阿芙拉型油船底邊艙折角結(jié)構(gòu)形式對(duì)比

趙欣，葉杰，盛利賢

(上海外高橋造船有限公司，上海 200137)

阿芙拉型油船底邊艙上下折角點(diǎn)是油船船體結(jié)構(gòu)的典型高應(yīng)力區(qū)。常規(guī)設(shè)計(jì)中該節(jié)點(diǎn)由底邊艙斜板、內(nèi)底(或內(nèi)殼)和縱桁(或水平桁)三者焊接而成，為滿足結(jié)構(gòu)共同規(guī)范(以下簡(jiǎn)稱HCSR)中嚴(yán)格的屈服強(qiáng)度和疲勞強(qiáng)度的要求，下折角處需增加嵌接肘板，焊接工作量大，施工較為困難。對(duì)于底邊艙上、下折角的結(jié)構(gòu)形式，HCSR提出可在底邊艙斜板與內(nèi)底(內(nèi)殼)之間采用標(biāo)準(zhǔn)圓弧過(guò)渡，即將底邊艙上、下折角由焊接型轉(zhuǎn)變?yōu)閴簭澬停詼p少焊接和打磨得工作量，有利于PSPC或貨艙特涂工作。因此，考慮從兩種結(jié)構(gòu)形式的設(shè)計(jì)特點(diǎn)入手，以折角點(diǎn)屈服應(yīng)力水平和疲勞年限為評(píng)估重點(diǎn)，考察壓彎型上、下折角的屈服強(qiáng)度和疲勞強(qiáng)度，探討其應(yīng)用的可行性。

1 結(jié)構(gòu)形式及規(guī)范要求

1.1 焊接型

對(duì)于焊接型底邊艙下折角需通過(guò)消除底邊艙折角處的扇形孔，延伸內(nèi)底板來(lái)減少周期性的外部波浪壓力、貨物慣性壓力和船體梁載荷引起的合成應(yīng)力。嵌接肘板厚度應(yīng)與折角處內(nèi)底板厚度大致相等。底邊艙斜板的中線應(yīng)與桁材的中線對(duì)齊，許用公差應(yīng)取為/3和5 mm中小者，為邊縱桁的建造板厚，許用公差量取于平行與內(nèi)底板的方向。

全熔透或部分熔透焊接應(yīng)用于底邊艙斜板與內(nèi)底板的連接，部分熔透焊接應(yīng)用于邊縱桁和內(nèi)底的連接，實(shí)肋板與內(nèi)底板和邊縱桁的連接，底邊艙橫隔板與斜板、內(nèi)底、邊縱桁在折角處的連接。斜板和內(nèi)底板在至少沿肋板兩邊延伸200 mm的區(qū)域內(nèi)，應(yīng)進(jìn)行焊接擴(kuò)大并打磨光順，去除可見(jiàn)咬邊。

焊接型底邊艙上折角設(shè)計(jì)要求與下折角類似，見(jiàn)圖1。

圖1 焊接型上、下折角結(jié)構(gòu)示意

1.2 壓彎型

對(duì)于壓彎型底邊艙上下折角(見(jiàn)圖2)，HCSR要求水平桁(或邊縱桁)至圓弧中心線距離盡可能小，最大不可超過(guò)50 mm；圓弧半徑不小于4.5或100 mm的大者，其中為折角處板材建造板厚；在實(shí)肋板/底邊艙橫向強(qiáng)框的前后兩側(cè)適當(dāng)位置增加橫向肘板；在底邊艙斜板一側(cè)增加縱向肘板；若水平桁(或邊縱桁)在折角處可以提供足夠的支撐，可不設(shè)置橫向和縱向肘板。

圖2 壓彎型上、下折角結(jié)構(gòu)示意

全熔透焊接應(yīng)用于實(shí)肋板與內(nèi)底和底邊艙斜板在壓彎型折角處的連接，部分熔透焊接應(yīng)用于實(shí)肋板、底邊艙橫向強(qiáng)框與邊縱桁在折角處的連接，以及邊縱桁與底邊艙斜板和內(nèi)底板的連接。

2 有限元結(jié)果對(duì)比

在HCSR規(guī)范中，油船底邊艙上、下折角無(wú)論是焊接型還是壓彎型，均屬于細(xì)網(wǎng)格強(qiáng)制分析區(qū)域；在疲勞精細(xì)網(wǎng)格分析中，焊接型下折角、焊接型上折角(底邊艙斜板與內(nèi)殼角度小于130°)和壓彎型下折角屬于強(qiáng)制分析區(qū)域，壓彎型上折角若滿足上述的詳細(xì)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)要求，則無(wú)需進(jìn)行疲勞精細(xì)網(wǎng)格計(jì)算分析。但為驗(yàn)證水平桁在上折角處可以提供足夠的支撐，壓彎型上折角同樣需要滿足規(guī)范中疲勞強(qiáng)度的要求。

