HCSR疲勞評估中艙壁位移引起的縱骨端部附加應(yīng)力研究

，，，，

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

為了實(shí)現(xiàn)船舶建造和航行安全以及環(huán)保的整體目標(biāo)，國際海事組織(IMO)決定制定目標(biāo)型標(biāo)準(zhǔn)(GBS)作為重要的戰(zhàn)略項(xiàng)目。所謂“IMO GBS要求”，其核心內(nèi)容就是對船舶生命周期中如設(shè)計(jì)壽命、環(huán)境條件和結(jié)構(gòu)強(qiáng)度等15個(gè)功能的功能要求，以及如何圍繞著15個(gè)功能要求對規(guī)范進(jìn)行審核的符合驗(yàn)證，所以國際船級社協(xié)會(huì)(IACS)決定在CSR的基礎(chǔ)上研發(fā)協(xié)調(diào)共同結(jié)構(gòu)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(jì)算縱骨疲勞壽命(規(guī)范計(jì)算)中，共考慮了船體梁應(yīng)力、縱骨局部應(yīng)力和艙壁相對位移引起的附加應(yīng)力3種應(yīng)力成分。而艙壁相對位移引起的附加應(yīng)力，油船采用系數(shù)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(shù)法和公式法計(jì)算艙壁相對位移引起的應(yīng)力都存在一定的不確定性，對其合理性驗(yàn)證鮮有相關(guān)文獻(xiàn)研究。為此，通過理論推導(dǎo)和實(shí)船計(jì)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(yīng)力(公式法和系數(shù)法)進(jìn)行研究。

1 HCSR規(guī)范附加應(yīng)力計(jì)算方法

艙壁相對位移引起的附加應(yīng)力是計(jì)算疲勞熱點(diǎn)應(yīng)力的3種成分之一，其疲勞熱點(diǎn)應(yīng)力范圍計(jì)算公式如下。

ΔσHS=|ΔσGD+ΔσLD+ΔσdD|

(1)

式中：ΔσHS——疲勞熱點(diǎn)應(yīng)力范圍;

ΔσGD——船體梁應(yīng)力范圍;

ΔσLD——局部應(yīng)力范圍;

ΔσdD——艙壁位移引起縱骨端部附加應(yīng)力范圍。

由此可見，艙壁相對位移引起的附加應(yīng)力計(jì)算的準(zhǔn)確性，對疲勞評估的結(jié)果有很大的影響。

1.1 附加應(yīng)力公式法計(jì)算流程

艙壁位移引起縱骨端部附加應(yīng)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(yīng)力σdD為

σdD=Kb(σdF+σdA)

(2)

式中：Kb——側(cè)向載荷下的應(yīng)力集中系數(shù);

σdF——在l2范圍內(nèi)由δ2產(chǎn)生的應(yīng)力;

σdA——在l1范圍內(nèi)由δ1產(chǎn)生的應(yīng)力。

(3)

(4)

相關(guān)參數(shù)見圖2。

圖2 雙縱艙壁油船滿載時(shí)Kd系數(shù)分布

根據(jù)HCSR，取C1=3.9,C2=1.15,C3=0.9。

1.2 附加應(yīng)力系數(shù)法計(jì)算流程

艙壁位移引起縱骨端部附加應(yīng)力的系數(shù)法只適用于油船，計(jì)算公式如下。

σdD=(Kd-1)·|σLD|

(5)

式中：σLD——局部動(dòng)載荷引起的應(yīng)力。

2 附加應(yīng)力研究方法簡述

2.1 公式法

1)根據(jù)梁理論模型推導(dǎo)得到公式法理論計(jì)算式(3)、(4)。

2)取3型目標(biāo)船(1型散貨船和2型油船)為樣本，通過實(shí)船有限元驗(yàn)證公式法的合理性。為了避免總縱彎曲導(dǎo)致的縱向骨材兩端附加應(yīng)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(yīng)力，采用在穿越艙壁的縱骨兩端施加強(qiáng)迫位移δ1,δ2，如圖1所示，然后計(jì)算3艙段模型，提取骨材兩端的彎曲應(yīng)力，并按規(guī)范計(jì)入帶板有效寬度，計(jì)算骨材慣性矩及剖面慣性矩等骨材參數(shù)，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(jié)構(gòu)、骨材部位不同而不盡相同，最后將多組數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)后，得出結(jié)論。

