114000DWT油船艙段結(jié)構(gòu)強(qiáng)度直接分析

陳彬+徐慶陽+許允

（1.華南理工大學(xué)，廣州510640；2.中國船級社廣州分社，廣州510235）

摘 要：本文根據(jù)《雙殼油船共同結(jié)構(gòu)規(guī)范》（2012）要求，利用Patran軟件對114 000 DWT油船建立艙段結(jié)構(gòu)有限元模型，采用直接計(jì)算方法校核該船的屈服強(qiáng)度。按照規(guī)范要求，對典型強(qiáng)框架與橫艙壁附近關(guān)鍵部位進(jìn)行細(xì)化網(wǎng)格建模，并對其進(jìn)行詳細(xì)應(yīng)力評估。

關(guān)鍵詞：共同結(jié)構(gòu)規(guī)范；直接計(jì)算；屈服強(qiáng)度；細(xì)化網(wǎng)格建模；詳細(xì)應(yīng)力評估

中圖分類號：U661.43 文獻(xiàn)標(biāo)識碼：A

1 引言

雙殼油船共同結(jié)構(gòu)規(guī)范（Common Structural Rules for Double Hull Oil Tankers，下文均簡稱CSR _OT規(guī)范）是國際船級社協(xié)會（IACS）自成立以來第一次系統(tǒng)制定的單一類型船舶規(guī)范。CSR_OT于2006年4月1日正式生效，該規(guī)范的生效大大提高了油船的安全性，同時(shí)也延長了油船的服務(wù)和疲勞壽命。

隨著CSR_OT規(guī)范的生效，基于CSR_OT設(shè)計(jì)的雙殼油船逐漸成為國際油船市場的主流。在過去幾年，IACS對共同規(guī)范的研究從未間斷過，協(xié)會分別于2008年、2010年及2012年發(fā)行新版本的CSR_OT規(guī)范。

散貨船與油船存在著許多的共性，而IACS針對兩種船型制定的共同規(guī)范卻不協(xié)調(diào)，兩本規(guī)范使用著不同的方法和標(biāo)準(zhǔn)，在業(yè)界引起不小的爭議。因此，IACS于2008年開始研究油船及散貨船的共同規(guī)范，并于2015年1月發(fā)布了油船及散貨船協(xié)調(diào)共同規(guī)范（HCSR）。

本文計(jì)算項(xiàng)目建造合同生效時(shí)間為2014年，計(jì)算參考《雙殼油船共同結(jié)構(gòu)規(guī)范》（2012）。

2 結(jié)構(gòu)特點(diǎn)

114 000 DWT油船為鋼質(zhì)焊接結(jié)構(gòu)，航行于無限航區(qū)。該船貨油艙區(qū)結(jié)構(gòu)形式為單甲板、雙底、雙舷側(cè)的縱骨架式結(jié)構(gòu)，設(shè)底邊艙、無頂邊艙，每隔5檔肋位設(shè)置一個(gè)強(qiáng)框架結(jié)構(gòu)，在FR72、FR107、FR142、FR177、FR212、FR242、FR277處設(shè)7道油密平面橫艙壁，連同中縱平面艙壁一起將本船貨艙區(qū)分為12個(gè)貨油艙。

該船的主要參數(shù)如下：

總長～250 m；兩柱間長245.4 m；型寬44 m；型深21.5 m；結(jié)構(gòu)吃水15 m；方形系數(shù)0.816；

航速～15.7 kn；載重量～114 000 DWT。

3 結(jié)構(gòu)有限元模型

為保證船舶結(jié)構(gòu)的安全，依據(jù)CSR_OT規(guī)范要求，除需對船體結(jié)構(gòu)進(jìn)行規(guī)范校核外，還需對油船貨艙區(qū)艙段進(jìn)行直接強(qiáng)度分析，包括貨艙艙段屈服強(qiáng)度校核、屈曲強(qiáng)度校核、局部細(xì)化網(wǎng)格有限元分析以及精細(xì)網(wǎng)格有限元疲勞分析。受篇幅所限，本文僅對貨艙艙段屈服強(qiáng)度進(jìn)行校核，并對局部結(jié)構(gòu)進(jìn)行細(xì)化網(wǎng)格有限元分析。

