基于CSR-H規范的大型礦砂船艏貨艙結構強度分析改進方法

楊奇，薛鴻祥，劉洋，蔡忠云，唐文勇

(1.上海交通大學 a.海洋工程國家重點實驗室；b.高新船舶與深海開發裝備協同創新中心，上海 200240；2.中國船級社規范與技術中心，上海 200135)

基于CSR-H規范的大型礦砂船艏貨艙結構強度分析改進方法

楊奇1，薛鴻祥1，劉洋1，蔡忠云2，唐文勇1

(1.上海交通大學 a.海洋工程國家重點實驗室；b.高新船舶與深海開發裝備協同創新中心，上海 200240；2.中國船級社規范與技術中心，上海 200135)

基于CSR-H規范要求對大型礦砂船艏貨艙結構進行有限元直接計算，實船分析發現，在某些壓載工況條件下，按CSR-H要求進行剪力彎矩調整時，由于局部修正彎矩過大將造成船體艏部上甲板等結構局部大變形現象。結合大型礦砂船艙室布置、外載荷特點以及剪力彎矩調整計算原理，分析相關原因，提出改進方法，可有效避免礦砂船艏貨艙強度分析中因局部結構大變形而造成計算結果失真的問題。

共同結構規范；大型礦砂船；艏貨艙；結構強度分析；船體梁載荷

大型礦砂船(VLOC)是特殊的專用散裝貨船，在艙室布置與結構形式上與普通散貨船有著較大的差異。目前對大型礦砂船的結構強度分析主要基于各船級社規范中的直接計算方法，通過建立有限元模型進行計算。羅秋明等[1]在綜合散貨船共同結構規范以往集裝箱船、散貨船等全船有限元分析經驗的基礎上，對超大型礦砂船的全船結構強度評估方法進行了探討。左照海等[2]采用DNV規范對38.8萬t大型礦砂船進行了船體結構強度直接計算。樊祥棟等[3]基于ABS規范對25萬t大型礦砂船貨艙段結構強度進行了有限元分析。

CSR-H規范于2015年7月1日正式生效[4]。在原CSR規范[5-6]的基礎上，CSR-H規范對目標船的載荷、有限元分析、疲勞強度要求、屈曲強度要求、規范性要求等方面進行了協調[7]，并根據GBS要求補充了剩余強度、結構冗余度分析等內容，規范內容更加全面、更加強調計算分析的作用[8]。在進行直接強度分析時，CSR-H規范要求直接強度分析覆蓋全船所有貨艙，增加了對艏艉貨艙的強度分析要求[9]。

本文參照CSR-H規范要求，對某大型礦砂船艏貨艙的結構強度進行了分析，通過計算發現,在部分壓載工況下存在艏部上甲板變形過大的失真現象。結合CSR-H規范的剪力彎矩調整方法，分析模型艏部變形過大問題產生的原因，并根據實船結構特點，提出改進分析方法。

1 基于CSR-H規范的艏貨艙分析要求

1.1 模型范圍及邊界條件

CSR-H規范[10]要求貨艙有限元模型縱向范圍覆蓋3個貨艙長度。對艏貨艙進行分析時，艙段模型包括第二貨艙、艏貨艙及艏尖艙。考慮到船體梁載荷調整時需在端部施加節點力，模型前端應延伸至船體最前端的加強肋或強框所在的橫剖面。該加強肋或強框須保證由基線至強力甲板的連續，模型后端延伸至第二貨艙后艙壁。艏貨艙有限元模型的端部邊界條件見表1。

表1 艏貨艙模型端部邊界條件

1.2 船體梁載荷調整方法

根據CSR-H規范要求，艙段模型局部加載后，需進行船體梁載荷調整，將目標位置的剪力彎矩調整至規定的目標值，船體梁載荷目標值通過考慮等效設計波的全船剪力彎矩規范公式計算得到。船體梁載荷調整按照縱向不平衡力調整、剪力調整、彎矩調整、轉矩調整的順序依次進行，流程見圖1。

船體梁剪力調整是對艙段模型目標貨艙前后橫艙壁處的剪力進行修正，使其達到目標值，有方法1和方法2兩種方法。方法1調整一個艙壁的剪力，通過在模型前后端部施加彎矩實現；方法2調整兩個艙壁的剪力，除了在模型前后端部施加彎矩之外，還在每一個橫框架處施加垂向載荷。

剪力調整方法1端部施加彎矩大小如下。

(1)

剪力調整方法2端部施加彎矩大小如下。

(2)

式中:MY_fore、MY_aft為剪力調整在艙段模型艏端部和艉端部施加的垂向彎矩；xfore、xaft為艙段模型艏端部和艉端部的x坐標值；Qtarg-fwd、Qtarg-aft為艏貨艙前艙壁和后艙壁的剪力目標值；Qfwd、Qaft為由局部載荷引起的艏貨艙前艙壁和后艙壁的剪力值。

