基于CSR-H规范的大型矿砂船艏货舱结构强度分析改进方法

杨奇，薛鸿祥，刘洋，蔡忠云，唐文勇

(1.上海交通大学 a.海洋工程国家重点实验室；b.高新船舶与深海开发装备协同创新中心，上海 200240；2.中国船级社规范与技术中心，上海 200135)

基于CSR-H规范的大型矿砂船艏货舱结构强度分析改进方法

杨奇1，薛鸿祥1，刘洋1，蔡忠云2，唐文勇1

(1.上海交通大学 a.海洋工程国家重点实验室；b.高新船舶与深海开发装备协同创新中心，上海 200240；2.中国船级社规范与技术中心，上海 200135)

基于CSR-H规范要求对大型矿砂船艏货舱结构进行有限元直接计算，实船分析发现，在某些压载工况条件下，按CSR-H要求进行剪力弯矩调整时，由于局部修正弯矩过大将造成船体艏部上甲板等结构局部大变形现象。结合大型矿砂船舱室布置、外载荷特点以及剪力弯矩调整计算原理，分析相关原因，提出改进方法，可有效避免矿砂船艏货舱强度分析中因局部结构大变形而造成计算结果失真的问题。

共同结构规范；大型矿砂船；艏货舱；结构强度分析；船体梁载荷

大型矿砂船(VLOC)是特殊的专用散装货船，在舱室布置与结构形式上与普通散货船有着较大的差异。目前对大型矿砂船的结构强度分析主要基于各船级社规范中的直接计算方法，通过建立有限元模型进行计算。罗秋明等[1]在综合散货船共同结构规范以往集装箱船、散货船等全船有限元分析经验的基础上，对超大型矿砂船的全船结构强度评估方法进行了探讨。左照海等[2]采用DNV规范对38.8万t大型矿砂船进行了船体结构强度直接计算。樊祥栋等[3]基于ABS规范对25万t大型矿砂船货舱段结构强度进行了有限元分析。

CSR-H规范于2015年7月1日正式生效[4]。在原CSR规范[5-6]的基础上，CSR-H规范对目标船的载荷、有限元分析、疲劳强度要求、屈曲强度要求、规范性要求等方面进行了协调[7]，并根据GBS要求补充了剩余强度、结构冗余度分析等内容，规范内容更加全面、更加强调计算分析的作用[8]。在进行直接强度分析时，CSR-H规范要求直接强度分析覆盖全船所有货舱，增加了对艏艉货舱的强度分析要求[9]。

本文参照CSR-H规范要求，对某大型矿砂船艏货舱的结构强度进行了分析，通过计算发现,在部分压载工况下存在艏部上甲板变形过大的失真现象。结合CSR-H规范的剪力弯矩调整方法，分析模型艏部变形过大问题产生的原因，并根据实船结构特点，提出改进分析方法。

1 基于CSR-H规范的艏货舱分析要求

1.1 模型范围及边界条件

CSR-H规范[10]要求货舱有限元模型纵向范围覆盖3个货舱长度。对艏货舱进行分析时，舱段模型包括第二货舱、艏货舱及艏尖舱。考虑到船体梁载荷调整时需在端部施加节点力，模型前端应延伸至船体最前端的加强肋或强框所在的横剖面。该加强肋或强框须保证由基线至强力甲板的连续，模型后端延伸至第二货舱后舱壁。艏货舱有限元模型的端部边界条件见表1。

表1 艏货舱模型端部边界条件

1.2 船体梁载荷调整方法

根据CSR-H规范要求，舱段模型局部加载后，需进行船体梁载荷调整，将目标位置的剪力弯矩调整至规定的目标值，船体梁载荷目标值通过考虑等效设计波的全船剪力弯矩规范公式计算得到。船体梁载荷调整按照纵向不平衡力调整、剪力调整、弯矩调整、转矩调整的顺序依次进行，流程见图1。

船体梁剪力调整是对舱段模型目标货舱前后横舱壁处的剪力进行修正，使其达到目标值，有方法1和方法2两种方法。方法1调整一个舱壁的剪力，通过在模型前后端部施加弯矩实现；方法2调整两个舱壁的剪力，除了在模型前后端部施加弯矩之外，还在每一个横框架处施加垂向载荷。

剪力调整方法1端部施加弯矩大小如下。

(1)

剪力调整方法2端部施加弯矩大小如下。

(2)

式中:MY_fore、MY_aft为剪力调整在舱段模型艏端部和艉端部施加的垂向弯矩；xfore、xaft为舱段模型艏端部和艉端部的x坐标值；Qtarg-fwd、Qtarg-aft为艏货舱前舱壁和后舱壁的剪力目标值；Qfwd、Qaft为由局部载荷引起的艏货舱前舱壁和后舱壁的剪力值。

