大型油船和散貨船波激振動(dòng)及其對(duì)結(jié)構(gòu)疲勞壽命的影響

楊 鵬，顧學(xué)康，丁 軍，張 凡，胡嘉駿

（1.武漢第二船舶設(shè)計(jì)研究所，武漢430205；2.中國(guó)船舶科學(xué)研究中心，江蘇無(wú)錫214082）

大型油船和散貨船波激振動(dòng)及其對(duì)結(jié)構(gòu)疲勞壽命的影響

楊 鵬1，2，顧學(xué)康2，丁 軍2，張 凡2，胡嘉駿2

（1.武漢第二船舶設(shè)計(jì)研究所，武漢430205；2.中國(guó)船舶科學(xué)研究中心，江蘇無(wú)錫214082）

通過(guò)一艘大型油船和一艘大型散貨船在水池中的波激振動(dòng)模型試驗(yàn)，研究了規(guī)則波和不規(guī)則波中的船體波激振動(dòng)現(xiàn)象，利用試驗(yàn)獲得的短期海況下的高低頻應(yīng)力數(shù)據(jù)計(jì)算分析了波激振動(dòng)對(duì)實(shí)船典型結(jié)構(gòu)疲勞損傷的影響。在此基礎(chǔ)上，通過(guò)對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的規(guī)律性研究，提出了一種快速估算短期海況中船體波激振動(dòng)特征及其對(duì)結(jié)構(gòu)疲勞壽命影響的方法。利用該方法，結(jié)合幾條典型航線的長(zhǎng)期海況統(tǒng)計(jì)資料，研究了不同航線上船體波激振動(dòng)對(duì)結(jié)構(gòu)疲勞壽命的影響。研究結(jié)果認(rèn)為：大型油船和散貨船在壓載狀態(tài)下存在明顯的波激振動(dòng)現(xiàn)象，不同航線上的波激振動(dòng)強(qiáng)度及其對(duì)結(jié)構(gòu)疲勞壽命的影響差別較大；快速估算方法能夠合理地評(píng)估船體在波激振動(dòng)下的結(jié)構(gòu)疲勞損傷，具有一定的工程實(shí)用價(jià)值。

油船；散貨船；波激振動(dòng)；模型試驗(yàn)；疲勞損傷

0 引 言

傳統(tǒng)船舶由于船體梁二節(jié)點(diǎn)固有振動(dòng)頻率遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于波浪載荷激勵(lì)頻率，因此波激振動(dòng)不明顯。隨著船舶結(jié)構(gòu)主尺度的不斷增大，同時(shí)高強(qiáng)度鋼的廣泛應(yīng)用，船舶結(jié)構(gòu)物在海洋環(huán)境下顯得越來(lái)越具有彈性，流固耦合現(xiàn)象變得越來(lái)越明顯。隨著船體梁剛度的降低，船體二節(jié)點(diǎn)振動(dòng)頻率會(huì)位于波浪激勵(lì)載荷主要頻率區(qū)間內(nèi)，因此會(huì)產(chǎn)生明顯的波激振動(dòng)現(xiàn)象（Storhaug（2007）[1]；Wu和Moan（2007）[2]；Lijima等（2008）[3]；Pedersen和Jensen（2009）[4]；汪雪良等（2012）[5]）。船體結(jié)構(gòu)的高頻波激振動(dòng)會(huì)增加船體結(jié)構(gòu)應(yīng)力響應(yīng)幅值和循環(huán)次數(shù)，對(duì)于某些船型會(huì)產(chǎn)生十分嚴(yán)重的疲勞問(wèn)題[1，6-7]，例如DNV的一艘25萬(wàn)噸大型礦砂船[1]。近幾年來(lái)的研究表明船體二節(jié)點(diǎn)垂向波浪誘導(dǎo)高頻振動(dòng)會(huì)對(duì)船體結(jié)構(gòu)疲勞破壞產(chǎn)生相當(dāng)大的貢獻(xiàn)，例如Storhaug等[6]對(duì)一長(zhǎng)294 m（Lpp）的礦砂船在北大西洋航線上航行的實(shí)船測(cè)量就表明了這一點(diǎn)。Drummen等[7]對(duì)一艘集裝箱船在頂浪中由波浪誘導(dǎo)振動(dòng)產(chǎn)生的疲勞損傷進(jìn)行了模型試驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算研究，測(cè)量的結(jié)果表明波浪誘導(dǎo)振動(dòng)產(chǎn)生約40%的總疲勞損傷。數(shù)值方法對(duì)波頻損傷預(yù)報(bào)較好，但對(duì)總疲勞損傷的預(yù)報(bào)偏大，達(dá)到了50%。近年來(lái)IACS（國(guó)際船級(jí)社組織）在最新的HCSR[8]（油船和散貨船協(xié)調(diào)共同規(guī)范）中提出了波激振動(dòng)對(duì)船體結(jié)構(gòu)疲勞壽命的影響要求，希望能夠理性分析波激振動(dòng)引起的船體結(jié)構(gòu)疲勞累積損傷，并給出科學(xué)的分析依據(jù)。全球各主要船級(jí)社和相關(guān)研究機(jī)構(gòu)均參與了相關(guān)問(wèn)題的學(xué)術(shù)探討。因此，開展考慮波激振動(dòng)的波浪載荷理論預(yù)報(bào)方法和模型試驗(yàn)方法研究顯得迫在眉睫。

