艙口圍端肘板趾端疲勞設(shè)計(jì)細(xì)節(jié)改進(jìn)實(shí)例

石義靜，胡國(guó)平,張宗一

(中船重工船舶設(shè)計(jì)研究中心有限公司,遼寧 大連 116001)

為保證船舶使用過程中的裝卸貨的方便，干散貨船的貨艙在主甲板上通常設(shè)置有較大開口。即便是端部肘板的設(shè)計(jì)滿足相關(guān)規(guī)范描述性要求，但在實(shí)船使用一定年限后，艙口圍板的端部肘板趾端仍然容易出現(xiàn)疲勞斷裂現(xiàn)象，會(huì)影響船舶的使用壽命。《散貨船和油船結(jié)構(gòu)共同規(guī)范》[1](以下簡(jiǎn)稱共同規(guī)范)中關(guān)于此位置的疲勞評(píng)估要求，在范圍上涵蓋了全船的全部貨艙。端部肘板趾端的評(píng)估也是疲勞設(shè)計(jì)中的重點(diǎn)。為此，以某180 000 DWT散貨船為例，結(jié)合有限元計(jì)算手段，分析不同的趾端形式對(duì)端部疲勞壽命的影響。

1 縱向端部肘板設(shè)計(jì)

一般散貨船的縱向艙口圍板均不會(huì)設(shè)計(jì)成縱向連續(xù)，不屬于縱向連續(xù)構(gòu)件。雖然不參與總縱強(qiáng)度，但是亦屬于局部的主要構(gòu)件。艙口圍板將縱向應(yīng)力傳遞到兩端的肘板，在端部截止處出現(xiàn)應(yīng)力集中效應(yīng)。經(jīng)過弱化的端部肘板形式可以使艙口圍上的應(yīng)力經(jīng)過合理的過渡，使其盡可能多的消耗在途中，降低趾端處的應(yīng)力集中。

端部肘板的樣式經(jīng)過多種形態(tài)的演變，共同特點(diǎn)是在端部設(shè)計(jì)時(shí)盡可能地沿縱向延伸，以解決端部應(yīng)力集中的問題(見圖1)；依照共同規(guī)范中的規(guī)定，端部肘板的長(zhǎng)度應(yīng)該至少向前后延伸2個(gè)肋骨間距的長(zhǎng)度。另外，亦會(huì)在肘板設(shè)置弧形缺口R，使應(yīng)力集中在圓弧處得到有效釋放，降低縱向應(yīng)力向端部的傳遞；這種設(shè)計(jì)方式的優(yōu)點(diǎn)已有多篇論文進(jìn)行過論證闡述。但是，這種端部肘板形式依然存在較高的應(yīng)力集中現(xiàn)象，其趾端的應(yīng)力依然比周圍地方明顯高出很多。有必要結(jié)合有限元校核的方法，對(duì)趾端形態(tài)深入進(jìn)行結(jié)構(gòu)調(diào)整，持續(xù)降低趾端應(yīng)力，使其具有工程實(shí)際意義。

圖1 散貨船艙口圍端部常用形式

2 肘板趾端形式改進(jìn)

為了提高節(jié)點(diǎn)疲勞壽命，增加肘板板厚是一貫的做法，常規(guī)大型船舶肘板的的厚度一般增加到30 mm左右，甚至更高。與此同時(shí)，高厚度板材的切割、對(duì)位安裝、焊接和打磨等要求會(huì)更加嚴(yán)格，建造精度不足會(huì)對(duì)端部疲勞強(qiáng)度產(chǎn)生嚴(yán)重影響。所以，一味地增加板厚并不是解決問題的最佳方法。