以底邊艙下折角為例，采用有限元計(jì)算對(duì)比兩種結(jié)構(gòu)形式的區(qū)別。

2.1 細(xì)網(wǎng)格計(jì)算分析

細(xì)網(wǎng)格計(jì)算評(píng)估衡準(zhǔn)規(guī)范為：≤，為細(xì)網(wǎng)格屈服利用因子。

對(duì)于板單元：=/。

式中：為合成應(yīng)力，MPa；為名義屈服應(yīng)力，MPa；為細(xì)網(wǎng)格屈服利用因子許用值。對(duì)于底邊艙上下折角，工況S+D中=1.50；工況S中=1.20。為疲勞系數(shù)，取值1.2。

從表1可知,底邊艙下折角由焊接型轉(zhuǎn)換為壓彎型后，折角處應(yīng)力峰值有所降低，表明圓弧過(guò)渡能降低折角點(diǎn)的應(yīng)力峰值，改善應(yīng)力集中現(xiàn)象。

表1 細(xì)網(wǎng)格應(yīng)力云圖

2.2 疲勞精細(xì)網(wǎng)格計(jì)算分析

在細(xì)網(wǎng)格有限元模型基礎(chǔ)上，針對(duì)底邊艙下折角進(jìn)行精細(xì)網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格大小為×，其中為熱點(diǎn)所在板材的凈板厚。計(jì)算所得疲勞年限需要滿足規(guī)范要求：≥。為設(shè)計(jì)疲勞年限，=25年。

焊接型和壓彎型下折角在疲勞精細(xì)網(wǎng)格計(jì)算分析中需評(píng)估的熱點(diǎn)位置見(jiàn)圖3、4。兩者結(jié)構(gòu)形式不同，差別主要體現(xiàn)在熱點(diǎn)3～6。

圖3 焊接型下折角熱點(diǎn)位置

圖4 壓彎型下折角熱點(diǎn)位置

應(yīng)用計(jì)算軟件分別對(duì)兩種結(jié)構(gòu)形式的下折角進(jìn)行疲勞精細(xì)網(wǎng)格計(jì)算，各熱點(diǎn)的疲勞年限見(jiàn)表2。焊接型下折角各熱點(diǎn)疲勞年限均滿足規(guī)范要求，壓彎型下折角中僅熱點(diǎn)6的疲勞年限大于25年，熱點(diǎn)1的疲勞年限最小，僅為16.6年。由此可知焊接型下折角的疲勞強(qiáng)度明顯高于壓彎型下折角。

表2 下折角疲勞計(jì)算分析結(jié)果 年

壓彎型上折角各熱點(diǎn)的疲勞年限見(jiàn)表3，疲勞強(qiáng)度相對(duì)較好，僅熱點(diǎn)1(水平桁與內(nèi)殼相交處)和熱點(diǎn)2(水平桁與底邊艙斜板相交處)的疲勞年限不滿足規(guī)范要求。

表3 壓彎型上折角初始疲勞計(jì)算結(jié)果 年

在壓彎型上下折角中熱點(diǎn)6的疲勞年限均遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于25年，因此后續(xù)加強(qiáng)方案分析中不再將熱點(diǎn)6作為評(píng)估對(duì)象。

3 加強(qiáng)方案評(píng)估

由上述計(jì)算分析可知，疲勞強(qiáng)度是決定壓彎型底邊艙上、下折角結(jié)構(gòu)屬性的關(guān)鍵因素。提高底邊艙壓彎型上、下折角的疲勞年限是有限元計(jì)算分析的重要內(nèi)容。結(jié)合規(guī)范設(shè)計(jì)要求，從結(jié)構(gòu)屬性、圓弧半徑和增設(shè)肘板入手，評(píng)估不同加強(qiáng)方案對(duì)壓彎型上、下折角疲勞強(qiáng)度的影響因子，探討適應(yīng)性與合理性更高的加強(qiáng)方案。

3.1 增加板厚

在不改變結(jié)構(gòu)形式的基礎(chǔ)上提高疲勞年限，最直接的方法是增加折角處的結(jié)構(gòu)板厚。對(duì)比壓彎型上、下折角中各熱點(diǎn)的疲勞年限，選取內(nèi)底、底邊艙斜板、內(nèi)殼和水平桁進(jìn)行局部加強(qiáng)，具體結(jié)果見(jiàn)表4。

