總縱載荷作用下局部強度直接計算方法研究

熊寶權 王 杰 張少雄 朱 凌

(中國艦船研究設計中心1) 武漢 430064) (武漢理工大學交通學院2) 武漢 430063)

0 引 言

目前，船體結構強度直接計算的應用越來越廣泛，全船結構強度、艙段結構強度和局部結構強度直接計算在船體設計中發揮越來越重要的作用[1-2].

在結構強度直接計算過程中， 載荷計算和施加方式尤為重要，施加的載荷及約束方式不同將直接導致應力計算結果的差異，進而影響直接計算的準確性[3-4].

在進行局部結構強度直接計算時，在文獻[5-6]里一般對于基座及加強結構等局部強度直接計算的相關規定都是采用包含基座及加強結構在內的局部模型，模型范圍一般是前后延伸到橫艙壁，左右延伸到舷側或者縱艙壁，上下延伸到甲板或者平臺，并對局部結構進行細化；在模型上只是施加局部載荷；在艙壁或者舷側處施加自由支持邊界條件，進行局部強度直接計算和評估.

實際上，基座等局部結構承受的不僅僅是局部結構所受的局部載荷，還有總縱載荷,因此，僅僅施加局部載荷，忽略總縱載荷對局部強度計算的影響是比較粗糙的做法.

1 本文方法

在文獻[6]中也有考慮總縱載荷下的局部強度計算相關規定：對于船中0.4L參與總縱強度的縱向支撐構件，校核時除了滿足局部強度要求外，還應校核在局部載荷和總縱載荷共同作用下的強度.然而此規定并沒有考慮總縱剪力的影響，而且整個艙段模型中總縱彎矩在各剖面均是一個恒定值.

參考HCSR剪力彎矩調整方法，本文提出了一種新的計及總縱載荷作用局部強度直接計算方法,簡述如下：建立含所關注的局部結構在內的艙段模型，通過端面施加的彎矩和各強肋位處垂向構件(縱艙壁和垂向外板等)上施加的垂向節點力(剪力)來模擬艙段結構范圍內的剪力彎矩分布，然后施加局部載荷及邊界條件，進行計及總縱載荷的局部強度直接計算.

以某打撈船起重機基座及加強結構作為研究對象，采用相同的計算模型、局部載荷和邊界條件，分別采用規范方法和本文的方法施加總縱載荷，對比直接計算的評估范圍內相同單元應力結果的大小，分析兩種總縱載荷施加方法對局部強度直接計算結果的差異.

2 計算分析

2.1 理論分析

從理論上分析：①所關注的局部結構(特別是船中區域內)中的船體縱向構件如主甲板和縱艙壁，是要承受總縱載荷的，總縱載荷所引起的應力并不是定值，計及總縱載荷的應力計算結果肯定會更加準確，尤其是對于縱向支撐構件;②參考HCSR彎矩剪力調整方法，在強肋位垂向構件上依據板厚不同分配剪力，并結合端面彎矩剪力一起可以很好地模擬艙段范圍內的總縱剪力和彎矩分布，同時考慮各種局部載荷，因此載荷處理方式是合理的.

2.2 數值驗證

2.2.1結構模型

以某打撈船為例，建立包含起重機基座及加強結構的艙段有限元模型.模型范圍為前后各延伸一個艙至橫艙壁處，左右為整個型寬，上下為整個型深，同時，按照規范要求，對起重機基座及加強結構進行單元網格細化，見圖1.

圖1 基座及加強結構模型

2.2.2計算工況及局部載荷

依據打撈船的工作模式(工作環境條件，吊臂仰角和起升載荷大小)，參照文獻[6]的相關規定，分析計算起重機受到的設計載荷，并對載荷進行合理組合篩選出較危險的計算工況.共選取了兩種典型的工作模式，即吊臂伸長為15 m，起升載荷大小為500 kN；吊臂伸長為30 m，起升載荷大小為300 kN.選取吊臂朝向船尾和朝向右舷及中間狀態(相差45°)三種回轉角度，同時考慮船舶的三種運動狀態(橫搖運動，縱搖運動和組合運動)，共計18種計算工況.見表1.

按照文獻[6]，計算起重機自重，起升載荷，回轉慣性力，船舶運動慣性力和風載荷等五類起重機外載荷，并將局部載荷等效到起重機重心處，通過MPC將載荷傳遞到起重柱圍壁上，便于施加局部載荷.

2.2.3總縱載荷載荷計算和施加

參照文獻[5]計算艙段模型范圍內各剖面的波浪彎矩剪力，并疊加艙段模型自重及浮力等載荷，最終得到各剖面的總縱載荷彎矩和剪力值.

依據本文的方法，總縱載荷是通過端面彎矩剪力和強框架肋位處垂向構件上節點力施加在艙段模型上.因此，首先需要計算得到各強框架肋位上施加的剪力值，然后根據肋位處垂向構件板厚不同將剪力施加到不同板厚處的節點上.本次計算通過PCL語言編程實現這一過程[7].