《共同規(guī)范》第9章第6節(jié)的“結(jié)構(gòu)細(xì)節(jié)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)”對(duì)多個(gè)關(guān)鍵位置的設(shè)計(jì)及工藝提出了具體要求，同時(shí)提出：若遵循了設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)的要求，可以不進(jìn)行有限元精細(xì)網(wǎng)格的疲勞評(píng)估。說(shuō)明這些設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)是經(jīng)過理論和實(shí)踐驗(yàn)證后的有效樣式。但其中并未明確給出艙口圍端部細(xì)節(jié)的參考標(biāo)準(zhǔn)，那么端部樣式成為關(guān)鍵。

考慮到散貨船存在同樣需要避免應(yīng)力集中的設(shè)計(jì)，如典型趾端是位于舷側(cè)肋骨的上下趾部的端部。雖然，艙口圍趾端和肋骨趾端二者的位置不同、受力形態(tài)不同，但是在設(shè)計(jì)上具有共同的目標(biāo)：弱化趾端的應(yīng)力集中。艙口圍端部的趾端必須向更“軟”的方向設(shè)計(jì)。將圖1中的肘板端部布置第二個(gè)R圓弧缺口，軟趾前端采取平直的形狀(如圖2)，較高水平的幾何應(yīng)力集中會(huì)出現(xiàn)在2個(gè)R圓弧的附近，沿船長(zhǎng)方向繼續(xù)有效地降低應(yīng)力傳遞。

圖2 改進(jìn)后的端肘板樣式

圖3是圖2的有限元應(yīng)力云圖(其他方向的應(yīng)力差異較小，未羅列)。

圖3 改進(jìn)后的端肘板樣式-縱向應(yīng)力分布

由圖3可見：艙口圍板的縱向應(yīng)力在2個(gè)R圓弧缺口處都存在較高的應(yīng)力分布，可見縱向應(yīng)力已經(jīng)經(jīng)過了兩次弱化過渡，此時(shí)的細(xì)長(zhǎng)端部位置的應(yīng)力值在100～200 MPa，對(duì)于精細(xì)網(wǎng)格模型tn50×tn50，這個(gè)應(yīng)力值已經(jīng)是處于較低水平，接下來(lái)需要考慮趾端細(xì)節(jié)設(shè)計(jì)。

依據(jù)前述過程，對(duì)趾部的設(shè)計(jì)細(xì)節(jié)最終確定成如圖4所示樣式：鵝頭R圓弧，低削切角的緩沖，長(zhǎng)軟趾弱化。此設(shè)計(jì)中影響到軟趾幾何形狀的主要尺寸有：端部長(zhǎng)度(long-a)、端部腹板的削切角度(angle-b)、弧形缺口R的大小，以及肘板面板的削切角度(angle-c)4個(gè)因素。

圖4 趾端端部樣式設(shè)計(jì)細(xì)節(jié)

在艙口圍端部肘板的疲勞評(píng)估中，主要分析的熱點(diǎn)位置是：②趾端部對(duì)主甲板疲勞熱點(diǎn)；③趾端圓弧自由邊疲勞熱點(diǎn)；④肘板面板截止位置的疲勞熱點(diǎn)。從實(shí)船模型中，選取第8貨艙艙段模型的尾部端肘板，在相同的結(jié)構(gòu)屬性、加載條件、邊界條件下，指定特定端部細(xì)節(jié)參數(shù)組合作為基準(zhǔn)模型，對(duì)其中4個(gè)幾何參數(shù)進(jìn)行增大或者減小的調(diào)整，經(jīng)過有限元計(jì)算，讀取調(diào)整前后的疲勞年限數(shù)據(jù)，對(duì)比評(píng)估此3個(gè)熱點(diǎn)的差異及特點(diǎn)，為最終確定端部幾何形狀提供依據(jù)。

2.1 肘板趾端長(zhǎng)度(Long-a)對(duì)疲勞壽命的影響

修改精細(xì)網(wǎng)格模型，將Long-a的尺寸分別減少50 mm和100 mm，前后3個(gè)模型的疲勞評(píng)估結(jié)果數(shù)據(jù)見表1。

