船體的作用可以通過橫向對開力來模擬，換算成等效的集中力施加在片體強框架處，轉矩的施加可以用與其等效的反對稱分布的均布載荷施加于片體底部中縱桁。

表3 載荷計算結果

3.3 數值計算結果與載荷提取

以總橫彎矩狀態(向外)工況計算結果為例，提取出連接橋上甲板應力圖(圖8b))，可觀察到應力最大值出現在船體尾部區域。提取出該板格x軸，y軸軸向壓應力及x-y平面內剪切應力的最大值用于后續極限強度評估，對其余工況的處理類同。

圖8 總橫彎矩狀態(向外)工況計算結果

4 連接橋結構極限強度分析

4.1 含點蝕損傷板格及加筋板極限強度校核

在進行連接橋結構極限強度評估時，首先根據船型選擇規范中給出的無腐蝕損傷板格的極限強度評估公式。

(5)

結合前面計算得到的折減因子公式對式(5)進行修正，即將σxu、σyu、τxyu乘以相應的折減系數得到含點蝕損傷板在單軸應力作用下的x軸、y軸的極限壓應力和極限剪切應力，故含點蝕損傷板的極限強度校核公式為

(6)

式中：ρx為對應短邊受壓工況下的折減因子系數；ρy為對應長邊受壓工況下的折減因子系數；ρxy為對應剪切工況下的折減因子系數。

短邊受壓工況下加筋板的極限強度校核公式進一步簡化為

(7)

式中：ρsx為加筋板短邊受壓工況下的折減因子。

4.2 實船連接橋結構極限強度評估

根據之前的實船腐蝕測量數據，腐蝕體積比為0.011 05%，帶入式(1)～(4)，ρx=0.993 6，ρy=0.997 0，ρxy=0.999 7，加筋板極限強度折減因子為ρsx=0.943 3。將折減因子和應力值帶入修正后的極限強度校核公式，對連接橋結構極限強度進行校核。

隨著腐蝕體積變大，連接橋結構極限強度會出現不滿足要求的情況。以規范中(6)0.8MBY(中垂)+0.6Mty為例，選取#26～#26.5肋位處的板格，選定的腐蝕體積比下的折減因子及極限強度校核結果見表4。

表4 腐蝕體積對極限強度校核的影響

可以看出，隨著腐蝕體積增加，極限強度校核系數逐漸增大，當腐蝕體積比為3%時，該處板格不滿足極限強度校核標準。

目標雙體船連接橋區域實測的腐蝕體積很小，其極限強度的校核結果與無腐蝕情況基本相同，當前的腐蝕狀態對連接橋結構極限強度影響幾乎可以忽略不計。但是，對于某些關鍵位置的結構，當腐蝕體積達到一定程度之時，其極限強度校核不滿足規范要求。對于所選板格，腐蝕體積達到3%左右，蝕坑密度為400個/m2，蝕坑直徑為15 mm時，蝕坑深度為2.65 mm，是對應板厚的21.2%，并未達到常規換新要求(25%)。因此對于服役一定年限的雙體船，若未做好相關的腐蝕防護措施，連接橋結構區域存在一定程度上的安全隱患。

5 結論

1)含點蝕損傷板和加筋板的極限強度與腐蝕體積之間存在較強相關性，并且不同工況下，極限強度隨腐蝕體積的變化趨勢具有顯著區別。考慮到加筋板極限強度隨腐蝕體積的增大呈現出先快速下降而后趨于平緩的趨勢，因此在腐蝕發展的前期階段采取相關防腐蝕措施意義更大。

2)當腐蝕體積較小時，連接橋區域的部分結構存在不滿足極限強度要求的情況，此時并未達到規范要求的換新厚度，需要予以重點關注。在工程實踐中可以考慮適當增加關鍵位置板厚及加強腐蝕防護。

所述基于腐蝕體積的點蝕損傷板格及加筋板極限強度校核方法可為在役鋁質雙體船發生點蝕損傷后的安全評估提供技術參考。