3.1 結(jié)構(gòu)模型

在有限元分析中，所有結(jié)構(gòu)尺寸均取實(shí)際尺寸，同時(shí)參照規(guī)范扣除腐蝕余量。貨艙艙段有限元模型范圍包括第三貨艙區(qū)+第四貨艙區(qū)+第五貨艙區(qū)，具體從FR107到FR212?？傮w坐標(biāo)系取右手直角坐標(biāo)系，原點(diǎn)取在規(guī)范坐標(biāo)系原點(diǎn)處，X軸沿船長向首為正方向，Y軸沿船寬向左舷為正方向，Z沿型深向上為正方向。模型包括了上述范圍內(nèi)的外板、甲板板、內(nèi)底板、內(nèi)殼板、中縱艙壁、橫艙壁、艙壁水平桁材、艙壁垂直桁材、船底縱桁、橫向強(qiáng)框架、實(shí)肋板及上述結(jié)構(gòu)上的桁材和扶強(qiáng)材。

有限元模型網(wǎng)格，沿船體縱向按肋距劃分，沿船體橫向和垂向按縱骨間距劃分。船體的板構(gòu)件、強(qiáng)框架、桁材的高腹板用四節(jié)點(diǎn)板殼單元模擬，盡量少采用三角形單元；扶強(qiáng)材和桁材面板用梁單元模擬，并考慮各構(gòu)件的實(shí)際截面和偏心。結(jié)構(gòu)剖面不規(guī)則處采用適當(dāng)方式進(jìn)行簡化。艙段有限元模型如圖1所示。

3.2 材料特性

本船貨艙區(qū)結(jié)構(gòu)由普通鋼和高強(qiáng)度鋼組成，其中橫艙壁、舷側(cè)板外板與強(qiáng)框架主要為普通鋼，其他區(qū)域主要采用高強(qiáng)度鋼。計(jì)算中鋼材的材料物理特性參數(shù)：

楊氏模量 E=2.06 x 105 N/mm2

泊松比 v=0.3

密度 ρ=7.85 x 109 t/mm3

3.3 邊界條件及工況定義

（1）邊界條件

根據(jù)CSR_OT規(guī)范，按照表1施加邊界條件。其中邊界條件彈簧單元?jiǎng)偠雀鶕?jù)后述彈簧單元?jiǎng)偠扔?jì)算公式求得。

其中：—：不施加約束（自由）；

相關(guān)：所有縱向單元節(jié)點(diǎn)與中心線中和軸處的獨(dú)立點(diǎn)剛性連接。

邊界條件彈簧單元?jiǎng)偠萩，按下式計(jì)算：

（1）

式中：As-net50—單獨(dú)構(gòu)件的剪切面積，即甲板、內(nèi)底板、外底板、舷側(cè)板、內(nèi)殼縱艙壁或者油密縱艙壁。As-net50應(yīng)基于艙段有限元模型的建模厚度對規(guī)范表B.2.10所示構(gòu)件部位進(jìn)行計(jì)算，mm2；

υ—材料泊松比；

ltk—艙段有限元模型中部艙的橫艙壁之間的長度，mm；

E—材料彈性模量，N/mm2；

n—構(gòu)件上施加彈簧單元的節(jié)點(diǎn)數(shù)目。

（2）工況定義

本船為一道油密縱艙壁的油船，工況定義考慮靜載荷與動(dòng)載荷的聯(lián)合作用，本文根據(jù)CSR_OT規(guī)范要求，按其中的標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)載荷組合計(jì)算。對于S+D（即靜載荷+動(dòng)載荷）設(shè)計(jì)載荷組合（航行工況），每種裝載模式應(yīng)采用規(guī)定校核，每一個(gè)S+D設(shè)計(jì)載荷組合包括兩部分：

靜載荷：由裝載模式確定的吃水、船體梁靜水彎矩和靜水剪力；

動(dòng)載荷：由動(dòng)載荷工況確定，動(dòng)載荷組合工況詳見CSR_OT第7節(jié)表7.6.4與表7.6.5。

4 許用應(yīng)力和應(yīng)力結(jié)果

4.1 許用應(yīng)力衡準(zhǔn)

見表2。

根據(jù)CSR_OT規(guī)范第9節(jié)《驗(yàn)收衡準(zhǔn)》中許用應(yīng)力的規(guī)定，考察有限元分析中得到的Von Mise相當(dāng)應(yīng)力。

