UR-S11A對集裝箱船直接強(qiáng)度的影響

鄭祖園，王德禹

上海交通大學(xué)船舶海洋與建筑工程學(xué)院，上海200240

UR-S11A對集裝箱船直接強(qiáng)度的影響

鄭祖園，王德禹

上海交通大學(xué)船舶海洋與建筑工程學(xué)院，上海200240

國際船級社協(xié)會在最新出版的統(tǒng)一要求中，新增了UR-S11A關(guān)于集裝箱船總縱強(qiáng)度的要求。之前集裝箱船的總縱強(qiáng)度一般按照UR-S11進(jìn)行校核，如今新要求對集裝箱船的總縱強(qiáng)度有了更為嚴(yán)格的要求。首先比較UR-S11和UR-S11A的載荷差異，然后針對一艘4 250 TEU的集裝箱船，按照UR-S11和UR-S11A的規(guī)定進(jìn)行結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析和比較，以期研究新規(guī)則對集裝箱船總縱強(qiáng)度的影響。從計算結(jié)果可以看出，UR-S11A的波浪載荷較UR-S11有較大的提高，因此新規(guī)則對集裝箱船的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度提出了更高的要求。

總縱強(qiáng)度；集裝箱船；UR-S11；UR-S11A

網(wǎng)絡(luò)出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/42.1755.TJ.20160729.0945.042.html期刊網(wǎng)址：www.ship-research.com

引用格式：鄭祖園，王德禹.UR-S11A對集裝箱船直接強(qiáng)度的影響［J］.中國艦船研究，2016，11（4）：44-50.

ZHENG Zuyuan，WANG Deyu.Analysis of the direct strength of container ships according to UR-S11A［J］.Chinese Journal of Ship Research，2016，11（4）：44-50.

0　引言

2013年6月，從新加坡駛往Jeddah Islamic港的MOL Comfort號集裝箱船在印度洋海上發(fā)生了斷裂，船體斷為兩截，無法自航，且前半部分船體沉沒［1］。為了防止類似事故再次發(fā)生，國際船級社協(xié)會（IACS）在倫敦舉行部長級會議，在會上進(jìn)行了強(qiáng)化船舶結(jié)構(gòu)安全標(biāo)準(zhǔn)的討論。根據(jù)會議結(jié)果，IACS決定將統(tǒng)一要求UR增加2項條款，即有關(guān)集裝箱船總縱強(qiáng)度的UR-S11A條款及有關(guān)集裝箱船功能要求與負(fù)載條件的UR-S34條款。該2項條款計劃從2016年下半年開始生效。

本文將以一艘4 250 TEU的集裝箱船為例，根據(jù)最新的UR-S11A要求進(jìn)行直接強(qiáng)度分析，并討論UR-S11A對船體結(jié)構(gòu)的影響。

1　UR-S11A與UR-S11要求的比較

新規(guī)定UR-S11A中，關(guān)于靜水彎矩和靜水剪力的規(guī)定與UR-S11一致，都是根據(jù)實(shí)際的裝載工況來確定；而波浪彎矩和波浪剪力的規(guī)定則不同［2］。

1.1波浪彎矩的比較

在UR-S11A中，垂向波浪彎矩公式為［2］：

式中：fR為外形輪廓系數(shù)，取值為0.85；L為規(guī)范船長；CW為結(jié)構(gòu)吃水處的水線面系數(shù)；B為型寬；fNL-Hog為中拱狀態(tài)時的非線性修正系數(shù)；fNL-Sag為中垂?fàn)顟B(tài)時的非線性修正系數(shù)；波浪系數(shù)C的計算參照以下公式：

式中，Lref為參考船長，m。波浪彎矩的分布如圖1所示，圖中，F(xiàn)E為前端，AE為后端。

圖1　UR-S11A垂向波浪彎矩沿船長分布Fig.1　Distribution of vertical wave bending moment along the ship length according to UR-S11A

在UR-S11中，垂向波浪彎矩的公式為：

式中：Cb為方形系數(shù)，不小于0.6；波浪系數(shù)C的計算參照以下公式：

式中的分布系數(shù)M的定義如圖2所示。

圖2　UR-S11垂向波浪彎矩分布系數(shù)MFig.2　Distribution factor M of vertical wave bending moment according to UR-S11

1.2波浪剪力的比較

在UR-S11A中，垂向波浪剪力公式為［2］：

垂向波浪剪力的分布如圖3所示。

圖3　UR-S11A垂向波浪剪力沿船長的分布Fig.3　Distribution of vertical wave shear force along the ship length according to UR-S11A

在UR-S11中，垂向波浪剪力的公式為：

公式中的分布系數(shù)FQ的定義如圖4所示。

圖4　UR-S11垂向波浪剪力分布系數(shù)FQFig.4　Distribution factorFQof vertical wave shear force according to UR-S11