波激振動(dòng)模型試驗(yàn)是針對(duì)超大型船舶開展的一種波浪載荷試驗(yàn)，本文進(jìn)行了大型油船和散貨船的波激振動(dòng)模型試驗(yàn)，分析了大型船舶波激振動(dòng)特征及其對(duì)船體結(jié)構(gòu)疲勞的影響。在此基礎(chǔ)上，為了快速計(jì)算各種短期海況下的船體非線性波激振動(dòng)，利用規(guī)則波中低頻和高頻彎矩傳遞函數(shù)特點(diǎn)，本文提出了一種分析短期海況中非線性波激振動(dòng)現(xiàn)象的快速計(jì)算方法。最后基于該對(duì)實(shí)船的疲勞累積損傷進(jìn)行了分析，給出了不同航線上高頻波激振動(dòng)對(duì)疲勞累積損傷的長(zhǎng)期影響，為提高大型船舶的結(jié)構(gòu)安全性提供參考。

1 模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)

試驗(yàn)對(duì)象為一艘30.8萬(wàn)噸的油船和20.5萬(wàn)噸的散貨船，模型縮尺比分別取為55和50，為分段龍骨梁型玻璃鋼拖航彈性船模，在第2站、4站、6站、8站、10站-50mm、12站、14站、16站和18站共9個(gè)剖面上分段，共10段。根據(jù)最新的HCSR[8]文本，油船以滿載和壓載這兩個(gè)裝載狀態(tài)進(jìn)行疲勞強(qiáng)度的評(píng)估，航速取設(shè)計(jì)航速。為此，根據(jù)裝載手冊(cè)，結(jié)合靜水彎矩、吃水這兩個(gè)因素，選擇滿載到港和壓載離港兩個(gè)典型裝載狀態(tài)開展模型試驗(yàn)。

船模的設(shè)計(jì)及航行狀態(tài)應(yīng)滿足幾何相似、運(yùn)動(dòng)相似、動(dòng)力相似原則。實(shí)船與模型主要尺度與參數(shù)，列于表1和表2中。其中實(shí)船船體梁垂向二節(jié)點(diǎn)振動(dòng)頻率f2由三維水彈性程序計(jì)算獲得。油船分段模型如圖1所示。

表1 油船（VLCC）主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of the VLCC

表2 散貨船（BC）主要參數(shù)Tab.2 Main parameters of the Bulk Carrier

圖1 VLCC龍骨梁分段彈性模型以及彎矩測(cè)點(diǎn)布置示意圖Fig.1 Sketch map of ten segments model and points of moment measuring for VLCC

由于波激和砰擊均會(huì)產(chǎn)生船體梁高頻彎矩響應(yīng)，而且波激和砰擊很難區(qū)分。為了在規(guī)則波模型試驗(yàn)中盡量避免砰擊的產(chǎn)生，而主要關(guān)注波激振動(dòng)現(xiàn)象，在規(guī)則波模型試驗(yàn)中波高分別選為80 mm和200 mm，相當(dāng)于實(shí)船4 m和10 m波高。試驗(yàn)表明在80 mm波高下只有波激振動(dòng)現(xiàn)象而基本沒(méi)有砰擊產(chǎn)生，但200 mm波高時(shí)在發(fā)生波激現(xiàn)象的同時(shí)有明顯的砰擊現(xiàn)象。

