基于結構共同規范的散貨船槽型艙壁優化設計

趙 欣，張 偉，盛利賢

（上海外高橋造船有限公司，上海 200137）

0 引 言

重壓載艙作為散貨船的特殊貨艙，其槽型艙壁既要起到分割艙室的作用，又需承受重壓載工況下的側向水壓。重壓載艙的載荷工況與普通貨艙相比更為復雜。在已有的重壓載艙槽型艙壁研究中：甘水來等［1］通過對槽條各要素進行研究，得出了槽型艙壁重量隨槽條要素的變化規律；李文濤［2］運用參數優化方法確定了小靈便散貨船槽型艙壁的最佳槽條剖面幾何要素。這些研究僅以規范計算結果為主要依據，未考慮槽型艙壁結構強度直接計算結果的影響。

《散貨船和油船結構共同規范》［3］（Common Structure Rules for Bulk Carriers and Oil Tankers，以下簡稱“結構共同規范”）對板格的抗屈曲能力有嚴格的要求，導致在重壓載工況下槽型艙壁面向重壓載艙的面板的屈曲結果非常嚴重，由此造成槽型艙壁的板厚大幅增加，最終影響整個貨艙的結構重量，增加船舶建造成本。因此，對重壓載艙槽型艙壁進行優化設計是散貨船輕量化設計工作中的一個重要環節。

1 槽型艙壁基本設計參數

對于槽型艙壁來說，其基本設計參數主要包括面板寬度a、腹板水平寬度b、腹板寬度c、槽深d、槽形寬度Sw、槽型夾角φ、面板厚度tf和腹板厚度tw（見圖1）。按結構共同規范的要求：φ≤55°；Sw＝a ＋b；c ＝。因此，本文將a、b、d、tf和tw作為槽型艙壁結構形式優化的基本尺度要素［2］。

圖1 槽型艙壁的基本設計參數

2 槽型艙壁的載荷和強度要求

對于重壓載艙而言：當該艙不作為壓載艙時，其水密槽型艙壁應按一般的貨艙艙壁設計；當該艙作為壓載艙時，需考慮壓載水產生的側向載荷，此時應按深艙水密艙壁的要求對其進行強度校核。

根據結構共同規范的要求，重壓載貨艙槽型艙壁的載荷主要由完整工況和進水工況決定，其中：完整工況包括均勻裝載、隔艙裝載、正常裝載和重壓載等4 種；進水工況包括有貨進水和空艙進水2 種。

1）完整工況下的局部強度要求［4-5］為

式（1）中：bp為槽條面板或腹板寬度；CCB為許用彎曲應力系數；P為設計載荷。

2）進水工況下的局部強度要求為

式（2）中：SCW為槽條面板或腹板寬度；PR為設計載荷。

在進水工況下，除了要滿足局部強度的要求以外，還應考慮槽條的抗彎曲能力、槽條腹板的抗剪切能力和槽條腹板的剪切屈曲強度的要求。

1）槽條的抗彎曲能力為

式（3）中：WLE為槽條下端凈剖面模數；WM為槽條中端凈剖面模數；M為槽條承受的彎矩。

2）槽條腹板的抗剪切能力為

3）槽條腹板的剪切屈曲強度滿足

式（5）中：τC為剪切屈曲應力。

3 槽型艙壁強度計算

在對水密槽型艙壁進行計算分析時，可將其看成由多個槽條構成的結構，每個單一槽條可分成上、中、下等3 部分［2］。根據結構共同規范的要求，槽條上端高度lU≤0.3lC，槽條下端高度lL≥0.15lC，槽條中端高度lM＝lC－lU－lL，其中lC為槽條跨距。

考慮到加工工藝的傾向性，以某型210KBC 冷彎型槽型艙壁為研究對象，初始方案中單一槽條的各項設計參數：a ＝1 200 mm；b ＝420 mm；d ＝1 200 mm；c ＝1 271.38 mm。

將水密槽型艙壁看成由8 個槽條組成的結構，見圖2。按上述規范的要求，lU＝4 400 mm，lM＝7 245 mm，lL＝3 450 mm，見圖3。

圖2 水密槽型艙壁的組成

圖3 槽型艙壁基本布置

針對槽型艙壁強度的計算評估主要由規范計算和直接計算2 部分組成，選取圖3 中5 個不同位置處的板格進行分析。表1 為完整工況和進水工況下的最小板厚要求值。從表1 中可看出：無論是完整工況還是進水工況，槽條下端最小板厚要求值都最大；從船中到舷側，完整工況下的最小板厚要求值逐漸增大。對于同一板格，規范計算中的最小板厚主要由完整工況決定。圖4 為初始方案中槽型艙壁的板厚直接計算結果。從圖4 中可看出：槽條C7 和C8 的規范計算結果與有限元分析結果相近，故兩者的板厚可由規范計算結果決定；其他槽條的板厚在有限元分析中均有所增加，且上端和中端板厚的變化較大。由此可知，槽條C1 ～C6 的板厚基本上由有限元分析結果決定。

表1 完整工況和進水工況下最小板厚要求值

圖4 初始方案中槽型艙壁的板厚計算結果

4 槽型艙壁優化設計

4.1 優化方向

通過比較規范計算中板格的各項能力值可知：板格抗彎曲能力值富余較大，因此在滿足強度衡準要求的基礎上，可考慮適當減小槽深和槽型艙壁的圍長，從而減輕結構重量。表2 為板格能力規范值與實際值對比。在直接計算結果中，槽條C1 ～C6 上端和中端板厚增加的原因是槽型艙壁面板的抗屈曲能力較差，因此可考慮適當減小面板尺寸，減小槽條板厚，提高結構整體的經濟性。