1.3實(shí)船計算比較

以一艘4 250 TEU的集裝箱船為例，分別按照UR-S11A和UR-S11進(jìn)行波浪彎矩與波浪剪力的計算，并進(jìn)行比較。

4 250 TEU集裝箱船的主尺度為：規(guī)范船長L=243.4 m；船寬B=32.25 m；型深D=19.3 m；結(jié)構(gòu)吃水T=12.6 m；航速V=24.5 kn；方形系數(shù)Cb=0.656。

垂向波浪彎矩和垂向波浪剪力的計算與比較結(jié)果如表1、圖5和圖6所示。

從這艘4 250 TEU集裝箱船的波浪彎矩與剪力的比較可以看出，根據(jù)UR-S11A計算得到的垂向波浪彎矩和垂向波浪剪力與UR-S11相比，都有了較大幅度的提高。

2　直接強(qiáng)度分析

直接強(qiáng)度分析根據(jù)CCS鋼制海船規(guī)范第2篇第7章集裝箱船部分的附錄2進(jìn)行計算（后文中簡稱為附錄2）。

表1　UR-S11A與UR-S11波浪彎矩和剪力計算結(jié)果Tab.1　Calculation results of wave bending moment and shear force according to UR-S11 and UR-S11A

圖5　UR-S11A與URS-11垂向波浪彎矩比較Fig.5　Vertical wave bending moment comparison of UR-S11A and UR-S11

圖6　UR-S11A與URS-11垂向波浪剪力比較Fig.6　Vertical wave shear force comparison of UR-S11A and UR-S11

2.1設(shè)計載荷分析

對4 250 TEU集裝箱船進(jìn)行貨艙區(qū)域主要構(gòu)件強(qiáng)度的直接計算。在考慮因總縱載荷引起的應(yīng)力的同時，也考慮因局部載荷引起的應(yīng)力［3-4］。

船體梁的總縱彎矩包括靜水彎矩和波浪彎矩，靜水彎矩取裝載手冊所列的各種裝載工況下，船舯0.4L區(qū)域的最大中拱彎矩。波浪彎矩按照1.3節(jié)中根據(jù)UR-S11A計算得到的最大中拱彎矩。由于UR-S11A計算得到的波浪剪力比UR-S11大得多，剪力可能對總縱強(qiáng)度計算結(jié)果產(chǎn)生影響，故也要將剪力的影響考慮在直接強(qiáng)度分析中。

局部載荷計算的載荷分量包括：

1）空船重量；

2）集裝箱載荷；

3）由吃水引起的靜水壓力；

4）由波浪載荷引起的壓力。

其中，貨艙內(nèi)的集裝箱載荷以點(diǎn)載荷的形式施加于箱腳處，甲板上的集裝箱船載荷以線載荷的形式施加于艙口圍板與垂直板相交處，另外，艙蓋的重量也計入甲板上的集裝箱載荷中。

2.2計算工況

受篇幅所限，計算工況只選擇一種最為典型的裝載工況，即根據(jù)附錄2選擇中間一個40 ft箱位空艙的工況（LC1G），如表2所示。表中，Ps為由結(jié)構(gòu)吃水引起的海水靜壓力，Pw為海水動壓力，Ps與Pw的公式參見附錄2。

表2　計算工況Tab.2　Loading condition

2.3艙段結(jié)構(gòu)的有限元模型

有限元模型范圍取縱向為船中貨艙區(qū)域“1/2貨艙+1個貨艙+1/2貨艙”范圍，即沿縱向4個40 ft箱位的長度；垂向取型深范圍；由于計算工況的邊界條件和載荷左右對稱，故橫向取半個船寬范圍。

根據(jù)CCS規(guī)范第2篇第1章第14節(jié)規(guī)定，有限元模型的構(gòu)件尺寸采用圖紙標(biāo)定值（即建造尺寸）計入，不考慮船東附加厚度。

貨艙區(qū)域的所有主要構(gòu)件，如外板、內(nèi)殼板、縱桁和橫艙壁結(jié)構(gòu)等，用板單元模擬。對于次要構(gòu)件，如板材上的骨材等用梁單元模擬，其剖面特性計入梁與板連接的偏心位置。

有限元網(wǎng)格按以下規(guī)定劃分：

1）沿船體橫向和垂向以縱骨間距為1個單元；

2）沿船體縱向以肋位間距為1個單元；

3）沿主要構(gòu)件（包括雙殼間縱向平臺、橫向強(qiáng)框架、雙層底縱桁和肋板等）的腹板高度方向劃分為3個單元。

4 250 TEU集裝箱船的艙段結(jié)構(gòu)有限元模型如圖7所示。

圖7　4 250 TEU集裝箱船艙段有限元模型Fig.7　FEM model of 4 250 TEU container ship

2.4邊界條件

根據(jù)2.2節(jié)的計算工況，在縱中剖面施加對稱邊界條件，對其節(jié)點(diǎn)的橫向位移、繞縱中剖面內(nèi)2個坐標(biāo)軸的角位移予以約束，即δy=θx=θz=0［3-5］。

