陳哲超 李文華 羅仁杰 張思航 王竟宇

（中國船舶及海洋工程設(shè)計研究院 上海200011）

引 言

隨著散貨船趨于大型化，熱點區(qū)域的應(yīng)力集中問題也愈加嚴(yán)重。大型散貨船由于甲板開口以及滿足隔艙裝載設(shè)計要求等特點，橫艙壁下部受到較大的彎曲載荷和剪切載荷；加之底凳、內(nèi)底板與雙層底縱桁連接處的類似十字交叉結(jié)構(gòu)形式，使大型散貨船橫艙壁底凳與內(nèi)底連接處的應(yīng)力集中水平愈加嚴(yán)重，因此通常需通過細(xì)網(wǎng)格有限元進行詳細(xì)評估。

與傳統(tǒng)的CSR BC評估方法相比，協(xié)調(diào)版共同 結(jié) 構(gòu) 規(guī) 范（harmonised common structural rule，CSR-H）［1］采用了與CSR OT關(guān)于細(xì)網(wǎng)格分析一致的技術(shù)路線，即劃分了強制細(xì)化區(qū)域和篩選細(xì)化區(qū)域［2］。散貨船橫艙壁底凳與內(nèi)底連接處是CSR-H規(guī)定的篩選細(xì)化區(qū)域。當(dāng)進行艙段粗網(wǎng)格有限元屈服強度計算時，如果該區(qū)域應(yīng)力高于許用應(yīng)力，需要對該區(qū)域進行細(xì)網(wǎng)格以及精細(xì)網(wǎng)格分析計算。一批學(xué)者針對CSR-H的結(jié)構(gòu)強度評估方法，進行了對比研究。如楊旭等［3］針對油船底邊艙下折角結(jié)構(gòu)進行了多方案優(yōu)化設(shè)計；劉洋等［4］進行了散貨船以及油船多熱點疲勞壽命的研究。研究表明CSR-H規(guī)范強度要求較CSR更嚴(yán)格且保守［5］。

本文基于CSR-H結(jié)構(gòu)評估方法，對某大型散貨船重壓載艙底凳與內(nèi)底連接處結(jié)構(gòu)進行多方案優(yōu)化設(shè)計，并針對各方案進行細(xì)網(wǎng)格屈服強度和精細(xì)網(wǎng)格疲勞強度分析。

1 計算對象、模型與計算方法

1.1 粗網(wǎng)格分析

本文研究對象為某大型散貨船，該船沿縱向劃分為9個貨艙，船長約291 m、型寬45 m、型深24.9 m。在散貨船各個貨艙中，重壓載艙底凳與內(nèi)底連接處應(yīng)力集中最為嚴(yán)重，因此本文將重壓載艙作為典型貨艙段建立有限元模型，進行各加強方案的分析研究。根據(jù)CSR-H規(guī)范要求，模型在縱向范圍覆蓋3個貨艙長度，寬度以及垂向方向覆蓋全船寬度以及型深。模型的單元尺寸約為縱骨間距（如圖1所示），其中，重壓載艙內(nèi)前后兩道槽型艙壁的底凳均為一側(cè)垂直板和一側(cè)斜板的結(jié)構(gòu)，其在重壓載艙內(nèi)與內(nèi)底連接處（即底凳垂直板與內(nèi)底連接處以及底凳斜板與內(nèi)底連接處），將分別開展相關(guān)強度評估。

圖1 散貨船三艙段有限元模型

對于底凳與內(nèi)底連接處結(jié)構(gòu)區(qū)域，根據(jù)CSR-H規(guī)范，當(dāng)屈服利用因子大于0.75時，需要進行細(xì)網(wǎng)格分析。經(jīng)過計算，該區(qū)域最大應(yīng)力出現(xiàn)于縱桁與底凳垂直板交點處，如表1所示。

