超大型矿砂船典型节点优化设计研究

林 莉，王麒琳

（中国船级社审图中心，上海 200135）

0 前 言

随着世界航运市场竞争的日益激烈，船舶大型化已成为各主力船型的主要发展趋势。对于超大型矿砂船（Very Large Ore Carries，VLOC）和散货船，为了保证经济性，其空船重量成为衡量结构设计成功与否的主要标杆，结构优化更是被广泛用于船体结构设计的方方面面。

CAE技术是计算机技术和工程分析技术相结合形成的新兴技术，作为一项跨学科的数值模拟分析技术，越来越受到科技界和工程界的重视。本文利用CAE软件对船体结构细节进行了分析和评估，在经验的基础上通过比较计算，以可视化的手段更加方便快捷地实现节点的优化设计。

1 细化网格有限元分析要求

船体结构细节连接有下列两类最基本的形式：一类是结构几何连接突变处，如：VLOC的纵舱壁与内底板相交处、双壳油船的底边舱折角、集装箱船的内壳和平台的连接部位等，这类结构细节的构造特点是结构构件的布置上是突变的；另一类是肘板连接处，如：局部纵桁与纵向骨材的肘板端部连接、甲板纵骨与横舱壁垂直扶强材的肘板端部连接等。

对于VLOC，纵舱壁与内底板相交处必须进行网格细化；当舱段部位粗网格不能准确地模拟结构细节，并且超出粗网格筛选衡准（其结果超出90%的许用应力）时，则应采用细化网格进行分析。IACS共同结构规范对细化网格分析的要求归纳为：

1)建模要求：根据节点形式，网格尺寸可采用50mm×50mm、100mm×100mm、200mm×200mm。从细化网格到较粗网格的过渡应保持平稳。单元的长宽比应尽可能保持接近1，应避免网格密度的变化和三角形单元的使用。当采用50mm×50mm网格时，细化网格区域内的骨材应使用板单元建模。

2)边界条件及载荷：可使用嵌入法或独立局部有限元模型法。使用独立局部有限元模型法时，从舱段有限元模型中得到的节点位移应作为给定位移，施加到局部模型的对应边界节点上；细化区域内所有局部载荷，也应施加到局部有限元模型上。

3)衡准要求：细化网格许用应力等于粗网格许用应力乘以应力放大系数。不同细化网格尺寸，应适用不同的应力放大系数，详见表1。

表1 细化网格许用应力

表中：[σvm]——粗网格舱段模型的von Mises许用应力，N/mm2。

细化有限元分析的流程见图1。

图1 细化有限元分析流程

2 VLOC节点分析及优化实例

以2艘VLOC的结构有限元分析为例，根据舱段粗网格计算结果，对双层底局部短纵桁与内底/外底纵骨连接过渡区域、槽形横舱壁底凳与纵舱壁相交处、横舱壁水平桁与外板纵骨连接过渡区域等部位进行了细化网格分析。

2.1 双层底局部短纵桁节点优化

A型VLOC位于横舱壁处的双层底局部短纵桁向前/后各延伸一档强框架间距（约 6m）与内底/外底纵骨的连接过渡区域设置肋板扶强材及过渡肘板，扶强材大小为350mm×12mm/150mm×12mm，过渡肘板呈30°三角形，圆弧半径为600mm，节点形式见图2，细化网格模型见图3。

图2 原结构节点形式

经细化网格分析后发现，在肘板趾端（图 2、图3中圆圈位置）存在严重的应力集中，其值达到1080N/mm2。

经分析后采用弱化原结构和加强原结构两种方案，有效改善了该节点的应力分布，详细计算结果对比见表2，修改后的节点形式见图4和图5。

图 3 细网格模型

表2 细化网格应力结果

图4 减小肋板扶强材及过渡肘板节点型式

图5 加强肋板扶强材及过渡肘板节点型式

经过比较分析，该区域产生高应力的主要原因在于：槽型横舱壁底凳和局部双层底纵桁的刚度极大，造成连接处的肘板刚度也很大，致使肘板与外底纵骨相交处的应力得不到充分释放。为了使应力集中得到更好的释放，采用两种不同的方案对该节点进行优化。其一，“弱化”此处肘板结构，适当减小过渡肘板的刚度，以此加速应力释放，并提高过渡区域的强度，即：取消肋板扶强材及肘板面板，将普通钢提高为AH36钢，见图4；其二，“加强”连接处的肋板扶强材、纵骨及过渡肘板成为一体式，并延长过渡区域、加大肘板纵向跨距，见图5。经过计算，两种方案均较好地满足衡准要求。