在靜水零航速時(shí)，通過(guò)捶擊方式測(cè)量靜水中船體二節(jié)點(diǎn)垂向振動(dòng)頻率，其結(jié)果見表3。從表中可以看出通過(guò)水彈性理論計(jì)算可以較為準(zhǔn)確地得到船體二節(jié)點(diǎn)振動(dòng)頻率，可見水彈性理論預(yù)報(bào)濕模態(tài)船體二節(jié)點(diǎn)振動(dòng)固有頻率是十分有效的。

表3 模型二節(jié)點(diǎn)固有頻率的理論值與試驗(yàn)值Tab.3 Theoretical and measured two-node frequency of the models

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 規(guī)則波結(jié)果分析

油船壓載工況下舯剖面的規(guī)則波試驗(yàn)典型信號(hào)記錄曲線 （包括波浪信號(hào)和舯剖面彎矩信號(hào)）如圖2，圖中船體舯剖面彎矩響應(yīng)曲線達(dá)到穩(wěn)定后存在明顯的高頻成分。通過(guò)觀察試驗(yàn)錄像此工況并未發(fā)現(xiàn)有砰擊現(xiàn)象，可以判斷圖2工況中發(fā)生了明顯的波激振動(dòng)現(xiàn)象。

圖2 典型波激振動(dòng)信號(hào)記錄Fig.2 Typical signal record of springing

對(duì)圖2信號(hào)進(jìn)行帶通濾波后可以分別得到該信號(hào)的低頻和高頻信號(hào)，高低頻時(shí)域曲線和各種頻率成分能量分布曲線分別如圖3和4。從波激振動(dòng)時(shí)域曲線圖3可以看出該工況中存在很明顯的波激振動(dòng)現(xiàn)象，高頻部分振幅穩(wěn)定沒(méi)有衰減。圖4中1.2 Hz位置的峰值為波浪遭遇頻率成分，波浪遭遇頻率的四倍頻率與船體梁二節(jié)點(diǎn)頻率基本重合，因而激起了明顯的二節(jié)點(diǎn)振動(dòng)。該現(xiàn)象說(shuō)明船體濕表面變化引起的非線性波浪載荷中的某階倍頻力可能引起導(dǎo)致船體梁共振，從而引發(fā)非波激振動(dòng)現(xiàn)象。

圖3 波激振動(dòng)信號(hào)時(shí)域曲線Fig.3 Springing signal in time domain

圖4 波激振動(dòng)信號(hào)頻譜圖Fig.4 Springing signal in frequency domain

圖5 油船垂向彎矩傳遞函數(shù)Fig.5 RAO of vertical bending moment for the oil tanker

圖6 散貨船垂向彎矩傳遞函數(shù)Fig.6 RAO of vertical bending moment for the bulk carrier

通過(guò)對(duì)各種模型試驗(yàn)響應(yīng)結(jié)果的縮尺轉(zhuǎn)換，可以得到實(shí)船在相應(yīng)工況下的波浪載荷傳遞函數(shù)等結(jié)果。實(shí)船舯剖面彎矩的傳遞函數(shù)如圖5和6所示，其中“WM”代表波頻彎矩，“HM”代表高頻彎矩，“CM”代表合成彎矩，“WASIM_WM”代表商用軟件WASIM的波頻彎矩計(jì)算結(jié)果。另外圖5（a）和圖6（a）、圖5（b）和圖6（b）相對(duì)應(yīng)曲線（WM和WASIM_WM）的趨勢(shì)較為相近，這在一定程度上說(shuō)明了數(shù)值計(jì)算結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果的可靠性，但同時(shí)也說(shuō)明了理論數(shù)值計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)還是存在一定差異的。從圖5和6中可以發(fā)現(xiàn)在波浪遭遇頻率超過(guò)0.2 Hz后存在很明顯的倍頻力激起的波激振動(dòng)現(xiàn)象，例如圖4中給出的油船壓載工況下對(duì)應(yīng)的實(shí)船波浪遭遇頻率為0.16 Hz，此時(shí)就已引起較大的波激振動(dòng)了。

