礦砂船貨艙NO.1艙口蓋結構強度分析

陳家旺 韓 強 楊新利

（浙江省海鹽縣港航管理處 海鹽 314300）

0 引 言

艙口蓋作為船舶貨艙結構上的重要組成部分，承受著波浪涌上甲板時的水頭壓力載荷，肩負密封艙口、保護貨物和支撐平臺的作用。近年來，因艙口蓋問題造成船舶沉沒事故已有多起。1980年沉沒的“Derbyshire”是一個典型的例子。據船級社調查顯示，該事故的起因是遠洋重載貨艙的艙蓋塌落，以致船首通風隔艙氣孔碎裂，導致大量海水由破裂氣孔涌入。船級社指出，在極端惡劣天氣下，根據1966年國際載重線規則建造的艙蓋標準（特別是安裝在海峽型船只），在遠洋重載的承受強度遠超出設計標準的問題便暴露出來。隨著造船技術和航運市場的發展，越來越多的船舶超過了原有規范的規定，其結構強度問題已被航運界、造船界和船級社列為重要問題［1］。

20世紀90年代后期，隨著船舶結構的大型化和高強度鋼的普遍應用，船舶結構的屈曲穩定性問題逐漸成為結構的主要失效模式之一。近年來，由于結構有限元直接計算技術的較快發展和趨于成熟，在直接計算中已開始引入屈曲強度校核要求。同時，隨著結構屈曲穩定理論和計算預報準確性的進一步發展，人們逐漸突破了線彈性范圍內保守的結論，開始引進了板格“后屈曲特性”，以期充分挖掘材料潛力、發揮結構的極限承載能力，也由此應運而生各種各樣的屈曲強度設計衡準［2］。

本文以320 000 DWT礦砂船NO.1艙口蓋為研究對象，使用MSC.Patran軟件建立艙口蓋結構模型，根據規范 IASC UR S21［3］施加相應的載荷、邊界條件等。利用MSC.Nastran軟件對該結構進行數值計算，分析結構的應力水平，最后對NO.1艙口蓋的屈服和屈曲強度進行校核。

1 實船資料

船舶的主尺度如下：

總 長 320.00 m

計算船長 278.10 m

型 寬 58.00 m

型 深 30.40 m

結構吃水 22.70 m

全船分7個貨艙，各艙的艙口蓋均為單一整塊蓋板，其中NO.2～NO.7艙的艙口蓋尺寸均為26 460 mm×17 600 mm，NO.1艙的艙口蓋尺寸為26 460 mm×12 320 mm。艙口蓋結構采用單層橫骨架式，NO.1艙口蓋結構如圖1～3所示，材料為普碳鋼和H36高強鋼兩種。

2 建立有限元模型

2.1 有限元模型

基于結構的對稱性，根據中國船級社《散貨船結構強度直接計算分析指南》［4］，選取有限元網格尺寸；設X軸為沿船長方向、Y軸為沿船寬方向、Z軸向上為正方向、建立坐標系，構造NO.1艙口蓋的幾何模型和有限元結構模型，如圖4所示。NO.1艙艙口蓋結構有限元模型共有4 011個單元、2 374個節點。

2.2 材料定義

高強鋼AH36材料參數包括：

彈性模量 E=2.06×105N/mm2；

泊松比υ=0.3；

質量密度 ρ=7.85×10-6kg/mm3。

根據圖紙得到NO.1艙口蓋不同構件不同部位的板厚，用面單元建艙口蓋的蓋板和T型材的腹板，并用梁單元建角鋼和T型材的面板。根據規范IACS UR S21 Rev.4 S21.6，對于單層艙口蓋的艙口蓋板及加強筋的腐蝕余量為ts=2.0 mm。在直接分析計算中，以減去腐蝕余量的凈厚度作為有限元模型的材料屬性。

2.3 邊界條件

艙口蓋是支承在船貨艙的艙口圍板上的，所以在艙口蓋周邊上宜采用簡支邊界條件。由于載荷和艙口蓋的對稱性，在艙口蓋的對稱面上采用固支邊界條件。

根據艙口蓋結構與艙口圍板之間的連接以及艙口蓋工作時的受力及變形特征，將各艙邊界條件簡化如下：約束T26與T26′腹板下緣Z方向的線位移；約束L3與L3′腹板下緣Z方向的線位移約束；約束T26與T26′腹板跨中下緣的Y方向線位移；約束L3與L3′腹板跨中下緣的X方向線位移，艙口蓋邊界條件如圖5所示。

2.4 設計載荷

根據IACS UR S21 Rev.4 S21.2規定艙口蓋的設計壓力載荷根據以下公式計算：

式中：pFP為艏垂線位置處的壓力；

pFP=49.1+（L-100）α， “B”型干舷船 α=0.726。

可減小干舷船α=0.356，該船取α=0.356。

x為干舷甲板船長首端到艙口蓋中部長度，m。

L為干舷甲板長，m，但不大于340 m。

由上述可計算出NO.1艙口蓋的設計壓力載荷，即p=83.35 kN/m2，滿足IACS UR S21 Rev.4 S21.2規定的設計要求。

3 艙口蓋結構屈服強度分析

3.1 結構應力與變形衡準

根據IACS UR S21 Rev.4 S21.3.1規定艙口蓋結構的正應力（normal stress）、剪切應力（shear stress）不超過材料的許用值；艙口蓋板架主要支撐構件的垂向位移不應超過0.005 6l（l為主要支撐構件的最大間距）許用應力與變形值見表1與表2。

