(南通中遠(yuǎn)海運(yùn)川崎船舶工程有限公司，江蘇 南通 226005)

2006年1月，IACS推出了第一版CSR-BC和CSR-OT規(guī)范，使散貨船和油船的設(shè)計(jì)分別有了共同的要求。2013年4月1日，IACS將CSR-BC和CSR-OT規(guī)范進(jìn)行了協(xié)調(diào)統(tǒng)一，進(jìn)一步推出了CSR-BC&OT規(guī)范,對(duì)底邊艙下折角提出了較高的計(jì)算分析要求[1- 3]。壓彎折角形式相對(duì)于焊接折角形式能更好地降低應(yīng)力集中，并有效提高疲勞壽命[4]。但由于制造工藝等方面原因[5]，目前國(guó)內(nèi)船廠及設(shè)計(jì)單位設(shè)計(jì)的折角形式大多仍為焊接型。本文不考慮建造過程中如焊接工藝、“對(duì)中”要求、構(gòu)件切割完整性等工藝因素的影響，針對(duì)散貨船壓彎型底邊艙下折角結(jié)構(gòu)，從設(shè)計(jì)角度分析結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。

1 CSR-BC&OT規(guī)范要求

CSR-BC&OT規(guī)范對(duì)散貨船船舯貨艙區(qū)域的底邊艙下折角結(jié)構(gòu)要求進(jìn)行強(qiáng)制細(xì)化評(píng)估，其他貨艙區(qū)域的底邊艙下折角結(jié)構(gòu)要求細(xì)化篩選評(píng)估。疲勞強(qiáng)度評(píng)估要求散貨船重壓載貨艙的底邊艙下折角強(qiáng)制疲勞評(píng)估，其他貨艙的底邊艙下折角如果進(jìn)行細(xì)網(wǎng)格評(píng)估，就需要進(jìn)行疲勞篩選評(píng)估，這些位置如果不滿足疲勞篩選評(píng)估，則需要進(jìn)一步進(jìn)行疲勞強(qiáng)度評(píng)估。

1.1 細(xì)網(wǎng)格評(píng)估

CSR-BC&OT規(guī)范規(guī)定，細(xì)網(wǎng)格評(píng)估的屈服利用因子按下式計(jì)算。

(1)

式中：σvm為單元Mises應(yīng)力；k為材料系數(shù)；λfperm為細(xì)網(wǎng)格評(píng)估屈服利用因子許用值。

對(duì)于滿足疲勞衡準(zhǔn)的結(jié)構(gòu)，λfperm可以放大至1.2倍。散貨船底邊艙下折角是CSR-BC&OT規(guī)范要求疲勞強(qiáng)度評(píng)估的結(jié)構(gòu)，需滿足疲勞衡準(zhǔn)，放大后的λfperm見表1。

表1 滿足疲勞衡準(zhǔn)的結(jié)構(gòu)的λfperm

為方便評(píng)估動(dòng)載工況(S+D)和靜載工況(S)，將靜載工況(S)的λfperm正則化到動(dòng)載工況(S+D)的λfperm，即將靜載工況(S)的屈服利用因子λf/0.8，所有工況的λfperm可轉(zhuǎn)化為

(2)

1.2 疲勞強(qiáng)度評(píng)估

CSR-BC&OT規(guī)范的疲勞強(qiáng)度評(píng)估是基于S-N曲線和Palmgren-Miner線性累積損傷理論的疲勞累積損傷分析方法[6]。疲勞累積損傷計(jì)算分為兩個(gè)部分：空氣中的累積損傷和腐蝕環(huán)境中的累積損傷，總的累積損傷為兩者之和。

(3)

式中：DE,air(j)為裝載工況j，空氣中的基本疲勞損傷；DE,corr(j)為裝載工況j，腐蝕環(huán)境中的基本疲勞損傷；TD為設(shè)計(jì)疲勞壽命，TD=25 a；TC為腐蝕環(huán)境中疲勞壽命，對(duì)于底邊艙下折角，TC=10 a；nLC為裝載工況總數(shù)，對(duì)于散貨船nLC=4(分別為均勻裝載、隔艙裝載、正常壓載和重壓載)。

基本疲勞損傷是每個(gè)疲勞裝載工況j下，由主熱點(diǎn)應(yīng)力范圍得到的疲勞應(yīng)力范圍的損傷[7]。

(4)

式中：α(j)為每個(gè)裝載工況的時(shí)間分配因子；ND為船舶在整個(gè)設(shè)計(jì)壽命中遇到的總的波浪循環(huán)次數(shù)；NR為超越概率水平10-2所對(duì)應(yīng)的循環(huán)次數(shù)，NR=100；ξ為Weibull形狀參數(shù)，ξ=1；m為空氣或腐蝕環(huán)境中S-N曲線參數(shù);μ(j)取值如下。

1)空氣中。

μ(j)=

2)腐蝕環(huán)境中。

μ(j)=1.0

(5)

(6)