船體梁彎矩調整包括垂向彎矩調整和水平彎矩調整，評估目標為艏貨艙時，彎矩調整要求在艙段模型的所有橫框架和橫艙壁位置處施加彎矩，見圖2。

以垂向彎矩調整為例，每個橫框架處施加的垂向彎矩大小mvi計算依據如下。

(3)

式中:i為第i個橫框架對應編號；nt為沿縱向的剖面總數；mvi為在橫框架i處施加的垂向彎矩值；Mv-targ(i)為第i個橫框架目標垂向彎矩；MV-FEM(i)為第i個橫框架由局部載荷引起的垂向彎矩；Mlineload(i)為第i個橫框架因剪力調整方法2施加的線載荷引起的垂向彎矩；MY_aft為剪力調整在艙段模型端部施加的垂向彎矩；xi為第i個橫框架對應的x坐標值；xfore，xaft為艙段模型艏端部和艉端部的x坐標值。

2 實例分析

以某大型礦砂船為例，根據CSR-H規范要求對艏貨艙進行直接強度分析，艏貨艙艙段的有限元模型見圖3。

選取裝載模式為艏貨艙壓載，波浪載荷為表2所列的3種等效設計波工況。

表2 計算工況

局部載荷加載后，按照圖1所示流程進行船體梁載荷調整。根據CSR-H規范要求，工況1、3由于前后艙壁處剪力值均超過目標值，需采用方法2調整；工況2僅后艙壁處剪力值超過目標值，可采用方法1調整。由式(1)和式(2)可求得3組工況下剪力調整在端部施加的彎矩，見表3。

剪力調整完畢后進行船體梁彎矩調整，由式(3)可求得3組工況下彎矩調整在各個橫框架處施加的垂向彎矩。3組工況下因船體梁剪力和彎矩調整在模型艏端部施加的垂向彎矩值見表4。

表3 各工況剪力調整對比

表4 各工況剪力彎矩調整在艏端部 施加垂向彎矩值對比 N·mm

3組工況下，船體梁載荷調整后艙段模型船體梁的變形見圖4。

由圖4可見，工況1、3在經過船體梁載荷調整后，船體梁出現了與中垂工況不符的中拱變形響應，且艏部上甲板等結構出現變形過大現象；工況2船體梁載荷調整后艙段模型船體梁變形正常。

由式(1)～(2)及表3和表4可知，對工況1、3，艏貨艙前后艙壁調整前的剪力值均超過了剪力目標值，且差異較大，導致使用方法2進行剪力調整時在模型端部施加的垂向彎矩過大；對于工況2，艏貨艙前艙壁調整前剪力值小于目標值，僅需使用方法1對后艙壁處剪力進行調整，所施加的端部垂向彎矩較小。工況1、3在端部施加的垂向彎矩值較為接近，約為工況2的4～6倍，這是引起船體梁艏部變形過大的直接原因。因此，本實例中艏部變形過大問題本質上是艏貨艙前艙壁處調整前剪力值與剪力目標值差異過大引起的。在艏貨艙壓載模式下艙段模型的受力見圖5。

進行受力分析，可求得調整前的前艙壁處剪力Qfwd：

(4)

將式(4)化簡為關于艙長l1的形式：

(5)

對Qfwd求導可得：

(6)

為適應所載貨物的特點，大型礦砂船的壓載艙艙容遠大于常規的散貨船，壓載載荷較大。在本實例中，q2≈2q1，第二貨艙艙長l1=55.6 m，艏貨艙艙長l2=33.36 m。由式(6)可知，l1≥l2時，Qfwd(l1)≤0，即l1≥l2時剪力Qfwd隨l1單調遞減。l1與l2比值越大，艏貨艙前艙壁處調整前剪力值Qfwd越小，與目標值差異越大，船體梁載荷調整施加的艏部垂向彎矩越大。

本實例中第二貨艙艙長l1遠大于艏貨艙艙長l2，導致艏貨艙前艙壁處剪力值遠小于目標值，船體梁剪力調整在艏部施加彎矩過大，引起艏部上甲板變形過大等現象。在進行艏貨艙結構強度分析時，需合理的選擇艙段模型的貨艙長度，以改善計算結果，避免變形過大問題。

3 艏貨艙強度分析的改進方法

由于第二貨艙與艏貨艙艙長比懸殊，導致模型艏部施加彎矩過大，艏部出現變形失真現象。為解決該問題，考慮到第二貨艙壓載艙水密橫艙壁處的橫向剛度較大，本文在該艙壁處對礦砂船第二貨艙進行截斷處理，使各計算艙室艙長接近，改進前后的艙段模型艙長對比見圖6與表5。

