84 m超规范分节驳全船结构强度有限元分析

2015-02-25蒋汝斌,谷家扬,管义锋等

江苏船舶 2015年4期

蒋汝斌, 谷家扬, 管义锋, 朱玥

(江苏科技大学船舶与海洋工程学院，江苏镇江 212003)

摘要：84 m分节驳船为横骨架式结构，双舷侧宽度与双底高度均小于规范规定。由于结构的特殊性，船体强度很难采用常规规范中的舱段有限元模型或梁理论来进行校核，因而采用MSC.Patran/Nastran软件建立了84 m分节驳船有限元模型，基于坦谷波方法施加了舷外水压力，同时货物与波浪扭矩以等效分布载荷形式进行施加，计算得到全船在不同工况下的应力分布与相对变形，为船厂的后续设计与制造提供依据和指导。

关键词：分节驳；结构强度；有限元分析；设计规范

0引言

分节驳因其结构形式简单，施工方便，造价低廉，已成为内河航运的主要运输船舶之一。为提高运输效益，减小航运成本，船东通常根据货物运输要求，利用拖船或顶推船组成驳船船队。

本文研究的84 m分节驳，由于航道和自身设计的特殊性，其船体双舷侧宽度与双底高度为0.6 m，均小于规范规定，故采用全船有限元计算的方法，对其进行强度校核分析，为船厂的后续设计与制造提供依据和指导。

应用有限元法，可将船体结构离散为能精确模拟其承载和变形情况的有限个单元，准确预报结构对载荷的响应，是目前船体结构强度分析中误差最小、最完善的方法[1—2]。

1有限元建模与工况加载

1.1　实船资料

84 m分节驳为钢质全焊接结构、双层底、双舷侧的大开口船，共设有145个肋位，8道横舱壁。平行中体货舱区肋距600 mm，首尾肋距500 mm。典型横剖面如图1所示。船舶主要参数如下：

总长

84 m

水线长

83.94 m

图1　典型横剖面图

垂线间长

83.94 m

型宽

11.40 m

型深

3.68 m

设计吃水

2.77 m

航区

B级

1.2　全船有限元模型的建立

全船有限元模型必须囊括整个船体结构。为提高效率，建模时采用子结构技术[3—4]，将船体分为艏部、平行中体、艉部等子舱段，并进一步细分，将船体主要构件按结构形式，分成甲板结构、舷侧结构、双层底等子结构，这样建模有利于后续空船重量重心调整。

根据文献[5]、文献[6]，本船有限元网格划分的大小以肋距为基准，甲板、船体外板、首尾船底纵桁腹板等用二维3、4节点壳单元模拟，采用2节点梁单元模拟纵骨、纵桁面板等小尺寸构件。本模型单元数为144 846个。图2为有限元模型示意图，图3为艉部结构有限元模型示意图。

普通船用钢材料特性：泊松比0.3，弹性模量E=2.06×105MPa，屈服强度235 MPa。

1.3　边界条件

参考《钢质内河船舶建造规范》(2014)，首端节点1施加三向线位移约束：即u1x=u1y=u1z=0；尾封板节点2约束Z方向线位移，即u2z=0；尾封板节点3约束Y向与Z向线位移，即u3y=u3z=0。边界条件示意图如图4。

图2　全船有限元模型

图3　艉部结构有限元模型(隐去甲板)

图4　边界条件示意图

1.4　计算工况选取

本船稳性计算书给出了4种工况，本文选取其中2种典型危险工况进行有限元分析，详见表1。

表1　计算工况

1.5　载荷施加及计算过程

船舶满载出港时货物重量为2 200 t，重心高度为2.62 m。货物对内底、内舷以及货舱两端横舱壁的压力以面压(Pressure)的形式施加。同时，在有限元中调整材料的密度属性，减小有限元模型与实船的重量、重心位置差异，使有限元模型的重量、重心位置与稳性计算书给出的相近[4]。

舷外水压力根据计算工况船舶处于平衡状态时的设计波，按压力分布施加到模型的湿表面各单元上，满载工况时取中垂波面，空载工况时取中拱波面。设计波等效为坦谷波，波长等于垂线间长，波高he等于式(1)计算所得之值[5]：

he=αw(29 593-120.89L+0.223 21L2)×10-4

(1)

式中：L为垂线间长，L=83.94 m；αw为航区波高修正系数，B级航区αw=0.6。

经计算，he=1.26 m。

按坦谷波理论修正船舶浮态确定船舶在波浪上的平衡位置时，坦谷波波面到波轴线的垂向坐标y按式(2)计算为：

(2)

波浪扭矩与货物扭矩按照文献[5]以垂向等效分布载荷的形式反对称施加在尾垂线与首垂线间沿两舷的强力甲板边线上，且保持波浪扭矩和货物扭矩的方向一致。

波浪扭矩等效分布载荷pt(x)按式(3)计算：

(3)

式中：pt(x)为波浪扭矩等效分布载荷，kN/m；b(x)为单位分布扭矩的等效力偶臂，取两对称计算点间的距离，b(x)=11.4 m；mT(x)为波浪扭矩的分布扭矩，kN·m/m，按式(4)计算：