式中：Δσq為設(shè)計(jì)S-N曲線兩段交點(diǎn)處(107次循環(huán))的應(yīng)力范圍；Δm為S-N曲線在107次循環(huán)處的斜率變化的參數(shù)，Δm=2；ΔσFS,(j)為超越概率水平10-2，工況j所對(duì)應(yīng)的疲勞應(yīng)力范圍為

ΔσFS,i(j)=max(ΔσFS1,i(j)，ΔσFS2,i(j))

(7)

其中：ΔσFS1,i(j)為由主熱點(diǎn)應(yīng)力范圍ΔσHS1,i(j)引起的疲勞應(yīng)力范圍，計(jì)算公式為

ΔσFS1,i(j)=fmean1,i(j)·fthick·fc·ΔσHS1,i(j)

(8)

其中：ΔσHS1,i(j)為主等效設(shè)計(jì)波i和裝載工況j在垂直焊縫±45°范圍內(nèi)的熱點(diǎn)應(yīng)力范圍，具體求法可參見參考文獻(xiàn)[8]；ΔσFS2,i(j)為由主熱點(diǎn)應(yīng)力范圍ΔσHS2,i(j)引起的疲勞應(yīng)力范圍，計(jì)算式為

ΔσFS2,i(j)=fmean2,i(j)·fthick·fc·ΔσHS2,i(j)

(9)

其中：ΔσHS2,i(j)為主等效設(shè)計(jì)波i和裝載工況j在垂直焊縫±45°范圍外的熱點(diǎn)應(yīng)力范圍。

CSR-BC&OT規(guī)范疲勞強(qiáng)度評(píng)估的等效設(shè)計(jì)波共8個(gè)，分別為HSM、FSM、BSR-P、BSR-S、BSP-P、BSP-S、OST-P、OST-S，每個(gè)等效設(shè)計(jì)波又分為中拱和中垂工況，如HSM-1和HSM-2，因此共有16種波浪工況。

合成對(duì)應(yīng)工況等效設(shè)計(jì)波的中拱和中垂工況計(jì)算所得應(yīng)力分量的差值，得到該等效設(shè)計(jì)波的熱點(diǎn)應(yīng)力范圍，工況j的主等效設(shè)計(jì)波為8個(gè)熱點(diǎn)應(yīng)力范圍中的最大值對(duì)應(yīng)的等效設(shè)計(jì)波，主熱點(diǎn)應(yīng)力范圍為主等效設(shè)計(jì)波對(duì)應(yīng)的熱點(diǎn)應(yīng)力范圍。

fmean,i(j)為等效設(shè)計(jì)波i和裝載工況j對(duì)應(yīng)的平均應(yīng)力修正系數(shù)，平均應(yīng)力對(duì)疲勞壽命的影響參考文獻(xiàn)[9]。

疲勞強(qiáng)度評(píng)估的衡準(zhǔn)為25 a，如果采用打磨后處理方法，疲勞衡準(zhǔn)可降低為17 a。

散貨船壓彎型底邊艙下折角結(jié)構(gòu)共有6個(gè)位置的疲勞壽命需要評(píng)估，詳見CSR-BC&OT規(guī)范第九章。

3)CSR-BC&OT規(guī)范散貨船壓彎型底邊艙下折角的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)。要求縱桁距內(nèi)底與底邊艙斜板交線的距離小于50 mm，壓彎半徑R不低于4.5倍壓彎板厚和100 mm的較大值，見圖1。

圖1 壓彎型底邊艙下折角結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)描述

如果雙層底肋板間距大于2.5 m，規(guī)范推薦了橫向肘板的布置方案。橫向肘板的厚度與熱點(diǎn)疲勞壽命成正比[10]，本文將肘板厚度統(tǒng)一取為定值。對(duì)于油船壓彎型底邊艙下折角結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)，推薦縱向肘板的設(shè)計(jì)方案，見圖2。

圖2 肘板結(jié)構(gòu)

2 實(shí)船算例

以某型61 000萬t級(jí)散貨船為例，采用有限元方法對(duì)某貨艙的底邊艙下折角結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析，構(gòu)件尺寸列表見表2。

表2 構(gòu)件尺寸

細(xì)化區(qū)域有限元模型見圖3。

圖3 底邊艙下折角有限元模型

3 構(gòu)件強(qiáng)度影響要素分析

針對(duì)散貨船壓彎型底邊艙下折角的結(jié)構(gòu)構(gòu)成，分別對(duì)縱向肘板、三線對(duì)齊方式、壓彎半徑和橫向肘板進(jìn)行研究分析。

3.1 縱向肘板影響

縱向肘板影響見表3，結(jié)果見圖4。

表3 縱向肘板影響影響方案

注：○代表未布置，●代表布置。

圖4 縱向肘板對(duì)構(gòu)件強(qiáng)度的影響

計(jì)算結(jié)果表明，縱向肘板對(duì)各構(gòu)件的屈服強(qiáng)度影響較小，但對(duì)疲勞強(qiáng)度改善比較明顯。

3.2 三線對(duì)齊方式的影響

三線對(duì)齊影響方案見表4，結(jié)果見圖5。

表4 三線對(duì)齊影響分析方案

圖5 三線對(duì)齊方式對(duì)構(gòu)件強(qiáng)度的影響

計(jì)算結(jié)果表明，三線對(duì)齊對(duì)底邊艙斜板、雙層底橫桁和底邊艙肋板的屈服強(qiáng)度有很明顯改善，對(duì)內(nèi)底板和底邊艙斜板的疲勞強(qiáng)度有很明顯改善。