表1 起重機載荷組合計算工況

//對垂向構件依據板厚不同進行分組

au_create_group_by_property.main2( 2, ["p_14"], TRUE, "All", "", 0, ["empty"], "Multiple Groups", "", "prefix", "prop." )

//提取強肋位剖面上的節點進行分組

list_create_node_att_value( [27600., 0., 0., 0., 0., 0.], [TRUE, FALSE, FALSE], ["equal", "equal", "equal"], [0.005, 0.005, 0.5], "Coord 0", "lista", uil_list_create_current_list)

//對上述分組取交集得到不同板厚上節點編號并分組

group2=group(i)//str_substr(group1(j),3,3)

uil_list_boolean.create("and")

list_save_group( "listc", group2, FALSE)

//統計強肋位剖面不同板厚節點個數(剔除不同板厚連接處的節點)得到節點力大小

db_count_nodes_in_group(group_id,num_node)

//施加節點力

loadsbcs_create2(group(i), "Force", "Nodal", "", "Static", @node_se, "FEM", "Coord 0","1", field_name, ["", ""])

施加總縱載荷后，由軟件導出的起重機基座及加強結構(編號為0)附近肋位彎矩剪力值與規范計算目標值的差異見表2.由表2可知，由端面彎矩剪力和強框架肋位施加的垂向節點力一起擬合的總縱彎矩剪力與目標值之間的數值差異在0.5%以內，在允許的誤差范圍內.

表2 基座附近肋位彎矩剪力值差異

依據文獻[6]里的方法，選取起重機基座及加強結構模型中心所對應的橫剖面位置處的某一工況下的彎矩目標值，這里取按規范計算基座中心處剖面的彎矩值，施加在模型兩端.

2.2.4直接計算結果對比

采用相同的有限元計算模型，施加相同的局部載荷及邊界條件，分別使用上述兩種方法施加總縱載荷，進行總縱載荷作用下的局部強度直接計算.各工況下評估區域內基座及加強結構各構件的相當應力值對比見表3.

表3 兩種方法下評估區域相當應力比較

由表3可知，兩種施加總縱載荷方法，所得的局部結構的應力峰值絕大部分在5.5%以內，應力分布基本類似，而且最大應力出現的位置相同.以下是選取LC_151_90_1工況下橫艙壁構件，對比兩種總縱載荷施加方法下的應力云圖，見圖2.

圖2 橫艙壁板相當應力云圖(MPa)

由圖2可知，采用的這兩種直接計算方法，在計算起重機基座及加強結構時，評估區域的相當應力峰值相差不大，出現的位置也大致相同，由此可見，本文提供的方法是可靠的.

對于局部構件兩種直接計算方法下各工況下的應力峰值及差異見表4～5.

表4 兩種方法下評估區域短橫向支撐構件相當應力比較

相應的評估區域內短的橫向支撐構件及短的縱向支撐構件的板單元相當應力云圖見圖3～4.

由圖4～5可知，采用兩種方法下，起重機局部短的縱向及橫向構件的相當應力峰值位置相差不大，但是應力峰值差異比較大，大約為18%.本文總體載荷施加方法能更加真實模擬起重機附近肋位的彎矩剪力分布，因此本文方法的短的縱向及橫向構件的應力更加真實可信.

表5 兩種方法下評估區域短縱向支撐構件相當應力比較

圖3 短橫向構件相當應力云圖(MPa)

圖4 短縱向構件相當應力云圖(MPa)

3 結 束 語

采用相同的有限元計算模型，施加相同的局部載荷及邊界條件，分別采用本文方法和規范方法施加總縱載荷，進行總縱載荷作用下的局部強度直接計算.

對比兩種方法下應力結果可知，兩種施加總縱載荷的方法雖有所不同，但是各工況下局部結構的應力峰值相差不大，絕大部分工況的應力峰值差異在5.5%以內，而且由應力云圖可知，兩種計算方法下局部結構的應力分布基本類似.本文提出的總縱載荷下局部強度直接計算方法是合理的，可以用于實際工程計算.

對于局部結構短的縱向及橫向支撐構件，規范方法和本文方法的應力峰值差異比較大，但是應力分布類似，如果只是得到局部結構的應力峰值及分布，規范方法和本文方法都可，規范方法更加簡單；如果是要得到局部結構各構件的詳細應力峰值及應力分布，本文提供的方法更加真實可信.

[1] 胡偉成.HCSR直接計算總縱載荷載荷研究[D].武漢：武漢理工大學,2013.

[2] 鄭杰,謝偉,駱偉，等.穿浪雙體船橫向強度與扭轉強度的有限元計算[J].中國艦船研究,2010,5(1):14-18.

[3] 李曌斌.船體總縱強度分析中波浪非線性載荷的計算研究[D].上海：上海交通大學,2015.

[4] 許允,張少雄,張晨陽,等.子模型范圍及邊界條件對應力結果的影響[J].船海工程,2016,45(4):19-23.

[5] 中國船級社.鋼質海船入級規范[S].北京：人民交通出版社,2015.

[6] 中國船級社.船舶與海上設施起重設備規范[S].北京：人民交通出版社,2007.

[7] MSC.Patran PCL and customization[S]. New York:MSC,2010.