距離船中心線越近的縱桁，其與底凳交點處應(yīng)力集中越嚴(yán)重。距船中心線1950 mm縱桁應(yīng)力云圖如下頁圖2所示。

根據(jù)粗網(wǎng)格計算結(jié)果，需要對該連接處進行細(xì)網(wǎng)格計算分析。

表1 底凳與內(nèi)底連接處粗網(wǎng)格最大屈服利用因子mm

圖2 距船中心線1950 m m縱桁屈服利用因子云圖

1.2 細(xì)網(wǎng)格分析

模型細(xì)網(wǎng)格區(qū)域如圖3所示，模型范圍按照CSR-H規(guī)定取為三艙段全寬模型。細(xì)網(wǎng)格計算采用子模型法，位移邊界條件和載荷條件由粗網(wǎng)格模型中提取。如圖4所示，細(xì)化區(qū)域內(nèi)單元尺寸不大于50 mm×50 mm。由表1可知，距船中心線1950 mm底凳與內(nèi)底連接處應(yīng)力集中最為嚴(yán)重，本文選擇該位置進行加強方案的研究。

圖3 模型細(xì)網(wǎng)格區(qū)域

圖4 模型細(xì)網(wǎng)格區(qū)域

根據(jù)CSR-H的規(guī)定，對于符合疲勞強度要求的結(jié)構(gòu)，許用應(yīng)力可以放大1.2倍。本文對于底凳與內(nèi)底連接處進行疲勞強度分析，放大后的許用應(yīng)力衡準(zhǔn)如表2所示。

根據(jù)細(xì)網(wǎng)格分析結(jié)果，最大應(yīng)力出現(xiàn)在縱桁與底凳垂直板交點，最大值為1095 MPa，遠(yuǎn)超過許用應(yīng)力；縱桁與底凳斜板交點處最大應(yīng)力為946.1 MPa，如圖5所示。相較于粗網(wǎng)格計算結(jié)果，細(xì)網(wǎng)格計算中縱桁與底凳垂直板交點處應(yīng)力明顯大于其與底凳斜板交點處應(yīng)力。

表2 考慮疲勞強度的應(yīng)力許用衡準(zhǔn)MPa

圖5 單元應(yīng)力云圖

2 底凳與內(nèi)底連接處加強方案設(shè)計與屈服強度分析

2.1 加強方案設(shè)計

對于底凳與內(nèi)底連接處的結(jié)構(gòu)加強，提出6種工藝上可行的加強方案，如表3所示。

表3 加強方案示意

2.2 屈服強度分析

考察加強方案1，該加強方案是針對此類高應(yīng)力區(qū)域最常用的加強手段，即對底縱桁嵌厚加強。通過該加強方案，最大應(yīng)力出現(xiàn)在縱桁與底凳垂直板交點，最大值為812.1 MPa，遠(yuǎn)超過許用應(yīng)力；縱桁與底凳斜板交點最大應(yīng)力為683.8 MPa。

圖6 加強方案1單元應(yīng)力云圖

考察加強方案2：在加強方案1的基礎(chǔ)上，在底縱桁與肋板設(shè)置38AH36嵌厚板。通過肋板的嵌厚，提高該點橫向強度。最大應(yīng)力出現(xiàn)在縱桁與底凳垂直板交點，最大值為727.3 MPa，較方案1最大應(yīng)力下降10.4%；縱桁與底凳斜板交點應(yīng)力最大值為650.6 MPa。

圖 7 加強方案2單元應(yīng)力云圖

考察加強方案3：在加強方案1的基礎(chǔ)上，在底縱桁與內(nèi)底板設(shè)置38AH36嵌厚板。通過內(nèi)底板的嵌厚，提高該點縱向與橫向強度。最大應(yīng)力出現(xiàn)在縱桁與底凳垂直板交點，最大值為649.3 MPa，較方案1最大應(yīng)力下降20%；縱桁與底凳斜板交點應(yīng)力最大值為534.2 MPa。該方案加強效果明顯。

