HCSR疲劳评估中舱壁位移引起的纵骨端部附加应力研究
2014-06-27，，，，
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(1．哈尔滨工程大学 船舶与海洋工程力学研究所，哈尔滨 150001；2．中国船级社，北京 100007)
为了实现船舶建造和航行安全以及环保的整体目标，国际海事组织(IMO)决定制定目标型标准(GBS)作为重要的战略项目。所谓“IMO GBS要求”，其核心内容就是对船舶生命周期中如设计寿命、环境条件和结构强度等15个功能的功能要求，以及如何围绕着15个功能要求对规范进行审核的符合验证，所以国际船级社协会(IACS)决定在CSR的基础上研发协调共同结构规范(HCSR)[1]，疲劳评估方法是两本规范差异性较明显的一部分。
在HCSR规范[2]疲劳评估计算纵骨疲劳寿命(规范计算)中，共考虑了船体梁应力、纵骨局部应力和舱壁相对位移引起的附加应力3种应力成分。而舱壁相对位移引起的附加应力，油船采用系数法和理论公式方法，散货船采用理论公式方法求得。然而系数法和公式法计算舱壁相对位移引起的应力都存在一定的不确定性，对其合理性验证鲜有相关文献研究。为此，通过理论推导和实船计算，对HCSR规范疲劳简化算法评估中舱壁位移引起纵骨端部附加应力(公式法和系数法)进行研究。
1 HCSR规范附加应力计算方法
舱壁相对位移引起的附加应力是计算疲劳热点应力的3种成分之一，其疲劳热点应力范围计算公式如下。
ΔσHS=|ΔσGD+ΔσLD+ΔσdD|
(1)
式中：ΔσHS——疲劳热点应力范围;
ΔσGD——船体梁应力范围;
ΔσLD——局部应力范围;
ΔσdD——舱壁位移引起纵骨端部附加应力范围。
由此可见，舱壁相对位移引起的附加应力计算的准确性，对疲劳评估的结果有很大的影响。
1.1 附加应力公式法计算流程
舱壁位移引起纵骨端部附加应力的理论公式法适用于散货船和油船，其纵骨端部穿越横舱壁见图1。
图1 与舱壁连接的纵骨示意
舱壁位移引起纵骨端部附加应力σdD为
σdD=Kb(σdF+σdA)
(2)
式中：Kb——侧向载荷下的应力集中系数;
σdF——在l2范围内由δ2产生的应力;
σdA——在l1范围内由δ1产生的应力。
(3)
(4)
相关参数见图2。
图2 双纵舱壁油船满载时Kd系数分布
根据HCSR，取C1=3.9,C2=1.15,C3=0.9。
1.2 附加应力系数法计算流程
舱壁位移引起纵骨端部附加应力的系数法只适用于油船，计算公式如下。
σdD=(Kd-1)·|σLD|
(5)
式中：σLD——局部动载荷引起的应力。
2 附加应力研究方法简述
2.1 公式法
1)根据梁理论模型推导得到公式法理论计算式(3)、(4)。
2)取3型目标船(1型散货船和2型油船)为样本，通过实船有限元验证公式法的合理性。为了避免总纵弯曲导致的纵向骨材两端附加应力等因素的影响，只考虑舱壁位移单一因素造成的纵骨端部的附加应力，采用在穿越舱壁的纵骨两端施加强迫位移δ1,δ2，如图1所示，然后计算3舱段模型，提取骨材两端的弯曲应力，并按规范计入带板有效宽度，计算骨材惯性矩及剖面惯性矩等骨材参数，带入式(2)反推得C1,C2,C3见式(6)、(7)、(8)。
(6)
(7)
(8)
毎施加一组δ1,δ2，得到一组C1,C2,C3，每一组值因船体的结构、骨材部位不同而不尽相同，最后将多组数据统计后，得出结论。
2.2 系数法
规范规定的Kd系数见表1。
表1 Kd系数值
1)取目标船2为样本，计算表1指定部位骨材波浪动压力Pw，液货舱动压力Pid，干散货舱动压力Pbd，得到骨材的局部动压力σLD。
(9)
2)通过提取有限元模型骨材两端的位移，带入式(3)、(4)得到附加应力σdD。
3)利用式(5)得到相应的系数值，并将多组系数值进行回归，得到规范值。
3 HCSR公式法中计算公式的推导过程
设两端的刚度系数为α1，梁1的位移方程为
(10)
v(0)=v1=δ1，v′(0)=θ1=α1M1，v(l)=0
(11)
可得
(12)
对于梁2，同理可得
(13)
联立式(12)和式(15)，可得
(14)
其中:
(15)
若两端为刚固，则
(16)
若两端为简支，则
(17)
对于梁1，任意位置的弯矩为
(18)
对于梁2，任意位置的弯矩为
(19)
(20)