2.2 系數(shù)法

規(guī)范規(guī)定的Kd系數(shù)見表1。

表1 Kd系數(shù)值

1)取目標(biāo)船2為樣本，計(jì)算表1指定部位骨材波浪動(dòng)壓力Pw，液貨艙動(dòng)壓力Pid，干散貨艙動(dòng)壓力Pbd，得到骨材的局部動(dòng)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(yīng)力σdD。

3)利用式(5)得到相應(yīng)的系數(shù)值，并將多組系數(shù)值進(jìn)行回歸，得到規(guī)范值。

3 HCSR公式法中計(jì)算公式的推導(dǎo)過程

設(shè)兩端的剛度系數(shù)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(lián)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(yīng)于規(guī)范的變量，可得在l1范圍內(nèi)由δ1產(chǎn)生的應(yīng)力為

(21)

在lA范圍內(nèi)由δF產(chǎn)生的應(yīng)力為

(22)

同理可得在lF范圍內(nèi)由δF產(chǎn)生的應(yīng)力。

4 實(shí)船計(jì)算比較分析

4.1 目標(biāo)船信息統(tǒng)計(jì)

目標(biāo)船信息統(tǒng)計(jì)見表2。

表2 目標(biāo)船信息統(tǒng)計(jì)

根據(jù)HCSR規(guī)范建模原則和相關(guān)文獻(xiàn)[3-5]，建立相應(yīng)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(shí)船計(jì)算結(jié)果

有限元方法推導(dǎo)C1,C2,C3系數(shù)所選縱骨位置見圖4。

限于篇幅的原因，僅詳細(xì)列出目標(biāo)船1前艙壁處得C1,C2,C3計(jì)算中間數(shù)據(jù)，見表3，統(tǒng)計(jì)結(jié)果見表4。

得到的散貨船C1,C2,C3系數(shù)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(shù)據(jù)與規(guī)范值相差較多。

4.3 系數(shù)法實(shí)船計(jì)算結(jié)果

取圖2所示的縱骨的位置進(jìn)行Kd系數(shù)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(cè)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(jì)算值，見圖5～8。

圖4 縱骨位置示意

表3 目標(biāo)船1前艙壁處結(jié)果統(tǒng)計(jì)

骨材彎曲應(yīng)力/MPaσ0σ1σ2慣性矩/mm4I1I2相對位移/mmδ1δ2系數(shù)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(jì)結(jié)果

圖5 均勻滿載舷側(cè)縱骨Kd系數(shù)隨高度變化

圖6 正常滿載舷側(cè)縱骨Kd系數(shù)隨高度變化

由以上曲線可以看出，規(guī)范值與計(jì)算值的變化趨勢基本一致。

圖7 均勻滿載船底縱骨Kd系數(shù)隨高度變化

圖8 正常滿載船底縱骨Kd系數(shù)隨高度變化

5 結(jié)論

1)通過理論推導(dǎo)和實(shí)船計(jì)算，HCSR規(guī)范公式法計(jì)算縱骨引起的附加應(yīng)力，計(jì)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(yīng)力越接近規(guī)范值。

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

3)HCSR規(guī)范系數(shù)法(油船)計(jì)算縱骨引起的附加應(yīng)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(jié)構(gòu)規(guī)范[C]∥紀(jì)念徐秉漢院士船舶和海洋構(gòu)造力學(xué)學(xué)術(shù)會(huì)議論文集，北京：中國造船工程學(xué)會(huì)，2011：430-436.

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[3] 周廣喜.HCSR和CSR結(jié)構(gòu)強(qiáng)度評估方法比較研究[D].哈爾濱：哈爾濱工程大學(xué)，2012.

[4] 孫 昊.散貨船結(jié)構(gòu)疲勞評估的設(shè)計(jì)波法[D].哈爾濱：哈爾濱工程大學(xué)，2010.