船体梁弯矩调整包括垂向弯矩调整和水平弯矩调整，评估目标为艏货舱时，弯矩调整要求在舱段模型的所有横框架和横舱壁位置处施加弯矩，见图2。

以垂向弯矩调整为例，每个横框架处施加的垂向弯矩大小mvi计算依据如下。

(3)

式中:i为第i个横框架对应编号；nt为沿纵向的剖面总数；mvi为在横框架i处施加的垂向弯矩值；Mv-targ(i)为第i个横框架目标垂向弯矩；MV-FEM(i)为第i个横框架由局部载荷引起的垂向弯矩；Mlineload(i)为第i个横框架因剪力调整方法2施加的线载荷引起的垂向弯矩；MY_aft为剪力调整在舱段模型端部施加的垂向弯矩；xi为第i个横框架对应的x坐标值；xfore，xaft为舱段模型艏端部和艉端部的x坐标值。

2 实例分析

以某大型矿砂船为例，根据CSR-H规范要求对艏货舱进行直接强度分析，艏货舱舱段的有限元模型见图3。

选取装载模式为艏货舱压载，波浪载荷为表2所列的3种等效设计波工况。

表2 计算工况

局部载荷加载后，按照图1所示流程进行船体梁载荷调整。根据CSR-H规范要求，工况1、3由于前后舱壁处剪力值均超过目标值，需采用方法2调整；工况2仅后舱壁处剪力值超过目标值，可采用方法1调整。由式(1)和式(2)可求得3组工况下剪力调整在端部施加的弯矩，见表3。

剪力调整完毕后进行船体梁弯矩调整，由式(3)可求得3组工况下弯矩调整在各个横框架处施加的垂向弯矩。3组工况下因船体梁剪力和弯矩调整在模型艏端部施加的垂向弯矩值见表4。

表3 各工况剪力调整对比

表4 各工况剪力弯矩调整在艏端部 施加垂向弯矩值对比 N·mm

3组工况下，船体梁载荷调整后舱段模型船体梁的变形见图4。

由图4可见，工况1、3在经过船体梁载荷调整后，船体梁出现了与中垂工况不符的中拱变形响应，且艏部上甲板等结构出现变形过大现象；工况2船体梁载荷调整后舱段模型船体梁变形正常。

由式(1)～(2)及表3和表4可知，对工况1、3，艏货舱前后舱壁调整前的剪力值均超过了剪力目标值，且差异较大，导致使用方法2进行剪力调整时在模型端部施加的垂向弯矩过大；对于工况2，艏货舱前舱壁调整前剪力值小于目标值，仅需使用方法1对后舱壁处剪力进行调整，所施加的端部垂向弯矩较小。工况1、3在端部施加的垂向弯矩值较为接近，约为工况2的4～6倍，这是引起船体梁艏部变形过大的直接原因。因此，本实例中艏部变形过大问题本质上是艏货舱前舱壁处调整前剪力值与剪力目标值差异过大引起的。在艏货舱压载模式下舱段模型的受力见图5。

进行受力分析，可求得调整前的前舱壁处剪力Qfwd：

(4)

将式(4)化简为关于舱长l1的形式：

(5)

对Qfwd求导可得：

(6)

为适应所载货物的特点，大型矿砂船的压载舱舱容远大于常规的散货船，压载载荷较大。在本实例中，q2≈2q1，第二货舱舱长l1=55.6 m，艏货舱舱长l2=33.36 m。由式(6)可知，l1≥l2时，Qfwd(l1)≤0，即l1≥l2时剪力Qfwd随l1单调递减。l1与l2比值越大，艏货舱前舱壁处调整前剪力值Qfwd越小，与目标值差异越大，船体梁载荷调整施加的艏部垂向弯矩越大。

本实例中第二货舱舱长l1远大于艏货舱舱长l2，导致艏货舱前舱壁处剪力值远小于目标值，船体梁剪力调整在艏部施加弯矩过大，引起艏部上甲板变形过大等现象。在进行艏货舱结构强度分析时，需合理的选择舱段模型的货舱长度，以改善计算结果，避免变形过大问题。

3 艏货舱强度分析的改进方法

由于第二货舱与艏货舱舱长比悬殊，导致模型艏部施加弯矩过大，艏部出现变形失真现象。为解决该问题，考虑到第二货舱压载舱水密横舱壁处的横向刚度较大，本文在该舱壁处对矿砂船第二货舱进行截断处理，使各计算舱室舱长接近，改进前后的舱段模型舱长对比见图6与表5。