表2 板格能力規范值與實際值對比

4.2 槽深優化

初始方案中d ＝1 200 mm，在a 和b 均保持不變的情況下，對槽深進行優化評估，初步決定d 為1 150 mm、1 100 mm、1 050 mm、1 000 mm等4 種方案。

首先對這4 種方案進行規范計算，以panel 1 為例，當a和b保持不變時，隨著d的減小，c和載荷不變情況下規范要求的最小板厚也減小。

當d ＝1 050 mm或1 000 mm 時，經過計算可得c ＜a，此時板格最小板厚由a 值決定；當d ＝1 000 mm時，抗彎曲能力實際值接近規范要求值，此時槽深優化已接近極限，見表3。

表3 4 種優化方案的槽深優化規范計算值與實際值對比

對上述4 種優化方案進行直接計算之后發現：槽條C7 下端與C8 中下端的優化結果均由規范計算結果決定，因此板厚小于初始方案；其他槽條在槽深逐漸減小過程中，因屈服和屈曲不滿足衡準的要求而逐漸增加板厚，當d ＝1 100 mm、1 050 mm和1 000 mm時，槽條下端板厚變化較為明顯，見圖5。

圖5 不同槽深優化方案的板厚計算結果

對幾種方案的設計參數和結構重量進行對比，結果見表4。雖然優化方案中各槽條的板厚均大于初始方案，但減小槽深可減小槽型艙壁的圍長，因此結構重量均有所下降。

表4 幾種方案的設計參數和結構重置對比

從槽深取值為1 050 mm開始，結構重量的變化呈上升趨勢，此時板厚增加量已大于圍長減小量，因此槽深在1 100 ～1 200 mm范圍內取值最適宜。

4.3 面板寬度優化

由上述直接計算結果可知，槽型艙壁主要承受屈曲的板格為面向重壓載艙的面板，見圖6。

圖6 主要承受屈曲的面板

為探尋面板寬度發生變化對槽型艙壁屈曲結果的影響，首先僅以面板寬度a 為變量，槽深和各槽條的板厚保持不變，表5 為槽深d ＝1 200 mm時不同面板寬度下槽條C1 ～C6 的屈曲結果。由于槽條C7 和C8 的板厚基本上是由規范計算結果決定的，因此在表5 中未將兩者作為評估對象。由表5 可知：在直接計算中可通過減小面板寬度a 提升槽型艙壁面板的抗屈曲能力。但是，由之前的優化分析可知，槽型艙壁的圍長對整體結構重量有一定的影響，且只有面向重壓載貨艙的面板屈曲結果嚴重，由此設想在槽型艙壁前后采用非對稱式面板寬度，用a1表示面向重壓載貨艙的面板寬度，用a2表示另一面。

表5 d ＝1 200 mm時不同面板寬度下槽條C1 ～C6 的屈曲結果

當槽深保持不變時，面向重壓載貨艙的面板寬度盡量取小值，此時需尋求合理的腹板寬度b。本文從規范計算軟件中提取完整工況下各槽條承受的載荷，利用直接計算所得板厚，通過公式計算出各槽條能承受的最大腹板寬度b。綜合各槽條計算結果可確定：當d ＝1 200 mm，a1＝900 mm 時，b ＝500 mm，c ＝1 300 mm。當a2＝1 300 mm時，通過規范計算軟件進行二次驗算，可知結果滿足規范的要求。以上述槽深優化分析結果為基礎，選取槽深為1 200 mm、1 150 mm和1 100 mm，根據上述思路可確定d為1 150 mm和1 100 mm時槽型艙壁的各項設計參數，得到3 種槽深不同且面板非對稱的槽型艙壁結構形式。

圖7 為3 種優化方案的板厚直接計算結果。從圖7 中可看出：方案D5 中上端板厚與初始方案相同，槽條中端為主要承受面板屈曲的區域，減小面板寬度可有效改善屈曲結果，因此優化方案中槽條中端板厚相比初始方案均有所減??；在槽條上端與下端，優化方案的板厚計算結果與初始方案相比有所增加，其中以槽深取值為1 100 mm時的變化最為明顯，此時表明減小槽深對面板屈曲結果的不利影響為主導因素。

圖7 3種優化方案的板厚直接計算結果

將初始方案與優化方案的計算結果相對比，結果見表6。從表6 中可看出：優化方案中的圍長和結構重量均小于初始方案，其中方案D7 中的槽型艙壁圍長最短，結構重量最輕，與方案D6 接近。將方案D6 和方案D7 應用于相鄰貨艙中，其艙段有限元結果滿足規范衡準的要求。

表6 初始方案與優化方案的計算結果對比

5 結 語

本文以重壓載艙橫向槽型艙壁為研究對象，通過優化研究發現，從槽深和面板寬度2 方面進行優化的方向是可行的。通過對多種優化方案進行對比分析可知，目前技術經濟性最優的優化方案是槽深和面板寬度均有所改變，運用分析評估所得優化方案可有效提升面板的抗屈曲能力，減小槽型艙壁的結構重量，節省建造成本。

對于不同載重量的散貨船而言，可根據實際的船型參數，在保證a1＜a2的前提下，適當調整其他槽條參數，從而得到該船型下最優的橫向槽型艙壁結構設計。