圖7 油船不規(guī)則波模型試驗(yàn)彎矩信號(hào)（H1/3=70 mm，Tz=0.921 s，頂浪，壓載）Fig.7 Responses of the oil tanker model in irregular waves(H1/3=70 mm,Tz=0.921 s,Head sea&Ballast)

圖8 油船不規(guī)則波模型試驗(yàn)彎矩信號(hào)（H1/3=70 mm，Tz=1.011 s，頂浪，壓載）Fig.8 Responses of the oil tanker model in irregular waves(H1/3=70 mm,Tz=1.011 s,Head sea&Ballast)

圖9 油船不規(guī)則波模型試驗(yàn)彎矩信號(hào)（H1/3=70 mm，Tz=1.011 s，頂浪，滿載）Fig.9 Responses of the oil tanker model in irregular waves(H1/3=70 mm,Tz=1.011 s,Head sea&Full)

圖10 油船不規(guī)則波模型試驗(yàn)彎矩信號(hào)（H1/3=70 mm，Tz=1.126 s，頂浪，滿載）Fig.10 Responses of the oil tanker model in irregular waves(H1/3=70 mm,Tz=1.126 s,Head sea&Full)

2.2 不規(guī)則波結(jié)果分析

為了研究不規(guī)則波中的波激振動(dòng)現(xiàn)象，本文對(duì)油船和散貨船進(jìn)行了壓載和滿載工況下六種不規(guī)則波工況（有義波高3.5 m左右）的頂浪模型試驗(yàn)，其中船舯剖面的垂向彎矩的時(shí)域和頻域響應(yīng)曲線如圖7～10所示。從圖中可以看出在記錄得到的信號(hào)中存在很明顯的高頻彎矩響應(yīng)成分，說(shuō)明在圖中所示四種工況下存在較為明顯的波激振動(dòng)現(xiàn)象。由于波浪主要能量的頻率遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于船體梁二節(jié)點(diǎn)振動(dòng)頻率，此時(shí)的波激振動(dòng)應(yīng)該是由高頻非線性波浪力激起的（例如倍頻力與和頻力）。

3 波激振動(dòng)對(duì)結(jié)構(gòu)疲勞的影響分析

3.1 波激振動(dòng)對(duì)結(jié)構(gòu)疲勞影響的簡(jiǎn)化分析方法

一般情況下不規(guī)則波引起的非線性波激振動(dòng)需要通過(guò)非線性水彈性程序進(jìn)行計(jì)算，無(wú)論是頻域的還是時(shí)域的非線性水彈性力學(xué)程序，針對(duì)每個(gè)短期海況進(jìn)行一次計(jì)算總是較為耗時(shí)的。為了較快地分析不規(guī)則波引起的非線性波激振動(dòng)及其對(duì)結(jié)構(gòu)疲勞的影響，本文接下來(lái)將給出一種基于規(guī)則波傳遞函數(shù)來(lái)計(jì)算不規(guī)則波中非線性波激振動(dòng)的快速方法。

圖11 ISSC雙參數(shù)海浪譜Fig.11 ISSC two-parameter wave spectra

3.1.1 船體波激振動(dòng)產(chǎn)生原因

相對(duì)于波浪遭遇頻率，船體梁的自振頻率較高，即使對(duì)于頻率較低的超大型船舶，比如此次計(jì)算超大型油船，其壓載狀態(tài)下的二節(jié)點(diǎn)自振頻率也達(dá)到了0.64 Hz。海上波浪的平均跨零周期為3～18 s，當(dāng)船舶的頂浪航速為15.7 kns時(shí)，不同跨零周期下的ISSC雙參數(shù)譜形式如圖11所示，其中橫坐標(biāo)fe代表波浪遭遇頻率，縱坐標(biāo)代表波浪能量。從圖中可以看出絕大部分波浪能量的頻率遠(yuǎn)小于船體梁二節(jié)點(diǎn)振動(dòng)頻率，說(shuō)明波頻成分很難激起船體梁波激振動(dòng)。但是由船體非線性波浪力引起的倍頻成分可以激起較為明顯的波激振動(dòng)，例如二分之一和三分之一的船體梁二節(jié)點(diǎn)振動(dòng)頻率為0.32 Hz和0.21 Hz，在這樣的波浪遭遇頻率附近波浪能量還是較大的，特別是對(duì)于波浪平均周期較小的不規(guī)則波。這樣的不規(guī)則波將會(huì)引發(fā)比較明顯的船體梁波激振動(dòng)現(xiàn)象。

