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(1．哈爾濱工程大學 船舶與海洋工程力學研究所，哈爾濱 150001；2．中國船級社，北京 100007)

為了實現船舶建造和航行安全以及環(huán)保的整體目標，國際海事組織(IMO)決定制定目標型標準(GBS)作為重要的戰(zhàn)略項目。所謂“IMO GBS要求”，其核心內容就是對船舶生命周期中如設計壽命、環(huán)境條件和結構強度等15個功能的功能要求，以及如何圍繞著15個功能要求對規(guī)范進行審核的符合驗證，所以國際船級社協(xié)會(IACS)決定在CSR的基礎上研發(fā)協(xié)調共同結構規(guī)范(HCSR)[1]，疲勞評估方法是兩本規(guī)范差異性較明顯的一部分。

在HCSR規(guī)范[2]疲勞評估計算縱骨疲勞壽命(規(guī)范計算)中，共考慮了船體梁應力、縱骨局部應力和艙壁相對位移引起的附加應力3種應力成分。而艙壁相對位移引起的附加應力，油船采用系數法和理論公式方法，散貨船采用理論公式方法求得。然而系數法和公式法計算艙壁相對位移引起的應力都存在一定的不確定性，對其合理性驗證鮮有相關文獻研究。為此，通過理論推導和實船計算，對HCSR規(guī)范疲勞簡化算法評估中艙壁位移引起縱骨端部附加應力(公式法和系數法)進行研究。

1 HCSR規(guī)范附加應力計算方法

艙壁相對位移引起的附加應力是計算疲勞熱點應力的3種成分之一，其疲勞熱點應力范圍計算公式如下。

ΔσHS=|ΔσGD+ΔσLD+ΔσdD|

(1)

式中：ΔσHS——疲勞熱點應力范圍;

ΔσGD——船體梁應力范圍;

ΔσLD——局部應力范圍;

ΔσdD——艙壁位移引起縱骨端部附加應力范圍。

由此可見，艙壁相對位移引起的附加應力計算的準確性，對疲勞評估的結果有很大的影響。

1.1 附加應力公式法計算流程

艙壁位移引起縱骨端部附加應力的理論公式法適用于散貨船和油船，其縱骨端部穿越橫艙壁見圖1。

圖1 與艙壁連接的縱骨示意

艙壁位移引起縱骨端部附加應力σdD為

σdD=Kb(σdF+σdA)

(2)

式中：Kb——側向載荷下的應力集中系數;

σdF——在l2范圍內由δ2產生的應力;

σdA——在l1范圍內由δ1產生的應力。

(3)

(4)

相關參數見圖2。

圖2 雙縱艙壁油船滿載時Kd系數分布

根據HCSR，取C1=3.9,C2=1.15,C3=0.9。

1.2 附加應力系數法計算流程

艙壁位移引起縱骨端部附加應力的系數法只適用于油船，計算公式如下。

σdD=(Kd-1)·|σLD|

(5)

式中：σLD——局部動載荷引起的應力。

2 附加應力研究方法簡述

2.1 公式法

1)根據梁理論模型推導得到公式法理論計算式(3)、(4)。

2)取3型目標船(1型散貨船和2型油船)為樣本，通過實船有限元驗證公式法的合理性。為了避免總縱彎曲導致的縱向骨材兩端附加應力等因素的影響，只考慮艙壁位移單一因素造成的縱骨端部的附加應力，采用在穿越艙壁的縱骨兩端施加強迫位移δ1,δ2，如圖1所示，然后計算3艙段模型，提取骨材兩端的彎曲應力，并按規(guī)范計入帶板有效寬度，計算骨材慣性矩及剖面慣性矩等骨材參數，帶入式(2)反推得C1,C2,C3見式(6)、(7)、(8)。

(6)

(7)

(8)

毎施加一組δ1,δ2，得到一組C1,C2,C3，每一組值因船體的結構、骨材部位不同而不盡相同，最后將多組數據統(tǒng)計后，得出結論。

2.2 系數法

規(guī)范規(guī)定的Kd系數見表1。

表1 Kd系數值

1)取目標船2為樣本，計算表1指定部位骨材波浪動壓力Pw，液貨艙動壓力Pid，干散貨艙動壓力Pbd，得到骨材的局部動壓力σLD。

(9)

2)通過提取有限元模型骨材兩端的位移，帶入式(3)、(4)得到附加應力σdD。

3)利用式(5)得到相應的系數值，并將多組系數值進行回歸，得到規(guī)范值。

3 HCSR公式法中計算公式的推導過程

設兩端的剛度系數為α1，梁1的位移方程為

(10)

v(0)=v1=δ1，v′(0)=θ1=α1M1，v(l)=0

(11)

