無頂凳槽形橫艙壁附近甲板構件布置及型式優化

陳倩,吳兆年,劉曉媛,吳貝尼

(中國船舶及海洋工程設計研究院,上海 200011)

MR(medium range)型成品油船載重量一般在2萬～5萬t[1]，為了洗艙方便，通常設置槽形艙壁，且甲板構件上翻。CSR-H規范規定[2]，對于型深大于16 m的船舶，承受液艙載荷的垂向槽形橫艙壁，除了強制要求設置底凳外，對于頂凳設置無強制要求。在設計過程中，為了減輕空船重量、增大艙容、優化建造工藝，部分MR型油船的槽形艙壁會采用無頂凳設計。然而在設計及計算過程中發現，無頂凳槽形橫艙壁前后一檔強框范圍內的甲板縱骨應力水平很高，存在結構安全隱患。

針對該問題，分析槽形橫艙壁附近甲板縱骨的受力特點及影響甲板縱骨應力水平的因素；基于有限元的強度計算和結構優化設計，提出一種優化的甲板短縱桁布置方案，減小艙壁附近甲板縱骨應力；提出短縱桁端部與縱骨連接的優化型式，解決該處的疲勞問題。

1 無頂凳槽形橫艙壁對甲板縱骨的影響

以具有無頂凳槽形橫艙壁的MR油船為例，典型貨艙及橫艙壁結構型式見圖1。

圖1 MR油船典型貨艙及橫艙壁結構形式

1.1 理論分析

考察中貨艙艙中位置的1根甲板縱骨的正應力情況，根據船體梁理論：

(1)

式中：σhg為甲板縱骨的總縱彎曲正應力，N/mm2；M為剖面彎矩，kN·m；ZD為甲板剖面模數，m3。甲板縱骨兩端剛固且承受側向均布載荷時，端部產生的應力為

(2)

式中：σp為側向載荷產生的應力，N/mm2；p為骨材承受的側向載荷，kN/m2；s為骨材間距，mm；lbdg為骨材跨距，m；Z為骨材的剖面模數，cm3。甲板縱骨承受總縱載荷和局部側向載荷聯合作用，其合成應力σtotal=σhg+σp=221+53=274 N/mm2。

1.2 基于常規網格的有限元直接計算

建立三艙段有限元模型，載荷、邊界條件及模型網格符合CSR規范要求。中貨艙一根甲板縱骨面板單元的應力計算結果見圖2。

圖2 甲板縱骨面板軸向應力分布

由圖2可見：遠離橫艙壁區域，典型甲板縱骨正應力在強橫梁處的有限元計算結果與理論計算結果較為吻合；靠近艙壁處，由于橫艙壁處剪力大，橫艙壁上端剛度較弱[3]，變形較大，因此存在附加變形導致縱骨應力變大。

1.3 基于細化網格的有限元直接計算

建立局部細化有限元模型，模型網格尺寸為50 mm×50 mm，計算結果見圖3。

圖3 橫艙壁附近甲板縱骨應力分布

由圖3可見，靠近橫艙壁區域，甲板縱骨沿船長方向的von Mises應力大于355 N/mm2的范圍較廣，應力偏高，說明應力增大并不是由于甲板縱骨與橫艙壁相交處的應力集中引起的。分析甲板縱骨的應力成分發現，正應力σx為大值(σx=304 MPa，σy=10 MPa，τxy=32.5 MPa)。在槽形橫艙壁附近，σtotal與橫艙壁變形導致的由附加彎矩產生的應力σadd疊加，使橫艙壁附近的甲板縱骨應力偏高。忽略縱骨艙壁相交處的應力集中現象，槽形橫艙壁附近甲板縱骨的彎曲應力約為380 MPa，可以認為由橫艙壁變形導致的由附加彎矩產生的應力/總彎曲應力約為25%。

通過理論分析和基于常規網格和細化網格的有限元強度計算可以看出，遠離橫艙壁區域，典型甲板縱骨正應力在強橫梁處的有限元計算結果與理論計算結果較為吻合；艙壁處甲板縱骨應力增高不是由于應力集中引起，而是由于橫艙壁附近剪力大、變形大，因此存在附加變形，導致縱骨應力變大。

2 甲板構件優化設計

由于槽形橫艙壁上端約束不足，使得甲板縱骨在橫艙壁處產生強制轉角，從而導致產生附加應力σadd。從以下幾方面考慮降低甲板縱骨在橫艙壁附近的應力措施：①限制槽形橫艙壁變形，降低σadd，減小甲板縱骨在槽形橫艙壁處產生的轉角；②降低σp，即增大甲板縱骨剖面模數；③降低σhg，即增大船體梁剖面模數。

方案②由于局部強度引起的應力成分在甲板縱骨合成應力中所占比例很小，僅加大縱骨尺寸對船體梁剖面模數的影響甚微，也無法約束橫艙壁上端的變形，加大縱骨尺寸后甲板縱骨的應力減小不明顯。因此，將從限制橫艙壁變形及增大甲板處船體梁剖面模數的角度進行對比，討論甲板構件的優化設計方案，重點從艙壁上方強橫梁、甲板短縱桁對橫艙壁的約束作用，以及甲板短縱桁對甲板縱骨的應力影響等方面著手。