圖8 加強方案3單元應(yīng)力云圖

考察加強方案4：在加強方案1的基礎(chǔ)上，在雙層底內(nèi)靠近縱桁與底凳交點處設(shè)置短縱桁，短縱桁設(shè)置在相鄰2個縱桁之間，橫跨2個橫框架。距船中心線1950 mm縱桁一側(cè)是管弄，僅在另一側(cè)設(shè)置短縱桁。該方案使交點附近形成局部箱形結(jié)構(gòu)，增大了該點附近的剛度。最大應(yīng)力出現(xiàn)在縱桁與底凳垂直板交點，最大值為710.2 MPa，較方案1最大應(yīng)力下降12.5%；縱桁與底凳斜板交點應(yīng)力最大值為592.8 MPa?？紤]到設(shè)置局部短縱桁增加質(zhì)量較多，該方案效率不高。

圖9 加強方案4單元應(yīng)力云圖

考察加強方案5：綜合加強方案2和3，在縱桁、肋板和內(nèi)底板嵌厚38AH36鋼板，增加該點局部強度。該方案下的最大應(yīng)力為561.8 MPa，較方案1最大應(yīng)力下降30.8%；縱桁與底凳斜板交點應(yīng)力最大值為494.7 MPa。

圖10 加強方案5單元應(yīng)力云圖

考察加強方案6：綜合加強方案2、3和4，在縱桁、肋板和內(nèi)底板嵌厚38AH36鋼板，并且設(shè)置短縱桁，提高該點局部強度與剛度。在該方案下縱桁與底凳垂直板交點最大應(yīng)力為494.5 MPa，較方案1最大應(yīng)力下降39.1%；縱桁與底凳斜板交點最大應(yīng)力為425.3 MPa。

圖11 加強方案6單元應(yīng)力云圖

6種加強方案最大應(yīng)力均出現(xiàn)在縱桁與底凳垂直板交點。為便于同規(guī)范許用值比較，表4和表5分別展示了動載荷及靜載荷工況下底凳與內(nèi)底連接處歸一化的最大屈服利用因子。

表4 動載荷工況下各加強方案歸一化最大屈服利用因子比較

表5 靜載荷工況下各加強方案歸一化最大應(yīng)力屈服利用因子比較

由表4和表5中數(shù)據(jù)可以看到，對內(nèi)底板進行加強效果較為明顯。肋板嵌厚以及設(shè)置局部短縱桁均有一定效果，但是設(shè)置局部短縱桁則質(zhì)量增加較多，加強方案2、3和4均無法將縱桁與底凳垂直板交點應(yīng)力降到規(guī)范許用范圍。同時進行內(nèi)底板以及肋板加強的效果很明顯，可使底凳與內(nèi)底交點處應(yīng)力滿足規(guī)范要求，并且船體質(zhì)量增加量適中。在此基礎(chǔ)上再設(shè)置局部短縱桁，可以進一步降低應(yīng)力。由加強方案2 ～ 6相較于加強方案1的應(yīng)力減小幅度可以得到，同一加強方案對于縱桁與底凳垂直板、斜板的兩處交點，其加強效果相近（僅加強方案2對兩點加強效果有所區(qū)別）；對于同一位置，同一加強方案在動、靜載荷工況下加強效果幾乎一致。

我們同時觀察到，同一加強方案、同種載荷類型下，縱桁與底凳斜板交點處最大應(yīng)力約為其與底凳垂直板交點最大應(yīng)力的80%～85%。

3 疲勞強度分析

根據(jù)CSR-H要求，底凳與內(nèi)底連接處共有5個熱點需進行疲勞壽命計算（見圖12）。疲勞熱點附近的精細(xì)網(wǎng)格尺寸為t×t，范圍為熱點處往外延伸至少10個單元，疲勞網(wǎng)格模型參見圖13。