第二貨艙參數改進前改進后艙室長度/m55.60 28.9艙室體積/m334985.0017798.0裝載量/t50278.8425578.9

對改進后的艙段模型進行計算，由于剪力調整的目標值與艙段模型長度無關，改進前后保持不變。改進前后船體梁載荷調整前的剪力值對比見表6。

表6 改進前后各工況調整前剪力值對比 kN

由表6可知，改進后艏貨艙前后艙壁處剪力均顯著減小，低于目標值，根據規范要求，不需要進行額外的剪力調整。由式(1)～(3)可求得改進后3組工況下船體梁載荷調整在艏部施加的垂向彎矩，改進前后艏端部垂向彎矩值對比見表7。

表7 改進前后各工況艏部垂向彎矩值對比

由表7可知，對原艙段模型進行截斷處理后，剪力分布更加均勻，前后艙壁剪力顯著減小，因此船體梁載荷調整施加的艏部垂向彎矩顯著減小。工況1、3改進前后的模型艏部變形對比見圖7。

由圖7可知，改進前艏部上甲板變形過大的工況1、3在改進處理后變形有明顯改善，可有效避免因彎矩過大而產生的艏部局部變形失真問題。為研究模型改進對結構強度計算結果的影響，本文對3組工況改進前后的艏貨艙區域應力分布進行了對比，見圖8。

由圖8可知，3組工況下改進前后模型艏貨艙區域主要構件的應力水平基本一致。改進方案可有效克服工況1、3因剪力彎矩調整造成的艏部上甲板變形過大和局部區域應力集中的弊端，對改進前變形正常的工況2則基本沒有影響。

4 結論

1)由于艏貨艙與第二貨艙艙長比懸殊，引起剪力分布不均，局部載荷加載后前艙壁處產生的剪力值與剪力目標值差異過大，按規范要求對船體梁剪力調整時，在艏端部施加的垂向彎矩過大，最終導致艏部上甲板變形失真。

2)在進行艏貨艙直接強度分析時，建議合理選取艙段模型第二貨艙的長度，以利有效地避免艏部變形過大問題，從而保證直接強度分析的準確性。

[1] 羅秋明,薛鴻祥,唐文勇.45萬t級超大型礦砂船全船結構有限元分析[J].船舶工程,2010,32(2):8-12.

[2] 左照海.38.8萬tVLOC船體結構強度直接計算研究[D].哈爾濱：哈爾濱工程大學,2010.

[3] 樊祥棟,陸紅干.大型礦砂船貨艙段結構強度的有限元分析[J].船舶設計通訊,2012(1):21-24.

[4] 李濤.關于協調共同結構規范(CSR-H)的簡介[J].船舶標準化與質量,2015(1):46-47.

[5] IACS. Common structural rules for bulk carriers[S].IACS,2006.

[6] IACS. Common structural rules for double hull oil tankers[S]. IACS,2006.

[7] 陳晨,任慧龍,馮國慶,等.基于CSR-H與CSR-OT的油船屈服強度直接計算評估對比分析[J].船海工程,2013,42(6):12-16.

[8] 周廣喜.CSR-H和CSR規范結構強度評估方法比較研究[D].哈爾濱：哈爾濱工程大學,2013.

[9] 嚴衛祥,夏利娟,王從晶.基于CSR的散貨船最艏艉貨艙結構強度分析[J].艦船科學技術,2014,36(6):48-53.

[10] IACS. Common structural rules for bulk carriers and oil tankers[S]. IACS,2014.

A Modified Method for Direct Strength Analysis of Foremost Cargo Hold of Very Large Ore Carrier Based on Harmonized Common Structure Rules

YANG Qi1, XUE Hong-xiang1, LIU Yang1, CAI Zhong-yun2, TANG Wen-yong1

(1 a.State Key Laboratory of Ocean Engineering; b.Collaborative Innovation Center for Advanced Ship and Deep-Sea Exploration, Shanghai 200240, China；2.Rules & Technology Center, China Classification Society, Shanghai 200135, China)

The direct strength analysis of VLCO foremost cargo hold was conducted according to CSR-H requirements. In some ballast conditions, local large deformation was found on bow upper deck and other bow structures, due to the vertical bending moment is too large in the CSR-H hull girder loads adjustment. Based on the cabin layout of VLOC, characteristics of external loads and principles of hull girder loads adjustment, the reason of the large deformation was analyzed. A modified method was proposed, which can effectively avoid distortions of the calculation results caused by local large deformation in the strength analysis.

CSR-H; very large ore carrier; foremost cargo hold; direct strength analysis; hull girder loads

10.3963/j.issn.1671-7953.2017.02.003

2016-08-19

上海市青年科技啟明星計劃(16QA1402300)

楊奇(1993—)，男，碩士生

U663.83；U661.43

A

1671-7953(2017)02-0012-05

修回日期：2016-09-08

研究方向:船舶結構強度