(4)

其中：MT(x)为波浪扭矩沿船长的分布，kN·m，按式(5)计算：

(5)

其中：αt为航区修正系数，B级αt=374L-1.482；Kt为系数，Kt=(2 394.6-18.46L+0.046 7L2)×10-5；ZS为船中大开口剖面的扭转中心至船底基线的距离，ZS=1.54 m；D为型深，D=3.68 m。

货物扭矩等效分布载荷ptc(x)按式(6)计算：

(6)

式中：ptc(x)为货物扭矩等效分布载荷，kN/m；mtc(x)为货物扭矩的分布扭矩，kN·m/m，按式(7)计算：

(7)

其中：Mtc(x)为货物扭矩沿船长的分布，kN·m ，按式(8)计算：

(8)

其中：MTCO为船中处的最大货物扭矩，kN·m，按式(9)计算：

装载散货时：MTCO=0.245Gb

(9)

其中：G为装载货物总量，G=2 200 t；b为货舱宽度，b=10.1 m。

2结果分析

通过MSC.Nastran 计算施载模型，将84 m分节驳主要构件在2个工况下的应力进行整理汇总，见表2。

满载、空载工况下船体相对应力云图分布分别如图5、图6所示，满载、空载工况下船体相对变形云图分别如图7、图8所示。

表2　船体主要结构构件最大应力汇总

计算分析表明：

(1) 结合表2与图5分析，满载工况时，由于货物扭矩与波浪扭矩的双重作用，货舱两端主甲板与内舷侧板交汇处出现小范围高应力集中；同时，由于该工况下船舶处于中垂状态且发生扭转(如图7所示)，因此舱口围板应力也相对较大，船体应力分布总体呈“中间大两头小”的趋势，这与船舶实际航行状态相符合。

(2) 从图6可以看到空载工况时，整体应力分布较为均匀且较小，但由于扭转的作用，导致一舷应力相对较大，此时船体结构变形以扭转为主(如图8所示)。高应力主要出现在艏封板中心向后区域，尤以船底最为明显，其他船体结构强度有冗余，这是以往通过舱段有限元很难发现的，可作为后续调整加强艏部结构的依据。

图5　满载工况下船体相对应力云图分布

图6　空载工况下船体相对应力云图分布

图7　满载工况下船体相对变形云图

图8　空载工况下船体相对变形云图

(3) 2种典型危险工况下，除主甲板与内舷侧板高应力集中区域外，船体主要

构件应力较小且传递平缓，无明显应力突变区域，实肋板等开口处无应力集中现象，两工况下强肋位最大相当应力约40 MPa。

(4) 分析图7与图8可得，由于本船采用横骨架式，无纵骨对船体总纵强度进行支撑，且实肋板高度受限于双层底高度，600 mm的双舷侧宽度限制了横向构件的大小，故在扭转应力与纵向应力的作用下，满载工况时船体结构变形较同类型纵骨架式船舶明显，舱口围板最大变形位移达到156 mm；空载出港时最大变形区域出现在Fr129横舱壁(即货舱首端)与舱口围板顶缘交汇区域，变形位移为29.4 mm。

3结论

(1)2种工况计算结果表明，由于本船为非自航驳船，尾部无主机及配套构件，因此首尾重量差异较小。通过调整材料密度属性的方式来调整空船重量重心分布，并基于坦谷波修正船舶浮态施加舷外水压力，同时以等效分布载荷的形式施加波浪扭矩与货物扭矩进行有限元模拟分析具有较高的可靠性。

(2)本次模拟真实预报了各工况下船体的相对变形，获得了船体外板、甲板、舱口围板等主要构件的最大相当应力与纵向应力，并发现船舶在满载工况时，其货舱两端主甲板与内舷侧板交汇区域会出现小范围高应力集中，因此该区域板厚可做适当加强；同时舱口围板的应力与变形也相对较大，可适当增加板厚。

(3)本文提供了针对内河超规范驳船有限元建模和加载的基本步骤，对同类型船舶的全船结构强度分析起到借鉴作用。

参考文献：

[1]詹志鹄, 顾晔昕. 船体结构直接计算所需的设计波[J]. 船海工程, 2002, 31(3)：14-16.

[2]李琼玥. 基于非线性设计波法的舰船结构强度评估[D]. 哈尔滨：哈尔滨工程大学, 2013.

[3]张延昌, 罗广恩, 王自力，等.大型滚装船弯扭强度整船有限元分析[J].舰船科学技术, 2005, 27(6): 39-43.

[4]罗秋明, 薛鸿祥, 唐文勇. 45万吨级超大型矿砂船全船结构有限元分析[J].船舶工程, 2010,32(2)：8-12.

[5]中国船级社. 钢质内河船舶建造规范[M]. 北京:人民交通出版社, 2014.

[6]卞璇屹, 陈家旺, 李永正. 14 000 t甲板驳船船体结构局部强度校核[J]. 江苏船舶, 2012,29(2)：12-15，30.

中图分类号：U661.43