3.1.2 船體波激振動(dòng)響應(yīng)快速計(jì)算方法

（1）規(guī)則入射波

既然船體梁的波激振動(dòng)主要是由高階的倍頻力激起，那么相當(dāng)于一個(gè)低頻的規(guī)則入射波浪，可以激起至少兩個(gè)不同頻率的規(guī)則波響應(yīng)，其中一個(gè)頻率是和遭遇頻率ωe對(duì)應(yīng)低頻響應(yīng)，一個(gè)頻率是船體二節(jié)點(diǎn)自振頻率ω1處的高頻響應(yīng)（從規(guī)則波和不規(guī)則頻譜圖中均可以看出），還有一些能量較小的不同倍頻下的響應(yīng)成分。簡(jiǎn)化起見，將規(guī)則來(lái)波下的船體結(jié)構(gòu)合成彎矩響應(yīng)表達(dá)為上述兩個(gè)主要頻率成分的疊加形式：

其中：ML和MH分別為低頻和高頻彎矩響應(yīng)幅值；ωe和ω1分別為波浪遭遇頻率和船體梁二節(jié)點(diǎn)振動(dòng)頻率；εL和εH分別為低頻和高頻響應(yīng)的初始相位。通過(guò)這種方法，可以近似得到任一規(guī)則波激勵(lì)下的船體梁低頻和高頻合成響應(yīng)，從而可以分別得到低頻和高頻波浪載荷傳遞函數(shù)，例如圖5和圖6。

（2）不規(guī)則入射波

通過(guò)等頻率間距或者等能量法可以模擬海浪能量譜的時(shí)域現(xiàn)實(shí)，其表達(dá)式為：

其中：ξi為規(guī)則波幅值；ωi為規(guī)則波圓頻率；εi為規(guī)則波初始相位。

不規(guī)則入射波情況下不僅有倍頻高階力，還有其它和頻高階力。當(dāng)不考慮其它和頻高階波浪力，僅考慮倍頻高階力時(shí)就可以使用我們?cè)谝?guī)則入射波中的方法表達(dá)船體梁的響應(yīng)。此時(shí)不規(guī)則入射波中的時(shí)域合成彎矩響應(yīng)表達(dá)式為：

其中：MLi和MHi分別為低頻和高頻彎矩響應(yīng)幅值；ωie和ω1分別為波浪遭遇頻率和二節(jié)點(diǎn)振動(dòng)頻率；εLi和εHi分別為低頻和高頻響應(yīng)相對(duì)于波浪的相位。另外，

其中：ALi和AHi分別為低頻和高頻傳遞函數(shù)，可以通過(guò)模型試驗(yàn)獲得。

然后使用船體梁彎矩響應(yīng)除以剖面模數(shù)得到不同結(jié)構(gòu)的應(yīng)力時(shí)域響應(yīng)曲線，再通過(guò)雨流計(jì)數(shù)法統(tǒng)計(jì)疲勞載荷參數(shù)。

3.2 短期海況中波激振動(dòng)對(duì)疲勞損傷的影響

通過(guò)上面提出的快速計(jì)算方法我們可以得到短期海況下船體垂向彎矩響應(yīng)的時(shí)域曲線和頻譜圖，如圖12和13所示，圖中同時(shí)列出了通過(guò)相應(yīng)工況下的試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果。從圖12和13可以看出計(jì)算得到的結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)得的數(shù)據(jù)較為一致，說(shuō)明了本文提出的方法在快速計(jì)算波激振動(dòng)響應(yīng)時(shí)的合理性。