在模型的前后2個端面內(nèi)中和軸與縱中剖面相交處建1個獨(dú)立點(diǎn)，在獨(dú)立點(diǎn)上施加彎矩，來模擬總縱彎矩和剪力，端面各縱向構(gòu)件節(jié)點(diǎn)自由度δx，δy，δz與獨(dú)立點(diǎn)相關(guān)聯(lián)。

對2個端面內(nèi)的獨(dú)立點(diǎn)的橫向線位移、垂向線位移和繞縱向軸的角位移予以約束，即δy= δz=θx=0；對后端面內(nèi)獨(dú)立點(diǎn)縱向線位移予以約束，即δx=0。

在舷側(cè)外板、內(nèi)殼板與中部貨艙前后橫艙壁交線上的節(jié)點(diǎn)上設(shè)置垂向彈簧單元，彈簧單元彈性系數(shù)均勻分布，彈性系數(shù)K（單位：N/mm）按下式計算：

式中：G為材料的剪切彈性模量，對于鋼材，取值為0.792×105N/mm2；A為前后艙壁處舷側(cè)外板、內(nèi)殼板的剪切面積；lH為中部貨艙長度；n為舷側(cè)外板、內(nèi)殼板上垂向交線節(jié)點(diǎn)數(shù)量。

艙段模型上的邊界條件如表3所示。

表3　邊界條件Tab.3　Boundary condition

2.5校核衡準(zhǔn)

根據(jù)附錄2，各主要構(gòu)件的許用應(yīng)力如表4所示。

表4　許用應(yīng)力Tab.4　Allowable stress

由于該4 250 TEU集裝箱船體結(jié)構(gòu)大部分采用AH32高強(qiáng)度鋼，故材料系數(shù)k=0.78，許用應(yīng)力σ=282 N/mm-2，τ=147 N/mm-2；只有艙口圍板采用AH36高強(qiáng)度鋼，材料系數(shù)k=0.72，許用應(yīng)力σ=305 N/mm-2，τ=160 N/mm-2。

2.6直接強(qiáng)度分析結(jié)果

圖8　有限元模型Von Miese應(yīng)力云圖Fig.8　Von Mises stress contours of FEM model

圖9　有限元模型剪應(yīng)力云圖Fig.9　Shear stress contours of FEM model

圖10　外板的Von Mises應(yīng)力云圖Fig.10　Von Mises stress contours of shell

圖11　外板的剪應(yīng)力云圖Fig.11　Shear stress contours of shell

圖12　內(nèi)殼板的Von Mises應(yīng)力云圖Fig.12　Von Mises stress contours of inner hull

圖13　內(nèi)殼板的剪應(yīng)力云圖Fig.13　Shear stress contours of inner hull

圖14　艙口圍板的Von Mises應(yīng)力云圖Fig.14　Von Mises stress contours of hatch coaming

圖15　艙口圍板的剪應(yīng)力云圖Fig.15　Shear stress contours of hatch coaming

將局部載荷和根據(jù)UR-S11A與UR-S11計算得到的端部彎矩施加在有限元模型上［6］，計算結(jié)果的應(yīng)力云圖如圖8～圖15所示。從計算結(jié)果可以看出，根據(jù)UR-S11A計算得出的應(yīng)力水平均高于根據(jù)UR-S11計算得出的應(yīng)力水平，增幅在15%～30%之間。在UR-S11A要求的總縱載荷和局部載荷作用下，外板、內(nèi)殼和艙口圍板部分單元的應(yīng)力水平超過了許用值或者與許用值已經(jīng)十分接近［7-10］。

3　結(jié)語

本文根據(jù)最新出版的IACS統(tǒng)一要求UR-S11A，對一艘4 250 TEU的集裝箱船進(jìn)行了直接強(qiáng)度分析。從分析結(jié)果來看，船體結(jié)構(gòu)應(yīng)力水平已經(jīng)超過了船級社規(guī)范要求的許用應(yīng)力。UR-S11A對集裝箱船的總強(qiáng)度提出了更高的要求。

通過UR-S11A和UR-S11的計算對比可以看出，UR-S11A在波浪彎矩和波浪剪力方面均較UR-S11有所提高，特別是波浪剪力的提高幅度很大。由于本文的計算工況是中拱工況，而文中所研究的集裝箱船根據(jù)UR-S11A和UR-S11計算得到的中拱垂向波浪彎矩幾乎相同，故計算結(jié)果中應(yīng)力水平的提高幾乎都由剪力貢獻(xiàn)。從載荷來看，施加在模型上用于模擬剪力的彎矩約為靜水彎矩和波浪彎矩之和的1/3，影響程度較大。