可得

(12)

對于梁2，同理可得

(13)

聯立式(12)和式(15)，可得

(14)

其中:

(15)

若兩端為剛固，則

(16)

若兩端為簡支，則

(17)

對于梁1，任意位置的彎矩為

(18)

對于梁2，任意位置的彎矩為

(19)

(20)

由此，對應于規(guī)范的變量，可得在l1范圍內由δ1產生的應力為

(21)

在lA范圍內由δF產生的應力為

(22)

同理可得在lF范圍內由δF產生的應力。

4 實船計算比較分析

4.1 目標船信息統(tǒng)計

目標船信息統(tǒng)計見表2。

表2 目標船信息統(tǒng)計

根據HCSR規(guī)范建模原則和相關文獻[3-5]，建立相應的三艙段有限元模型見圖3。

圖3 有限元模型

4.2 公式法實船計算結果

有限元方法推導C1,C2,C3系數所選縱骨位置見圖4。

限于篇幅的原因，僅詳細列出目標船1前艙壁處得C1,C2,C3計算中間數據，見表3，統(tǒng)計結果見表4。

得到的散貨船C1,C2,C3系數中，對于散貨船C1較規(guī)范值小，C3接近規(guī)范值。但油船得到的數據與規(guī)范值相差較多。

4.3 系數法實船計算結果

取圖2所示的縱骨的位置進行Kd系數的回歸，分別從中提取7根船底縱骨(編號分別為1～7)，4根舷側縱骨(編號分別為8～11和舷底、舷中、舷頂3根縱骨)，分別都為7根縱骨，分別得到規(guī)范值和計算值，見圖5～8。

圖4 縱骨位置示意

表3 目標船1前艙壁處結果統(tǒng)計

骨材彎曲應力/MPaσ0σ1σ2慣性矩/mm4I1I2相對位移/mmδ1δ2系數值C1C2C3187.60-21.23-75.342.97×1082.97×1080.695.692.941.161.16290.95-23.63-82.532.97×1082.97×1080.845.842.921.151.26388.85-53.63-26.202.97×1082.97×1084.261.263.441.170.984108.99-102.76-29.852.97×1082.97×1085.890.893.451.161.565105.23-69.27-22.032.97×1082.97×1085.690.693.541.151.016106.10-73.75-22.952.97×1082.97×1085.780.783.461.141.097112.05-75.77-26.302.97×1082.97×1085.990.993.431.151.06897.34-65.04-19.982.97×1082.97×1085.420.423.571.170.969109.46-72.95-18.332.97×1082.97×1085.740.743.621.091.1710112.78-75.07-19.582.97×1082.97×1085.860.863.591.091.191196.79-64.96-23.272.97×1082.97×1085.400.403.571.210.8912103.76-69.85-13.462.97×1082.97×1085.550.553.641.071.2113109.92-68.51-25.642.97×1082.97×1085.940.943.421.160.92期望值?3.361.141.06

表4 統(tǒng)計結果

圖5 均勻滿載舷側縱骨Kd系數隨高度變化

圖6 正常滿載舷側縱骨Kd系數隨高度變化

由以上曲線可以看出，規(guī)范值與計算值的變化趨勢基本一致。

圖7 均勻滿載船底縱骨Kd系數隨高度變化

圖8 正常滿載船底縱骨Kd系數隨高度變化

5 結論

1)通過理論推導和實船計算，HCSR規(guī)范公式法計算縱骨引起的附加應力，計算公式正確，適合于散貨船，并且越靠近中縱剖面的縱骨，其附加應力越接近規(guī)范值。

2)通過實船計算，HCSR規(guī)范公式法計算縱骨引起的附加應力不適合油船。

3)HCSR規(guī)范系數法(油船)計算縱骨引起的附加應力比較理想，并且隨高度、寬度的變化趨勢與規(guī)范值基本一致。

[1] 王 剛，張道坤.IMO GBS要求下的油船散貨船共同結構規(guī)范[C]∥紀念徐秉漢院士船舶和海洋構造力學學術會議論文集，北京：中國造船工程學會，2011：430-436.

[2] IACS.Common structural rules for bulk carriers and oil tankers[S].International Association of Classification Society,2012.

[3] 周廣喜.HCSR和CSR結構強度評估方法比較研究[D].哈爾濱：哈爾濱工程大學，2012.

[4] 孫 昊.散貨船結構疲勞評估的設計波法[D].哈爾濱：哈爾濱工程大學，2010.