表中： ，通常對板單元； （2）

式中：σvm——基于單元形心處的膜應(yīng)力得到的von Mises應(yīng)力，N/mm2；

σyd——規(guī)定的材料屈服應(yīng)力，N/mm2。

本船采用普通碳素鋼和部分高強(qiáng)度鋼（AH32與AH36）。

普通碳素鋼材料屈服應(yīng)力[σ]=235 N/mm2；

AH32高強(qiáng)度鋼材料屈服應(yīng)力[σ]=315 N/mm2；

AH36高強(qiáng)度鋼材料屈服應(yīng)力[σ]=355 N/mm2。

4.2 應(yīng)力結(jié)果

（1）屈服應(yīng)力比值結(jié)果匯總

見表3。

由表3可知，該艙段模型主要構(gòu)件的屈服強(qiáng)度均滿足CSR_OT規(guī)范衡準(zhǔn)，結(jié)構(gòu)符合安全性要求。

經(jīng)校核，該艙段結(jié)構(gòu)屈服強(qiáng)度最危險(xiǎn)處位于外底板上。

（2）屈服應(yīng)力云圖

部分主要構(gòu)件屈服應(yīng)力云圖如圖2～圖3所示。

5 細(xì)化網(wǎng)格建模與結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析

當(dāng)粗網(wǎng)格不能準(zhǔn)確地模擬出結(jié)構(gòu)細(xì)節(jié)，或粗網(wǎng)格屈服應(yīng)力計(jì)算結(jié)果超過驗(yàn)收衡準(zhǔn)時(shí)，則應(yīng)采用細(xì)化網(wǎng)格進(jìn)行分析。本節(jié)按照CSR_OT規(guī)范的要求對油船艙段關(guān)鍵位置進(jìn)行細(xì)化網(wǎng)格建模，分析對比50 mm×50 mm細(xì)網(wǎng)格與25 mm×25 mm細(xì)網(wǎng)格有限元計(jì)算結(jié)果，并按照規(guī)范制定的驗(yàn)收衡準(zhǔn)進(jìn)行詳細(xì)應(yīng)力評估。

5.1 細(xì)化網(wǎng)格建模

按照CSR_OT規(guī)范的要求對本船中部貨油艙區(qū)域的下述部位進(jìn)行細(xì)化網(wǎng)格建模：

（1）位于中間艙典型強(qiáng)框架關(guān)鍵部位的大肘板趾部和開孔、底邊艙上折角。

（2）鄰近橫艙壁的典型強(qiáng)框架位于水平桁附近的關(guān)鍵部位的大肘板趾部及開孔。

（3）水平桁材關(guān)鍵部位的大肘板趾部、根部及開口。橫艙壁與雙層底桁材相交處、典型橫艙壁的支撐肘板。

（4）雙層底和甲板的典型縱骨和相連的橫艙壁垂直扶強(qiáng)材的端部肘板和相連的腹板加強(qiáng)筋。

50 mm×50 mm細(xì)化網(wǎng)格模型與25 mm×25 mm細(xì)化網(wǎng)格模型如圖4～圖6所示。

根據(jù)CSR_OT規(guī)范規(guī)定，細(xì)化網(wǎng)格分析可在一個(gè)包括細(xì)化網(wǎng)格區(qū)域的獨(dú)立局部有限元模型進(jìn)行，也可將細(xì)化網(wǎng)格區(qū)域并入艙段有限元模型中進(jìn)行。本文細(xì)化網(wǎng)格分析采用第二種方法，將細(xì)化網(wǎng)格區(qū)域并入艙段有限元模型中進(jìn)行。細(xì)化網(wǎng)格模型構(gòu)件板厚折減、邊界條件施加及計(jì)算工況定義按照CSR_OT規(guī)范執(zhí)行。

5.2 細(xì)化網(wǎng)格有限元結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析

（1）不同尺度網(wǎng)格模型計(jì)算結(jié)果對比

本文選取細(xì)網(wǎng)格模型B5-1工況計(jì)算結(jié)果與粗網(wǎng)格計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對比。

對比圖7與圖8、圖9橫艙壁水平桁趾端應(yīng)力值可發(fā)現(xiàn)細(xì)網(wǎng)格模型應(yīng)力最大值均比粗網(wǎng)格模型大。該船橫艙壁水平桁趾端高度為15 mm，采用粗網(wǎng)格模型無法模擬該處的實(shí)際結(jié)構(gòu)，因此需采用細(xì)化模型進(jìn)行有限元計(jì)算。