壓彎型下折角在初始設(shè)計(jì)中整體疲勞強(qiáng)度較差，熱點(diǎn)1疲勞年限最小，因此內(nèi)底及底邊艙斜板局部板厚需增加4.5 mm；壓彎型上折角在初始設(shè)計(jì)中雖只有2個(gè)熱點(diǎn)未滿足規(guī)范要求，但內(nèi)殼和底邊艙斜板局部板厚仍需增加2.5 mm，水平桁局部板厚增加3.5 mm。

在此方案中橫向結(jié)構(gòu)板厚保持不變，但表4中熱點(diǎn)4和熱點(diǎn)5的疲勞年限均有所提高，由此可知：增加縱向結(jié)構(gòu)板厚不僅可提高位于縱向結(jié)構(gòu)處熱點(diǎn)的疲勞年限，同時(shí)對(duì)于位于橫向強(qiáng)框和肋板熱點(diǎn)的疲勞強(qiáng)度也有明顯作用。

表4 加強(qiáng)后壓彎型上下折角各熱點(diǎn)的疲勞年限

3.2 變換圓弧半徑

一般來(lái)說(shuō)，圓弧半徑越大，折角點(diǎn)的應(yīng)力集中系數(shù)越小。但圓弧半徑過(guò)大會(huì)影響縱向分段對(duì)接精度，同時(shí)增加施工難度。

為研究圓弧半徑大小對(duì)上、下折角處疲勞強(qiáng)度的影響，在滿足規(guī)范要求的基礎(chǔ)上，選取圓弧半徑值為135、150、200、300 mm，分別進(jìn)行疲勞精細(xì)網(wǎng)格計(jì)算。

壓彎型上、下折角各熱點(diǎn)的疲勞計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表6，當(dāng)圓弧半徑變化時(shí)上、下折角疲勞計(jì)算結(jié)果曲線的變化趨勢(shì)基本相似。圓弧半徑逐漸增大，熱點(diǎn)1、2和3的疲勞年限逐漸減小，熱點(diǎn)4和5的疲勞年限則逐漸增大。

由此可看出，圓弧半徑變換對(duì)縱向結(jié)構(gòu)和橫向結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度的影響呈相反趨勢(shì)。

圖6 圓弧半徑變化后上、下折角各熱點(diǎn)的疲勞年限

3.3 增設(shè)肘板

對(duì)于壓彎型上、下折角的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，規(guī)范提出折角處是否增設(shè)肘板由折角點(diǎn)縱桁或水平桁是否能提供足夠的支撐強(qiáng)度而決定。初始設(shè)計(jì)中未設(shè)置肘板，壓彎型上、下折角的疲勞計(jì)算結(jié)果較差，因此考慮在距離折角處前后300 mm的位置設(shè)置橫向肘板，分析增設(shè)肘板對(duì)提高上、下折角的疲勞強(qiáng)度影響。

增設(shè)肘板后壓彎型上下折角各熱點(diǎn)的疲勞年限見(jiàn)表5，從表5中可以發(fā)現(xiàn)，在壓彎型下折角處增設(shè)橫向肘板，各熱點(diǎn)的疲勞年限增加值在2.2%～5.9%之間，增幅很小，尤其對(duì)熱點(diǎn)1的改善效果非常有限。對(duì)于壓彎型上折角，增設(shè)橫向肘板的效果較為明顯，熱點(diǎn)1和熱點(diǎn)2處疲勞年限分別增大7.9%和8.1%。

表5 增設(shè)肘板對(duì)疲勞結(jié)果的影響

4 結(jié)論

1)增加縱向結(jié)構(gòu)板厚可同時(shí)提高各熱點(diǎn)的疲勞年限，該方法最直接有效，但內(nèi)底、底邊艙斜板和水平桁板厚增加較多，會(huì)直接影響貨艙區(qū)結(jié)構(gòu)重量。

2)增加圓弧半徑對(duì)于整體疲勞強(qiáng)度呈現(xiàn)不利影響，因此建議圓弧半徑在滿足規(guī)范要求的基礎(chǔ)上取值不宜過(guò)大。

3)在折角附近增設(shè)肘板對(duì)上折角的疲勞強(qiáng)度更為有利，但僅靠增設(shè)肘板仍無(wú)法滿足設(shè)計(jì)疲勞年限，因此在充分考慮施工方便性的條件下，可考慮在壓彎型上折角附近增設(shè)肘板并增加局部板厚，從而達(dá)到改善疲勞強(qiáng)度的目的。