為了計(jì)算短期海況中波激振動(dòng)對(duì)船體結(jié)構(gòu)疲勞的影響，同時(shí)為了進(jìn)一步驗(yàn)證上節(jié)的快速計(jì)算方法的有效性，本文針對(duì)試驗(yàn)中測(cè)得的短期海況下的彎矩測(cè)量結(jié)果計(jì)算了主甲板典型構(gòu)件1小時(shí)疲勞累計(jì)損傷。在船體結(jié)構(gòu)疲勞累積損傷評(píng)估中一般采用如下的S-N形式：

式中：m、m′和A為結(jié)構(gòu)疲勞參數(shù)；S和N分別為應(yīng)力范圍水平和應(yīng)力循環(huán)次數(shù)，SQ和NQ為圖14中交匯點(diǎn)Q的應(yīng)力范圍和應(yīng)力循環(huán)次數(shù)；一般NQ=107，m=3.0，m′=5.0。另外

圖12 油船不規(guī)則波模型試驗(yàn)彎矩比較（H1/3=70 mm，Tz=1.011 s，頂浪，壓載）Fig.12 Comparison of bending moment in irregular wave model tests of oil tanker (H1/3=70 mm,Tz=1.011 s,Head sea&Ballast)

圖13 油船不規(guī)則波模型試驗(yàn)彎矩信號(hào)（H1/3=70 mm，Tz=1.011 s，頂浪，滿載）Fig.13 Comparison of bending moment in irregular wave model tests of oil tanker (H1/3=70 mm,Tz=1.011 s,Head sea&Full)

圖14 S-N曲線Fig.14 S-N curve

本文油船的甲板剖面模數(shù)和應(yīng)力集中系數(shù)分別取為56.4 m3和1.12，散貨船的甲板剖面模數(shù)和應(yīng)力集中系數(shù)分別取為55.4 m3和2.0，S-N曲線選自HCSR[8]的D曲線，計(jì)算結(jié)果如表4和表5所示。從這兩個(gè)表中可以發(fā)現(xiàn)跨零周期Tz越小，合成彎矩引起的疲勞累積損傷與低頻波浪彎矩引起的損傷之比越大，說(shuō)明此時(shí)的波激振動(dòng)對(duì)結(jié)構(gòu)疲勞影響越大。同時(shí)兩表中用上節(jié)的快速計(jì)算方法計(jì)算出的結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果最大相差-25%，最小相差2.7%。雖然疲勞結(jié)果最大相差-25%，然而由于疲勞結(jié)果是應(yīng)力的3～5次方，因此計(jì)算得到的應(yīng)力與試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果其實(shí)僅相差5%～8%，這說(shuō)明本文給出的方法還是具有較高精度的。

表4 油船合成與低頻疲勞累積損傷比值（頂浪，壓載）Tab.4 Ratio of fatigue damage induced by combined and low frequency for oil carrier(head sea&ballast)

表5 油船合成與低頻疲勞累積損傷比值（頂浪，滿載）Tab.5 Ratio of fatigue damage induced by combined and low frequency for oil carrier(head sea&full)

3.3 長(zhǎng)期海況中波激振動(dòng)對(duì)疲勞損傷的影響

由于試驗(yàn)成本和時(shí)間的緣故，試驗(yàn)中能夠測(cè)量的短期海況結(jié)果終歸是較少的，為了研究長(zhǎng)期海況中的波激振動(dòng)對(duì)疲勞的影響可以使用上節(jié)提出的方法進(jìn)行快速而有效的計(jì)算。為了較為典型地說(shuō)明問(wèn)題，本文挑選了六條航線：北大西洋、澳洲、南美、中東、西非和全球。由于頂浪情況下的波激振動(dòng)現(xiàn)象更為明顯，本文將只計(jì)算頂浪工況下的長(zhǎng)期疲勞累計(jì)損傷來(lái)說(shuō)明問(wèn)題。油船和散貨船的設(shè)計(jì)年限按照HCSR[8]定為25年，出航系數(shù)定為0.85，其他參數(shù)與上節(jié)相同。從表中可以看出壓載工況下波激振動(dòng)對(duì)疲勞的影響很明顯，尤其表6中合成/低頻結(jié)果在2.18～3.59之間，表7中合成/低頻結(jié)果在1.30～ 1.88之間，表7中的波激振動(dòng)現(xiàn)象較表6明顯是因?yàn)楸碇猩⒇洿膽?yīng)力較大，疲勞參數(shù)m主要取3.0，而油船的應(yīng)力較小，疲勞參數(shù)m主要取5.0。對(duì)于油船當(dāng)m=5.0時(shí)，合成/低頻疲勞損傷結(jié)果從2.18～ 3.59，那么合成/低頻彎矩結(jié)果為1.17～1.29；對(duì)于散貨船當(dāng)m=3.0時(shí)，合成/低頻疲勞損傷結(jié)果從1.30～ 1.88，那么合成/低頻彎矩結(jié)果為1.09～1.23。