第二货舱参数改进前改进后舱室长度/m55.60 28.9舱室体积/m334985.0017798.0装载量/t50278.8425578.9

对改进后的舱段模型进行计算，由于剪力调整的目标值与舱段模型长度无关，改进前后保持不变。改进前后船体梁载荷调整前的剪力值对比见表6。

表6 改进前后各工况调整前剪力值对比 kN

由表6可知，改进后艏货舱前后舱壁处剪力均显著减小，低于目标值，根据规范要求，不需要进行额外的剪力调整。由式(1)～(3)可求得改进后3组工况下船体梁载荷调整在艏部施加的垂向弯矩，改进前后艏端部垂向弯矩值对比见表7。

表7 改进前后各工况艏部垂向弯矩值对比

由表7可知，对原舱段模型进行截断处理后，剪力分布更加均匀，前后舱壁剪力显著减小，因此船体梁载荷调整施加的艏部垂向弯矩显著减小。工况1、3改进前后的模型艏部变形对比见图7。

由图7可知，改进前艏部上甲板变形过大的工况1、3在改进处理后变形有明显改善，可有效避免因弯矩过大而产生的艏部局部变形失真问题。为研究模型改进对结构强度计算结果的影响，本文对3组工况改进前后的艏货舱区域应力分布进行了对比，见图8。

由图8可知，3组工况下改进前后模型艏货舱区域主要构件的应力水平基本一致。改进方案可有效克服工况1、3因剪力弯矩调整造成的艏部上甲板变形过大和局部区域应力集中的弊端，对改进前变形正常的工况2则基本没有影响。

4 结论

1)由于艏货舱与第二货舱舱长比悬殊，引起剪力分布不均，局部载荷加载后前舱壁处产生的剪力值与剪力目标值差异过大，按规范要求对船体梁剪力调整时，在艏端部施加的垂向弯矩过大，最终导致艏部上甲板变形失真。

2)在进行艏货舱直接强度分析时，建议合理选取舱段模型第二货舱的长度，以利有效地避免艏部变形过大问题，从而保证直接强度分析的准确性。

[1] 罗秋明,薛鸿祥,唐文勇.45万t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.

[2] 左照海.38.8万tVLOC船体结构强度直接计算研究[D].哈尔滨：哈尔滨工程大学,2010.

[3] 樊祥栋,陆红干.大型矿砂船货舱段结构强度的有限元分析[J].船舶设计通讯,2012(1):21-24.

[4] 李涛.关于协调共同结构规范(CSR-H)的简介[J].船舶标准化与质量,2015(1):46-47.

[5] IACS. Common structural rules for bulk carriers[S].IACS,2006.

[6] IACS. Common structural rules for double hull oil tankers[S]. IACS,2006.

[7] 陈晨,任慧龙,冯国庆,等.基于CSR-H与CSR-OT的油船屈服强度直接计算评估对比分析[J].船海工程,2013,42(6):12-16.

[8] 周广喜.CSR-H和CSR规范结构强度评估方法比较研究[D].哈尔滨：哈尔滨工程大学,2013.

[9] 严卫祥,夏利娟,王从晶.基于CSR的散货船最艏艉货舱结构强度分析[J].舰船科学技术,2014,36(6):48-53.

[10] IACS. Common structural rules for bulk carriers and oil tankers[S]. IACS,2014.

A Modified Method for Direct Strength Analysis of Foremost Cargo Hold of Very Large Ore Carrier Based on Harmonized Common Structure Rules

YANG Qi1, XUE Hong-xiang1, LIU Yang1, CAI Zhong-yun2, TANG Wen-yong1

(1 a.State Key Laboratory of Ocean Engineering; b.Collaborative Innovation Center for Advanced Ship and Deep-Sea Exploration, Shanghai 200240, China；2.Rules & Technology Center, China Classification Society, Shanghai 200135, China)

The direct strength analysis of VLCO foremost cargo hold was conducted according to CSR-H requirements. In some ballast conditions, local large deformation was found on bow upper deck and other bow structures, due to the vertical bending moment is too large in the CSR-H hull girder loads adjustment. Based on the cabin layout of VLOC, characteristics of external loads and principles of hull girder loads adjustment, the reason of the large deformation was analyzed. A modified method was proposed, which can effectively avoid distortions of the calculation results caused by local large deformation in the strength analysis.

CSR-H; very large ore carrier; foremost cargo hold; direct strength analysis; hull girder loads

10.3963/j.issn.1671-7953.2017.02.003

2016-08-19

上海市青年科技启明星计划(16QA1402300)

杨奇(1993—)，男，硕士生

U663.83；U661.43

A

1671-7953(2017)02-0012-05

修回日期：2016-09-08

研究方向:船舶结构强度