圖12 疲勞強度分析熱點

圖13 疲勞網(wǎng)格模型示意圖

根據(jù)精細(xì)網(wǎng)格計算，對熱點進行疲勞壽命評估。距船中心線1950 mm底凳與內(nèi)底連接處最短疲勞壽命如下頁表6和表7所示（熱點5左側(cè)點毗鄰管隧）。根據(jù)CSR-H規(guī)范規(guī)定，疲勞壽命要求大于25年。底凳斜板與內(nèi)底連接處疲勞壽命遠(yuǎn)大于底凳垂直板與內(nèi)底連接處。對于肋板、內(nèi)底板的加強以及設(shè)置局部短縱桁均可以改善連接處疲勞壽命，其中設(shè)置局部短縱桁效果較為明顯，但是對于底凳垂直板與內(nèi)底連接處而言，加強方案2、3和4均無法滿足規(guī)范要求。同時對內(nèi)底、肋板進行加強可以顯著改善連接處疲勞壽命，滿足規(guī)范要求；再進一步設(shè)置局部短縱桁，疲勞壽命將繼續(xù)得到改善。

表6 縱桁與底凳垂直板交點處熱點疲勞壽命

表7 縱桁與底凳斜板交點處熱點疲勞壽命

4 結(jié) 論

大型散貨船橫艙壁底凳與內(nèi)底連接處的應(yīng)力集中狀況較嚴(yán)重。本文對某大型散貨船重壓載艙距船中心線1950 mm底凳與內(nèi)底連接處應(yīng)力分布進行研究，針對性地提出了6種加強方案，分析了各加強方案的效果。相關(guān)結(jié)論同樣適用于散貨船的輕貨艙和重貨艙。

加強方案1對縱桁上高應(yīng)力區(qū)域進行加強，但是其應(yīng)力結(jié)果及疲勞壽命與規(guī)范要求有較大差距；加強方案2和3在加強方案1的基礎(chǔ)上分別對肋板以及內(nèi)底板進行嵌厚加強；加強方案4則在加強方案1的基礎(chǔ)上設(shè)置了局部短縱桁。以上方案均可一定程度降低連接處應(yīng)力，提高疲勞壽命，其中加強方案3的應(yīng)力減小幅度最大。相較于加強方案2和3，加強方案4因設(shè)置局部短縱桁而使船體質(zhì)量明顯增加。當(dāng)大型散貨船底凳與內(nèi)底交點應(yīng)力集中過于嚴(yán)重時，以上4種加強方案均難以使該點的應(yīng)力或者疲勞壽命滿足規(guī)范要求。結(jié)合加強方案2和3便得到加強方案5，該方案對該點處縱桁、內(nèi)底板、肋板進行局部嵌厚，其應(yīng)力以及疲勞狀況均得到大幅度改善，滿足規(guī)范要求。而在加強方案5的基礎(chǔ)上，設(shè)置局部短縱桁便得到加強方案6，該方案的應(yīng)力以及疲勞狀況進一步得到改善。

根據(jù)以上對各加強方案的總結(jié)分析，本文得出以下結(jié)論：

（1）大型散貨船底凳與內(nèi)底連接處應(yīng)力集中較為嚴(yán)重，應(yīng)力最大點出現(xiàn)在縱桁與底凳交點。當(dāng)?shù)椎拾宕怪睍r，其與縱桁交點處應(yīng)力與疲勞問題均比底凳板傾斜時嚴(yán)重。

（2）對于底凳與內(nèi)底連接處的加強，除對縱桁上高應(yīng)力區(qū)域加強外，對縱桁與底凳交點周邊內(nèi)底板嵌厚加強較有效；對實肋板嵌厚加強以及設(shè)置局部短縱桁也有一定效果，但是設(shè)置局部短縱桁將增重較多。

（3）同時對內(nèi)底板以及實肋板進行加強，可以顯著改善底凳與內(nèi)底連接處應(yīng)力以及疲勞狀況，在此基礎(chǔ)上再設(shè)置局部短縱桁，應(yīng)力以及疲勞狀況進一步改善。

（4）綜上，本文針對底凳與內(nèi)底連接處給出推薦加強方案：除對縱桁高應(yīng)力區(qū)加強外，首先考慮對縱桁高應(yīng)力區(qū)周邊內(nèi)底板進行嵌厚加強，其次考慮在對內(nèi)底板加強基礎(chǔ)上對肋板進行嵌厚加強。如果此時該位置應(yīng)力以及疲勞壽命無法滿足規(guī)范要求，再謹(jǐn)慎考慮設(shè)置局部短縱桁。