因此如果考慮波激振動(dòng)對(duì)疲勞壽命的影響，壓載頂浪工況下油船和散貨船的總縱彎矩水平應(yīng)該提高9%～29%。另外表6和7中合成/低頻結(jié)果在2.18～3.59和1.30～1.88之間，也即低頻/合成結(jié)果分別為28%～46%和53%～77%，說(shuō)明此時(shí)低頻彎矩對(duì)總疲勞累積損傷的比率可能比較?。ㄗ钚?8%），高頻的影響十分重要。從表6和7中還可以發(fā)現(xiàn)不同航線下波激振動(dòng)對(duì)疲勞損傷的影響差別較大。

表6 油船疲勞累積損傷結(jié)果Tab.6 Cumulated fatigue damage results of oil tanker

表7 散貨船疲勞累積損傷結(jié)果Tab.7 Cumulated fatigue damage results of bulk carrier

續(xù)表7

4 結(jié) 論

通過(guò)開展大型油船和散貨船的波激振動(dòng)模型試驗(yàn)和計(jì)算波激振動(dòng)對(duì)船體疲勞壽命的影響，同時(shí)結(jié)合本文提出的簡(jiǎn)化方法計(jì)算短期和長(zhǎng)期海況的疲勞壽命，得出了以下結(jié)論：

（1）規(guī)則波試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)波浪頻率從1/4二節(jié)點(diǎn)振動(dòng)頻率開始就有較為明顯的波激振動(dòng)現(xiàn)象；

（2）不規(guī)則波試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)波激振動(dòng)的高頻信號(hào)主要集中在二節(jié)點(diǎn)頻率附近；

（3）300 m級(jí)油船和散貨船的波激振動(dòng)主要是由非線性高頻彎矩引起的，而非波頻彎矩；

（4）如果考慮波激振動(dòng)對(duì)疲勞壽命的影響，壓載頂浪工況下油船和散貨船的總縱彎矩水平應(yīng)該提高9%～29%；

（5）壓載頂浪工況下低頻彎矩對(duì)總疲勞累積損傷的貢獻(xiàn)占28%～77%。

（6）不同航線下波激振動(dòng)對(duì)疲勞損傷的影響差別較大。

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Study on springing of large oil tanker and bulk carrier and the influence to fatigue

YANG Peng1,2,GU Xue-kang2,DING Jun2,ZHANG Fan2,HU Jia-jun2
(1.Wuhan Second Ship Design and Research Institute,Wuhan 430205,China; 2.China Ship Scientific Research Center,Wuxi 214082,China)

Based on the springing model tests of one large oil tanker and bulk carrier,the phenomenon of springing is investigated;the influence of springing to structural fatigue is calculated by stress data for short-term sea state measured from model tests.Moreover,one simplified method is proposed to analyze the springing in short-term sea state and the influence to structural fatigue.And,the influences of springing to structural fatigue in long-term sea state for some typical sea routes are studied.The results show that the oil tanker and bulk carrier have obvious springing under ballast condition,which is different for various routes.The simplified method could assess the fatigue damage due to springing properly,and which has some practical value in engineering.

oil tanker;bulk carrier;springing;model trial;fatigue damage

U661.71

：A

10.3969/j.issn.1007-7294.2016.10.012

1007-7294（2016）10-1320-10

2016-06-15

國(guó)家973基礎(chǔ)研究課題（2013CB036100）

楊 鵬（1988-），男，武漢第二船舶設(shè)計(jì)研究所，博士，工程師，E-mail:yangpeng@cssrc.com.cn；顧學(xué)康（1963-），男，研究員。