根據(jù)UR-S11A的計算結(jié)果可以看出，本文研究的集裝箱船的外板和內(nèi)殼板的剪應(yīng)力也都超過了許用值，建議適當(dāng)增加外板和內(nèi)殼板的板厚或者提高船用鋼的等級來滿足規(guī)范許用值的要求，或者在橫艙壁附近適當(dāng)增加幾個強(qiáng)框架來減少外板和內(nèi)殼的應(yīng)力水平。鑒于根據(jù)UR-S11A計算得出的波浪剪力水平較高，在今后集裝箱船的設(shè)計中，要特別注意剪力對于船體結(jié)構(gòu)的影響。

［1］胥苗苗.IACS集裝箱船建造新標(biāo)準(zhǔn)呼之欲出［J］.中國船檢，2015（6）：57-59.

［2］IACS.Requirements concerning strength of ships［M］. London：IACS，2015.

［3］中國船級社.鋼制海船入級規(guī)范［M］.北京：人民交通出版社，2015.

［4］中國船級社.集裝箱船結(jié)構(gòu)強(qiáng)度直接計算指南［M］.北京：人民交通出版社，2005.

［5］丁宏，陳美霞，魏建輝，等.艙段截斷時邊界條件的選取方法［J］.艦船科學(xué)技術(shù)，2014，36（2）：44-48.

DING Hong，CHEN Meixia，WEI Jianhui，et al.Selection method of boundary conditions in the cabin segment truncation［J］.Ship Science and Technology，2014，36（2）：44-48.

［6］ 劉兵山，黃聰.Patran從入門到精通［M］.北京：中國水利水電出版社，2003.

［7］錢欣玉.大型集裝箱船艙段有限元強(qiáng)度分析［J］.船舶設(shè)計通訊，2013（2）：32-36.

QIAN Xinyu.Finite element analysis on primary structures in cargo hold for ultra-large container ship［J］. Journal of Ship Design，2013（2）：32-36.

［8］ 徐蓉.3 600 TEU集裝箱船貨艙段結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的直接計算分析［J］.船舶設(shè)計通訊，2010（增刊1）：38-42.

XU Rong.The direct calculation analysis on primary structures in cargo hold of 3 600 TEU container ship ［J］.Journal of Ship Design，2010（Supp 1）：38-42.

［9］ 朱勝昌，陳慶強(qiáng)，江南.大型集裝箱船總縱強(qiáng)度計算方法研究［J］.船舶力學(xué)，2000，5（2）：34-42.

ZHU Shengchang，CHEN Qingqiang，JIANG Nan.Researchonthecalculatingmethodoflongitudinal strength of large container ship［J］.Journal of Ship Mechanics，2000，5（2）：34-42.

［10］王一飛，陳震，黃小平.大型集裝箱船艙段強(qiáng)度有限元分析［C］//2006年MSC.Software中國用戶論文集.上海，2006：1-5.

Analysis of the direct strength of container ships according to UR-S11A

ZHENG Zuyuan，WANG Deyu
School of Naval Architecture，Ocean and Civil Engineering，Shanghai Jiao Tong University，Shanghai 200240，China

The UR-S11A standard regarding the longitudinal strength for container ships was put forward in the latest unified requirements published by International Association of Classification Societies（IACS）. Traditionally，the longitudinal strength of container ships is to be verified according to UR-S11，but now the new standard is stricter in this issue.In this paper，a comparison is made between the loads of UR-S11 and UR-S11A，and in order to find out the influence of the new standard on the longitudinal strength of container ships，a structural strength analysis is executed and compared toward a 4 250 TEU container ship according to both UR-S11 and UR-S11A.It is noted that the wave loads under UR-S11A are much larger than that for UR-S11.In brief，the new standard puts higher requirements on the structural strength of container ships based on the calculation results.It provides valuable references for research and technical personnel in terms of the cargo hold FEM analysis of container ships.Meanwhile，it also gives valid suggestions for the future container ship design.

Longitudinal strength；container ship；UR-S11；UR-S11A

U661.43

A

10.3969/j.issn.1673-3185.2016.04.007

2015-10-15網(wǎng)絡(luò)出版時間：2016-7-29 9:45

財政部、教育部重大專項“船舶數(shù)字化智能設(shè)計系統(tǒng)”項目（201335）

鄭祖園，女，1985年生，工程師。研究方向：船舶結(jié)構(gòu)強(qiáng)度與計算。

E-mail：water.851212@126.com

王德禹（通信作者），男，1963年生，博士，教授，博士生導(dǎo)師。研究方向：船舶與海洋工程

結(jié)構(gòu)力學(xué)。E-mail：dywang@sjtu.edu.cn