B型VLOC位于横舱壁处的双层底局部短纵桁向前/后仅延伸半档强框架间距(约 3m)，与内底/外底纵骨的连接过渡区域仅设置过渡肘板，肘板大小为700mm×700mm×12mm/120mm×11mm AH36，圆弧半径800mm，局部短纵桁靠近过渡肘板处设有800mm×600mm开孔，节点形式见图6，细化网格模型见图7。

图6 原结构节点形式

图7 细网格模型

经细化网格分析后发现，在开孔圆弧区域（图7中圆圈位置）存在严重的应力集中，其值达到910N/mm2。

经分析，此处开孔圆弧部位呈高应力的主要原因为：该区域是大刚度主要构件与小刚度次要构件连接过渡区域，开孔后使得过渡区域面内刚度降低，装货工况下，内底板受货物压力向下变形而外底板受波浪压力向上变形，开孔区域面内变形过大，引起高应力集中。

采用软化原结构和加强原结构两种方案，试图改善开孔区域和肘板趾部的应力分布。但由于B型船的双层底局部短纵桁仅向前/后各延伸了3m纵向距离，主要构件向次要构件过渡区域仍处于横舱壁底凳剪应力衰减范围，数值计算显示采用软化原结构方案对改善肘板趾部的应力集中无效，而只能采取加强原结构的方案：将开孔向横舱壁方向平移500mm，增设环形面板并增加局部板厚，加强连接处的肋板扶强材、纵骨及过渡肘板成为一体式，以此延长过渡区域、加大肘板纵向跨距。经加强后计算结果满足衡准要求。详细计算结果见表 3，修改后的节点形式见图8。

表3 细化网格应力结果

图8 加强肋板扶强材及过渡肘板节点形式

2.2 槽型横舱壁底凳与纵舱壁相交处节点优化

矿砂船中货舱多采用槽型横舱壁，并设有底凳，边货舱采用平面横舱壁，边舱位于底凳与纵舱壁相交处设有延伸过渡结构，细化模型见图9和图10，结构形式见图11。

经计算，延伸过渡结构的平台上的R350mm圆弧处应力达到 450N/mm2，其值超出许用应力。经分析其原因为：平台以上的过渡结构为扶强材，平台以下的过渡结构为T型材剖面的大肘板，装货工况下，位于底凳顶板以上的纵舱壁受到货物压力向边舱变形，而平台及平台以下大肘板刚度较大，因此平台以上R350mm圆弧处承受挤压，变形过大。

图9 槽型舱壁底凳与纵舱壁相交处艉面结构

图10 槽型舱壁底凳与纵舱壁相交处艏面结构

图11 槽型舱壁底凳与纵舱壁相交处边舱内延伸过渡结构

针对R350mm圆弧处进行加强，将肘板臂长由900mm延长至1330mm，肘板半径由350mm增加到600mm，并且由原先的普通钢提高至AH36，加强后应力结果为405N/mm2，满足应力衡准。

2.3 平面横舱壁水平桁与强框架横撑连接处节点优化

矿砂船中边货舱水平桁与强框架横撑连接处结构形式见图12。

图12 水平桁与纵舱壁纵骨连接处结构形式

经计算，水平桁与强框架横撑连接处16mm×1280mm×1280mm/R1100mm 肘板自由边应力结果达到 403N/mm2，超出许用应力。因该肘板过渡的水平桁为AH36高强度钢，故采用等强度设计概念对肘板进行加强，而将此肘板也加强为高强度钢后，其结果满足应力衡准。

3 结 论

从上述分析可以看到，细化网格分析能够清晰反映结构在较小区域内的的应力梯度，为VLCO结构细节设计提供了有力且有效的技术手段。

针对上述三处VLCO典型节点的细化分析，可以得到以下结论：

(1)局部短纵桁宜向横舱壁前后各延伸一个强框架间距，局部短纵桁与内、外纵骨过渡区域的肘板宜与肋板扶强材和纵骨采用一体过渡方式，以使应力释放得更加充分。

(2)对于槽型横舱壁底凳与纵舱壁相交处边舱的延伸过渡结构宜加大刚度，及加大圆弧半径。(3)对于横舱壁水平桁与纵骨连接处的肘板，宜采用与相邻主要支撑构件等强度的设计概念，应适当提高钢级，采用高强度钢。