表1 Long-a減小前后疲勞壽命結(jié)果對(duì)比

數(shù)據(jù)表格顯示：軟趾趾端Long-a的長(zhǎng)度對(duì)熱點(diǎn)②的影響最為顯著，縮短尺寸后的計(jì)算疲勞年限的降低比率達(dá)到了26%；同時(shí)，該尺寸在小范圍內(nèi)變化時(shí)對(duì)熱點(diǎn)③、④的影響相對(duì)較小，而在較大范圍上做調(diào)整時(shí)候，對(duì)于熱點(diǎn)③、④的疲勞評(píng)估的優(yōu)勢(shì)是非常明顯的。

對(duì)比圖5，6和圖7縱向應(yīng)力云圖，分析這3個(gè)模型的疲勞計(jì)算結(jié)果。

圖5 基準(zhǔn)模型-端肘板縱向應(yīng)力分布

圖6 Long-a減小50 mm-端肘板縱向應(yīng)力分布

圖7 Long-a減小100 mm-端肘板縱向應(yīng)力分布

將Long-a尺寸做減小設(shè)計(jì)時(shí)，縱向應(yīng)力沿船長(zhǎng)方向沒有足夠的衰減空間，傳遞到趾端端與甲板焊接位置的應(yīng)力水平就會(huì)更高，②節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力集中效應(yīng)就會(huì)更加明顯；比較上述3圖中的弧形缺口處，應(yīng)力集中的敏感區(qū)域不斷向趾端方向移動(dòng)，逐漸遠(yuǎn)離了R弧形處，所以在相同位置的熱點(diǎn)③計(jì)算數(shù)值不斷增加；再觀察云圖中肘板面板的截止處，趾端結(jié)構(gòu)型線的改變影響了面板應(yīng)力的傳遞，已經(jīng)由高應(yīng)力水平的集中轉(zhuǎn)變?yōu)榈蛻?yīng)力水平的平緩過渡，從而有效地提高了熱點(diǎn)④的疲勞壽命。

2.2 端部腹板的削切角度(Angle-b)對(duì)疲勞壽命的影響

修改精細(xì)網(wǎng)格模型，將軟趾腹板的削切角度Angle-b提高2°和4°，前后3個(gè)模型的疲勞評(píng)估數(shù)據(jù)如表2中所示：調(diào)整腹板的削切角度Angle-b對(duì)熱點(diǎn)④的壽命評(píng)估影響最敏感，疲勞年限的降低程度相當(dāng)嚴(yán)重；對(duì)熱點(diǎn)②的評(píng)估基本上無(wú)影響；而對(duì)于熱點(diǎn)③的疲勞壽命有一定的提升趨勢(shì)，但同時(shí)存在數(shù)值規(guī)律不統(tǒng)一的現(xiàn)象。

表2 Angle-b提高后疲勞壽命結(jié)果對(duì)比

對(duì)比圖5，8和圖9應(yīng)力云圖，由于Angle-b角度的提高后，軟趾的腹板高度增加，邊緣局部應(yīng)力向下傳遞更加順暢，應(yīng)力集中在邊緣附近的范圍縮小，所以從熱點(diǎn)③的評(píng)估結(jié)果反應(yīng)看還是比較明顯的；由于基準(zhǔn)模型趾端沿著Long-a方向的尺寸足夠長(zhǎng)，調(diào)整后的趾端部的應(yīng)力依然處于較低水平，因此對(duì)熱點(diǎn)②的評(píng)估結(jié)果影響并不大。再者，趾端鵝頭處自由邊的局部應(yīng)力與端肘板的總縱方向應(yīng)力形成的疊加情況逐漸嚴(yán)重，最嚴(yán)重的位置是肘板面板截止熱點(diǎn)④附近，所以，致使熱點(diǎn)4的疲勞評(píng)估結(jié)果難以滿足設(shè)計(jì)要求。