三線對(duì)齊雖然增加了對(duì)縱桁的要求，但由于縱桁本身屈服強(qiáng)度和疲勞強(qiáng)度余量較大，并不會(huì)造成尺寸的升高。

3.3 壓彎半徑的影響

壓彎半徑影響方案見表5,結(jié)果見圖6。

表5 壓彎半徑影響分析方案

圖6 壓彎半徑的影響

計(jì)算結(jié)果表明，壓彎圓弧半徑500和900 mm相對(duì)于120 mm對(duì)內(nèi)底板和底邊艙斜板的影響不大，對(duì)其他構(gòu)件的屈服強(qiáng)度和疲勞強(qiáng)度有明顯改善，但壓彎圓弧半徑900 mm相對(duì)于500 mm對(duì)構(gòu)件屈服強(qiáng)度和疲勞強(qiáng)度的改善幅度不明顯。

考慮到三線對(duì)齊，當(dāng)壓彎半徑由120 mm變成900 mm時(shí)，如果縱桁上縱骨位置不調(diào)整，縱桁的最上列板格將由575 mm變?yōu)?56 mm，可能會(huì)導(dǎo)致該板格屈曲強(qiáng)度不足。

經(jīng)過三艙段有限元的粗網(wǎng)格評(píng)估，對(duì)屈服利用因子λy和屈曲利用因子η進(jìn)行正則化處理，衡準(zhǔn)如下。

λy≤1，η≤1

(10)

方案1的縱桁屈服和屈曲強(qiáng)度評(píng)估見圖7。

圖7 方案1的縱桁屈服和屈曲強(qiáng)度評(píng)估結(jié)果

方案3的縱桁屈服和屈曲強(qiáng)度評(píng)估見圖8。

圖8 方案2的縱桁屈服和屈曲強(qiáng)度評(píng)估結(jié)果

圖7、8表明：①縱桁的尺寸主要由屈曲強(qiáng)度決定，但如果縱桁上存在開孔，開孔區(qū)域的屈服強(qiáng)度也可能決定縱桁尺寸;②縱桁的最上列板格變寬導(dǎo)致縱桁整體高度的增加，降低了縱桁的應(yīng)力水平，使得方案3縱桁的屈服強(qiáng)度和屈曲強(qiáng)度全面優(yōu)于方案1。

3.4 橫向肘板的影響

橫向肘板影響方案見表6，結(jié)果見圖9。計(jì)算結(jié)果表明，雖然橫向肘板對(duì)各構(gòu)件的屈服強(qiáng)度和疲勞強(qiáng)度有所改善，但改善幅度并不明顯。

表6 橫向肘板影響分析方案

圖9 橫向肘板的影響

4 結(jié)論

1)散貨船壓彎型底邊艙下折角的結(jié)構(gòu)尺寸主要由有限元分析的疲勞強(qiáng)度決定，縱桁的尺寸主要由屈曲強(qiáng)度決定，但如果縱桁上存在開孔，開孔區(qū)域的屈服強(qiáng)度也可能決定縱桁尺寸。

2)縱向肘板對(duì)各構(gòu)的件屈服強(qiáng)度影響較小，但對(duì)疲勞強(qiáng)度改善比較明顯。

3)三線對(duì)齊方式對(duì)底邊艙斜板、雙層底橫桁和底邊艙肋板的屈服強(qiáng)度有很明顯的改善，對(duì)內(nèi)底板和底邊艙斜板的疲勞強(qiáng)度有很明顯的改善，但對(duì)縱桁不利，不過因縱桁屈服強(qiáng)度和疲勞強(qiáng)度余量較大，不會(huì)影響尺寸。

4)壓彎圓弧半徑500 mm和900 mm相對(duì)于120 mm對(duì)內(nèi)底板和底邊艙斜板的影響不大，對(duì)其構(gòu)件的屈服強(qiáng)度和疲勞強(qiáng)度有明顯的改善，但壓彎圓弧半徑900 mm相對(duì)于500 mm對(duì)構(gòu)件的屈服強(qiáng)度和疲勞強(qiáng)度改善幅度不明顯。

5)壓彎半徑增大后，雖然縱桁的最上列板格變寬，對(duì)其屈曲強(qiáng)度不利，但縱桁整體高度的增加降低了縱桁的應(yīng)力水平，使得壓彎半徑較大的縱桁屈服強(qiáng)度和屈曲強(qiáng)度更優(yōu)。

6)橫向肘板對(duì)各構(gòu)件的屈服強(qiáng)度和疲勞強(qiáng)度有所改善，但改善幅度并不明顯。