CSR_OT規(guī)范對于細(xì)化網(wǎng)格屈服強(qiáng)度的驗(yàn)收衡準(zhǔn)是基于50 mm×50 mm的網(wǎng)格大小規(guī)定的，對于尺寸更小的細(xì)化網(wǎng)格模型，應(yīng)力計(jì)算結(jié)果應(yīng)采用與50 mm×50 mm面積相當(dāng)?shù)膯卧骄鶓?yīng)力進(jìn)行校核。圖10中橫艙壁水平桁趾端最大應(yīng)力值為336 MPa。根據(jù)規(guī)范要求，對25 mm×25 mm模型計(jì)算結(jié)果進(jìn)行面積相當(dāng)?shù)膯卧骄鶓?yīng)力換算，與50 mm×50 mm相當(dāng)面積上的單元平均應(yīng)力最大值為304 MPa，而圖8中橫艙壁水平趾端最大應(yīng)力值為328 MPa，相對誤差為7.3%。

圖10 25 mm×25 mm網(wǎng)格模型相當(dāng)單元平均應(yīng)力計(jì)算結(jié)果

對比細(xì)化模型計(jì)算結(jié)果發(fā)現(xiàn)，25 mm×25 mm細(xì)化網(wǎng)格模型屈服應(yīng)力計(jì)算結(jié)果比50 mm×50 mm細(xì)化模型大，但其與50 mm×50 mm相當(dāng)面積上的單元平均應(yīng)力結(jié)果與50 mm×50 mm細(xì)化模型屈服應(yīng)力結(jié)果接近。因此，當(dāng)50 mm×50 mm細(xì)化網(wǎng)格能模擬出細(xì)部實(shí)際結(jié)構(gòu)時(shí)，可采用該尺寸的有限元模型進(jìn)行細(xì)化分析。當(dāng)采用50 mm×50 mm細(xì)化網(wǎng)格仍不能模擬出細(xì)部實(shí)際結(jié)構(gòu)時(shí)，則需采用網(wǎng)格尺寸更小的模型進(jìn)行模擬分析。

（2）細(xì)化模型屈服利用因子匯總

本文采用JTP_DSA軟件對艙段細(xì)化網(wǎng)格結(jié)構(gòu)進(jìn)行屈服強(qiáng)度分析。其中，屈服因子=結(jié)構(gòu)相當(dāng)應(yīng)力/許用相當(dāng)應(yīng)力。具體計(jì)算結(jié)果及評估結(jié)果如表4所示。

由表4可知，該艙段模型細(xì)化網(wǎng)格關(guān)鍵部位的屈服強(qiáng)度均滿足CSR_OT規(guī)范衡準(zhǔn)，結(jié)構(gòu)符合安全性要求。上述關(guān)鍵部位中橫艙壁水平桁開孔處、橫艙壁水平桁大肘板趾部處細(xì)網(wǎng)格分析屈服因子較大。

（3）細(xì)化區(qū)域屈服應(yīng)力云圖

有限元細(xì)化區(qū)域部分關(guān)鍵部位屈服應(yīng)力云圖如圖11～圖13所示。

6 結(jié)語

本文根據(jù)CSR_OT規(guī)范對114 000DWT油船的艙段結(jié)構(gòu)進(jìn)行直接計(jì)算分析，經(jīng)計(jì)算分析得出以下結(jié)論。

（1）本船艙段結(jié)構(gòu)主要構(gòu)件屈服強(qiáng)度以及關(guān)鍵位置細(xì)化網(wǎng)格屈服強(qiáng)度均滿足規(guī)范要求。

（2）橫艙壁水平桁開孔及大肘板趾部細(xì)網(wǎng)格屈服因子較大，在船舶營運(yùn)期間，應(yīng)留意觀察上述構(gòu)件的高應(yīng)力位置，以確保結(jié)構(gòu)的安全。

（3）本文所進(jìn)行的油船艙段結(jié)構(gòu)直接計(jì)算分析中，細(xì)化網(wǎng)格有限元分析工作量最大。在細(xì)化網(wǎng)格模型中進(jìn)行結(jié)構(gòu)加強(qiáng)需要耗費(fèi)較多的時(shí)間，建議在進(jìn)行粗網(wǎng)格有限元分析時(shí)，提前考慮關(guān)鍵位置處的結(jié)構(gòu)加強(qiáng)，盡量避免后期細(xì)化分析不滿足帶來的結(jié)構(gòu)修改。

（4）在細(xì)化網(wǎng)格詳細(xì)應(yīng)力評估中，當(dāng)50 mm×50 mm細(xì)化網(wǎng)格能模擬出細(xì)部實(shí)際結(jié)構(gòu)時(shí)，可采用該尺寸的有限元模型進(jìn)行細(xì)化分析，無需建立網(wǎng)格尺寸更小的細(xì)網(wǎng)格模型進(jìn)行模擬。

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