2.1 強橫梁對槽形橫艙壁端部變形的影響

為探討不同結構形式對限制槽形橫艙壁變形的影響，采用以下方案進行對比分析：①橫艙壁上方不設置強橫梁(以下簡稱方案1-無強梁)；②橫艙壁上方設置與普通強橫梁等高的強橫梁(以下簡稱方案2-高強梁)。兩種結構設計方案見圖4。

通過基于艙段的有限元計算分析，得到兩種方案分別在最危險工況下甲板及槽形橫艙壁應力及變形最大值見表1。

表1 兩種方案應力與變形對比

兩種方案下槽形橫艙壁在艙寬中間附近一列面板單元在最危險工況下的高度-應力及高度-沿船長位移分布見圖5。

圖5 兩種方案下槽形橫艙壁面板沿高度方向的 應力、變形分布

由圖5可見，兩種方案的強橫梁布置方式對主甲板的應力、槽形艙壁的應力，以及槽形艙壁的變形幾乎沒有影響，無論強橫梁設置與否，強橫梁對橫艙壁的約束基本不起作用。

2.2 甲板短縱桁對橫艙壁端部變形的影響

為了降低甲板縱骨在橫艙壁附近的附加彎曲應力，現考慮在橫艙壁前后一檔強框范圍內每隔三檔縱骨設置短縱桁(以下簡稱方案3-短縱桁)，結構形式見圖6。

圖6 短縱桁布置及結構型式

兩種方案下(方案1-無橫梁及方案3-短縱桁)，槽形橫艙壁在艙寬中間附近一列面板單元在最危險工況下的高度-應力及高度-沿船長位移分布見圖7。

圖7 方案1和3下槽形橫艙壁面板沿高度方向的 應力、變形分布

可以看出，該方案中應力及位移在槽形橫艙壁上半部分比矮橫梁方案小，可見甲板短縱桁對橫艙壁上方變形有一定的約束作用。槽形橫艙壁變形帶給甲板縱骨附加彎矩，增大了縱骨的局部應力。通過讀取一根甲板縱骨在槽形橫艙壁兩側翼板處的垂向位移差來考察甲板布置型式對橫艙壁在甲板處的轉角變形的影響。讀取垂向位移的節點示意于圖8。

圖8 甲板縱骨與槽形橫艙壁相交處的節點

經計算分析，不同方案下甲板縱骨與槽形橫艙壁面板相交處的節點垂向位移差值見表2。

表2 甲板縱骨與槽形橫艙壁面板 相交處的節點垂向位移差 mm

由表2可見，局部短縱桁一定程度上限制了橫艙壁的轉角位移，減小了艙壁附近甲板縱骨的附加彎矩，從而使甲板縱骨的應力有所下降。

2.3 甲板短縱桁對縱骨應力分布的影響

高強梁及短縱桁方案下，槽形橫艙壁附近甲板普通縱骨的細網格應力云圖見圖9。

圖9 方案2、3甲板縱骨應力云圖 (最大值分別為452、392 MPa)

可以看出，不設置短縱桁方案的縱骨最大應力出現在與槽形橫艙壁上方的強橫梁相交處，而設置短縱桁方案的甲板縱骨應力比不設置短縱桁方案的縱骨應力低很多，并且最大應力出現在遠離橫艙壁區域。通過多方案的應力、變形的計算和對比分析，提出甲板構件優化設計方案，橫艙壁上方布置甲板短縱桁后，可有效增大槽形橫艙壁與上甲板相交處的扭轉剛度，減小了槽形橫艙壁在局部的轉角變形，降低槽形橫艙壁變形引起的甲板縱骨處的附加彎矩，甲板縱骨應力水平明顯降低。

3 節點設計

上述分析表明，設置甲板短縱桁可降低甲板縱骨應力，但由此帶來的短縱桁結束處與縱骨的端部連接問題不可忽視[4]。由于甲板縱向構件的總縱彎曲應力很大，縱桁及縱骨中性軸變化導致的附加彎矩通過連接肘板傳遞至甲板縱骨上，引起縱骨在趾端位置過大的強迫變形，并非由趾端端部的應力集中引起，因此將肘板做得更軟對減小趾端應力作用不明顯。

為避免附加彎矩傳遞到甲板縱骨帶來的應力水平升高，通過優化結構設計，使縱桁傳遞的附加彎矩不由所連接的甲板縱骨承擔，提出如圖10所示的短縱桁端部與甲板縱骨的連接型式，這種結構型式具有以下特點：①適當降低短縱桁高度；②在短縱桁前后設置長而緩的過渡與甲板縱骨相連，通過使甲板縱桁過渡一檔強框間距，使其高度平緩下降；③ 與甲板縱骨支撐強橫梁的防傾肘板結合。

圖10 甲板短縱桁與甲板縱骨連接型式

經過形狀參數優化后的相交節點處的細網格模型見圖11。通過有限元細網格及疲勞強度計算分析表明，該節點型式可滿足規范要求，解決了上述問題。

圖11 縱桁過渡處細網格及疲勞網格

4 結論

1)橫艙壁上方強橫梁的設置對減小橫艙壁應力及變形不起作用。

2)設置甲板短縱桁可約束艙壁變形，明顯減小甲板縱骨在橫艙壁附近的應力。

3)由甲板縱桁及縱骨中性軸變化導致的附加彎矩，通過連接肘板傳遞至甲板縱骨上，導致趾端位置過大強迫變形，在甲板短縱桁與普通骨材過渡處存在突變，需合理設計節點。

4)所提出的甲板縱桁及縱骨連接節點型式可滿足規范要求，是一種值得推薦的較優選擇。