由此，对应于规范的变量，可得在l1范围内由δ1产生的应力为
(21)
在lA范围内由δF产生的应力为
(22)
同理可得在lF范围内由δF产生的应力。
4 实船计算比较分析
4.1 目标船信息统计
目标船信息统计见表2。
表2 目标船信息统计
根据HCSR规范建模原则和相关文献[3-5]，建立相应的三舱段有限元模型见图3。
图3 有限元模型
4.2 公式法实船计算结果
有限元方法推导C1,C2,C3系数所选纵骨位置见图4。
限于篇幅的原因，仅详细列出目标船1前舱壁处得C1,C2,C3计算中间数据，见表3，统计结果见表4。
得到的散货船C1,C2,C3系数中，对于散货船C1较规范值小，C3接近规范值。但油船得到的数据与规范值相差较多。
4.3 系数法实船计算结果
取图2所示的纵骨的位置进行Kd系数的回归，分别从中提取7根船底纵骨(编号分别为1～7)，4根舷侧纵骨(编号分别为8～11和舷底、舷中、舷顶3根纵骨)，分别都为7根纵骨，分别得到规范值和计算值，见图5～8。
图4 纵骨位置示意
表3 目标船1前舱壁处结果统计
骨材弯曲应力/MPaσ0σ1σ2惯性矩/mm4I1I2相对位移/mmδ1δ2系数值C1C2C3187.60-21.23-75.342.97×1082.97×1080.695.692.941.161.16290.95-23.63-82.532.97×1082.97×1080.845.842.921.151.26388.85-53.63-26.202.97×1082.97×1084.261.263.441.170.984108.99-102.76-29.852.97×1082.97×1085.890.893.451.161.565105.23-69.27-22.032.97×1082.97×1085.690.693.541.151.016106.10-73.75-22.952.97×1082.97×1085.780.783.461.141.097112.05-75.77-26.302.97×1082.97×1085.990.993.431.151.06897.34-65.04-19.982.97×1082.97×1085.420.423.571.170.969109.46-72.95-18.332.97×1082.97×1085.740.743.621.091.1710112.78-75.07-19.582.97×1082.97×1085.860.863.591.091.191196.79-64.96-23.272.97×1082.97×1085.400.403.571.210.8912103.76-69.85-13.462.97×1082.97×1085.550.553.641.071.2113109.92-68.51-25.642.97×1082.97×1085.940.943.421.160.92期望值〛3.361.141.06
表4 统计结果
图5 均匀满载舷侧纵骨Kd系数随高度变化
图6 正常满载舷侧纵骨Kd系数随高度变化
由以上曲线可以看出，规范值与计算值的变化趋势基本一致。
图7 均匀满载船底纵骨Kd系数随高度变化
图8 正常满载船底纵骨Kd系数随高度变化
5 结论
1)通过理论推导和实船计算，HCSR规范公式法计算纵骨引起的附加应力，计算公式正确，适合于散货船，并且越靠近中纵剖面的纵骨，其附加应力越接近规范值。
2)通过实船计算，HCSR规范公式法计算纵骨引起的附加应力不适合油船。
3)HCSR规范系数法(油船)计算纵骨引起的附加应力比较理想，并且随高度、宽度的变化趋势与规范值基本一致。
[1] 王 刚，张道坤.IMO GBS要求下的油船散货船共同结构规范[C]∥纪念徐秉汉院士船舶和海洋构造力学学术会议论文集，北京：中国造船工程学会，2011：430-436.
[2] IACS.Common structural rules for bulk carriers and oil tankers[S].International Association of Classification Society,2012.
[3] 周广喜.HCSR和CSR结构强度评估方法比较研究[D].哈尔滨：哈尔滨工程大学，2012.
[4] 孙 昊.散货船结构疲劳评估的设计波法[D].哈尔滨：哈尔滨工程大学，2010.