表1 材料許用應力值

表2 材料許用變形值

3.2 屈服強度校核

圖6為NO.1艙口蓋應力圖，下頁中的圖7為艙口蓋變形圖，表3為艙口蓋最大應力與變形（絕對值）。結果表明艙口蓋蓋板的強度滿足規范要求。

表3 NO.1艙口蓋最大應力與變形（絕對值）

4 艙口蓋結構屈曲強度分析

4.1 蓋板屈曲校核

根據S21.3.6.1中規定，蓋板臨界應力分為兩類：

（1）平行與普通橫梁方向的臨界應力σC1（Y方向）；

（2）垂直與普通橫梁方向的臨界應力σC2（X方向）。

校核標準：σparallel≤0.8σC1，且 σperpendicular≤0.8σC2。

4.1.1 Y方向受壓時的屈曲計算

式中：σF為材料的屈服應力；t

E為彈性模量；

t為艙口蓋蓋板的凈厚度；

s為普通橫梁的間距。

由于每一個艙口蓋的蓋板只有兩種厚度，因此，在校核計算時，分別在這兩種板厚的區域計算壓應力最大的板格的屈曲，若滿足衡準，則其他壓應力小的區域也滿足，即蓋板的屈曲滿足規范要求。

圖8為NO.1艙口蓋蓋板Y方向的應力云圖。A、B兩處分別為兩種板厚區域內壓應力最大的板格。NO.1艙口蓋蓋板Y方向屈曲計算結果見表4。

從表4可以看出，NO.1艙口蓋蓋板的Y方向屈曲強度滿足規范要求。蓋板中部在受到船寬方向壓應力時，結構裕度較小，安全系數為1.29。

4.1.2 X方向受壓時的屈曲計算

式中：σF為材料的屈服應力；

表4 NO.1艙口蓋蓋板Y方向屈曲計算結果

E為彈性模量；

t為艙口蓋蓋板的凈厚度；

ss為板格的短邊長度；

ls為板格的長邊長度；

ψ為最小壓應力與最大壓應力之比，ψ=0.5；

c=1.25。

圖9為NO.1艙口蓋蓋板X方向的應力云圖。C、D兩處分別為兩種板厚區域內應力最大的板格。NO.1艙口蓋蓋板X方向屈曲計算結果見表5。

表5 NO.1艙口蓋蓋板X方向屈曲計算結果

從表5可以看出，NO.1艙口蓋蓋板的X方向屈曲強度滿足規范要求，安全系數最小為1.37。

4.2 縱橫框架的屈曲校核

根據規范IACS UR S21 Rev.4中S21.3.6.3對NO.1艙口蓋縱橫框架進行屈曲校核。

校核標準：τ≤0.8τc。

E為彈性模量；

tpr，n為構件的凈厚度；

kt=5.35+4.0/（a/d）2；

a為板格的長邊長度；

d為板格的短邊長度。

4.2.1 縱桁屈曲校核

圖10為NO.1艙口蓋縱桁的剪切應力云圖。L1、L2、L3三處分別表示它們所在縱桁需要校核屈曲強度的部位。NO.1艙口蓋縱桁屈曲校核結果如表6所示。

表6 NO.1艙口蓋縱桁屈曲強度理論值

從表6可以看出，NO.1艙口蓋縱桁的屈曲強度滿足規范要求。安全系數最小為2.05，位于L1縱桁上T19～T26區域內。

4.2.2 橫梁屈曲校核

圖11為NO.1艙口蓋橫梁的剪切應力云圖。T0、T0′、T5、T5′、T12、T12′、T19、T19′、T26 九處分別表示它們所在橫梁需要校核屈曲強度的部位。NO.1艙口蓋橫梁屈曲校核結果如表7所示。

從表7可以看出，NO.1艙口蓋橫梁的屈曲強度滿足規范要求。安全系數最小為1.43，位于T5橫梁上L1～L2區域內；其次是T0橫梁上L1～L2區域內，安全系數為1.69；其余橫梁的安全系數均在2.31以上。

表7 NO.1艙口蓋橫梁屈曲強度理論值

5 結 語

通過對NO.1艙口蓋建立有限元模型，采用MSC.Nastran對其進行應力與變形計算，最后根據規范IACS UR S21 Rev.4對艙口蓋各部位進行屈服和屈曲校核。校核結果如下：

（1）NO.1艙的最大應力水平小于規范許用應力，NO.1艙的變形滿足規范對變形的要求，艙口蓋結構屈服強度滿足規范要求。

（2）NO.1艙口蓋蓋板的屈曲強度滿足規范要求。蓋板中部在受到船寬方向壓應力時，結構裕度較小，安全系數為1.29。其余情況安全系數均在1.30以上。

（3）NO.1艙口蓋縱桁的屈曲強度滿足規范要求。安全系數最小為2.05，位于L1縱桁上T19～T26區域內。

（4）NO.1艙口蓋橫梁的屈曲強度滿足規范要求。安全系數最小為1.43，位于T5橫梁上L1～L2區域內；其次是T0橫梁上L1～L2區域內，安全系數為1.69；其余橫梁的安全系數均在2.31以上。

［1］楊趙華，吳衛國．基于共同規范的散貨船貨口蓋結構強度分析［J］．交通科技，2008（2）：110-112.

［2］洪英，初艷玲．船體結構屈曲強度評估方法的規范研究及應用［J］．上海造船，2010（3）：4-10.

［3］IACS．IACS-UR S21［S］．1997.

［4］中國船級社．散貨船結構強度直接計算分析指南［S］．2003.