圖8 Angle-b提高2°-端肘板縱向應(yīng)力分布

2.3 弧形缺口R對(duì)疲勞壽命的影響

修改精細(xì)網(wǎng)格模型，將弧形缺口R的半徑尺寸由R50 mm調(diào)整到R62.5 mm和R75 mm后，前后3個(gè)模型的疲勞評(píng)估數(shù)據(jù)見表3。

表3 缺口R增大后疲勞壽命結(jié)果對(duì)比

弧形缺口R對(duì)熱點(diǎn)④的影響最為明顯，疲勞壽命的結(jié)果降低比率達(dá)到了54%；對(duì)熱點(diǎn)②的評(píng)估基本上無(wú)影響；而對(duì)于熱點(diǎn)③的疲勞壽命有相當(dāng)大的提高。

分析這2個(gè)模型的應(yīng)力云圖，對(duì)比圖5、圖10和圖11可以看出：由于圓弧半徑R增大，軟趾端面模數(shù)下降趨勢(shì)減緩，導(dǎo)致鵝頭處自由邊局部應(yīng)力與端肘板的總縱方向應(yīng)力形成了較為嚴(yán)重地疊加，與2.2節(jié)所述情況相同，位置同樣是在肘板面板截止處(熱點(diǎn)④)，所以導(dǎo)致熱點(diǎn)④的疲勞評(píng)估結(jié)果存在嚴(yán)重問題；同時(shí)，邊緣局部應(yīng)力向下傳遞更加平緩后，縱向應(yīng)力的集中區(qū)域逐漸向端部移動(dòng)，提高了熱點(diǎn)③的評(píng)估水平，對(duì)其十分有利；由于基準(zhǔn)模型趾端沿著Long-a方向的尺寸足夠長(zhǎng)，向前移動(dòng)的高應(yīng)力分布區(qū)域還未影響到熱點(diǎn)② 的評(píng)估結(jié)果。

圖10 R62.5-端肘板縱向應(yīng)力分布

圖11 R75-端肘板縱向應(yīng)力分布

2.4 肘板面板削切角度(Angle-c)對(duì)疲勞壽命的影響

調(diào)整細(xì)網(wǎng)格模型，將Angle-c尺寸增大6°和12°后進(jìn)行疲勞校核，3個(gè)模型的疲勞評(píng)估數(shù)據(jù)見表4。

表4 Angle-c增大前后疲勞壽命結(jié)果對(duì)比

結(jié)果表明：面板切削角度對(duì)熱點(diǎn)④的影響較大，疲勞年限的降低十分明顯，達(dá)到了30%；對(duì)熱點(diǎn)②的評(píng)估基本上無(wú)影響；而對(duì)于熱點(diǎn)③的疲勞壽命也有一定的影響。

依據(jù)共同規(guī)范中的規(guī)定，熱點(diǎn)④屬于“b”類型熱點(diǎn)。對(duì)于位于焊接所在邊緣的熱點(diǎn)問題，其應(yīng)力分布并不取決于板厚，與焊趾5 mm處的表面主應(yīng)力有關(guān)。削切的角度過大，面板的表面的縱向應(yīng)力傳遞不夠平緩，勢(shì)必會(huì)影響到邊緣的表面主應(yīng)力的分布。

3 結(jié)論

1)經(jīng)過有限元校核，并結(jié)合船廠施工的相關(guān)問題，目標(biāo)船的艙口圍趾端的結(jié)構(gòu)細(xì)節(jié)尺寸最終確定為：Long-a取225 mm，Angle-b取5°，弧形缺口半徑R取50 mm，面板削切角度Angle-c取10°，肘板的板厚僅僅為18 mm。此結(jié)構(gòu)尺寸既能夠滿足規(guī)范要求，也能夠兼顧船廠的施工難度問題。

2)文中所述解決問題的方法，可以引用到其它相似船舶的優(yōu)化設(shè)計(jì)工作中，解決散貨船的共同難題。