双层底肋板贯穿孔孔边应力数值仿真分析

丁运来，王 为，柯 力

（1. 中船澄西船舶修造有限公司，江苏 江阴 214433；

2. 江南造船（集团）有限责任公司，上海 201913；

3. 江苏科技大学 船舶与海洋工程学院，江苏 镇江 212003）

0 引 言

船舶在风浪中航行过程中，船体结构受总纵弯曲与舱外水压、货物载荷等组合载荷的长期作用，局部结构经常会发生疲劳破坏。日本船级社[1]对第二代超大型油船（Very Large Crude Carrier, VLCC）的破损情况进行统计，结果表明，大部分船舶的纵骨与强框架或横舱壁连接处的疲劳损伤情况较为突出，约占统计的全部损伤的70%。对于中大型船舶而言，其双层底结构除了满足规范要求的许用应力[2]，还需考虑装载情况和吃水深浅的不断变化会造成船舶内外底之间存在交变的压缩载荷，使得内外底之间桁材开孔处出现应力集中现象，导致疲劳破坏[3]。因此，对船舶双层底结构骨材贯穿孔区域开展疲劳评估工作具有重要意义。

通常采用S-N曲线法[4-6]研究船舶结构疲劳强度问题，根据试验数据求出适用于结构类型的S-N曲线，结合P-M公式得到结构的疲劳寿命。LOTSBERG等[7]基于该方法，针对浮式生产储油卸油装置（Floating Production Storage and Offloading, FPSO）舷侧区域骨材开孔的疲劳问题开展全尺寸模型试验研究，给出S-N疲劳强度设计曲线。随着计算机技术的飞速发展，有限元数值仿真方法已成为研究船体结构疲劳问题的重要方法之一。万正权等[8]以船体舱壁板上纵骨开孔为研究对象，利用有限元软件 ANSYS开展骨材贯穿孔孔边应力集中问题分析，给出典型骨材贯穿孔的应力集中系数表。

本文以典型船体双层底局部结构为研究对象，基于大型有限元分析程序ABAQUS，分析弯曲、压缩载荷作用下骨材开孔板孔边应力分布情况；在此基础上，讨论不同的补强形式对孔边应力分布的影响，为后续新式孔型的设计及孔边加强方案的制订提供参考。

1 有限元模型

1.1 双层底局部结构及补强方案

选取船舶典型双层底局部结构模型（见图1），该模型由上下底板、带有开孔的肋板和贯穿骨材组成，肋板上下各有3个贯穿孔。根据不同的加强方案，设置4组计算模型，分别编号为CP0-FB0、CP1-FB0、CP0-FB1和CP1-FB1，其中，CP0代表无补板，CP1代表有补板，FB0代表无扶强材，FB1代表有扶强材，具体尺寸见表1。

图1 双层底局部结构模型（CP1-FB1）

1.2 载荷施加方案

以船体主要构件（肋板）在船舶实际航行过程中的受力情况为基础，结合现有的试验设备，针对骨材开槽孔模型开展试验设计（见图2），设计弯曲、压缩2种加载方案。方案一通过三点弯的加载方式模拟船舶双层底结构由于横向弯曲变形而引起的弯曲载荷作用，即在双层底局部模型开孔A1和A3对应加筋根部沿加筋布置方向约束y方向、z方向的平动和x方向的转动自由度，沿开孔B2对应加筋根部方向施加均布线载荷，载荷大小为4t；方案二对下底板施加刚性固定约束，对上面板施加40t的均布面载荷，模拟双层底结构在水压与舱内载荷共同作用下受到的压缩载荷作用。

图2 载荷施加方案及开孔编号

按照双层底局部结构尺寸及2种载荷方案分别建立有限元模型（见图3，以方案一为例）。模型试件材料为船用低碳钢，弹性模量E= 2 .06× 1 011Pa ，泊松比v=0.3，质量密度ρ= 7 850 kg/m3。采用4节点缩减积分板壳单元（S4R）建立模型，整体网格尺寸为20mm×20mm，对模型孔边网格进行细化处理，孔边网格尺寸为5mm×5mm。

1.3 测点布置

通过在孔边布置应变片，获得试验过程中孔边应力的分布情况。以前期仿真计算结果为基础确定布片方案（见图4）。各试件应变片均主要布置于A1和B2处，各测点均布置三向应变花。在有补板的情况下孔边布置9个应变花，其中：A～H分别表示开孔-90°、-45°、0°、45°、90°、135°和180°；I点位于补板与孔边交点位置处（无补板时不布片）。考虑扶强材开孔处也存在孔边应力，布置编号为K的应变花于其半圆部分的90°位置处（见图4d)）。

图3 有限元模型

图4 布片方案

2 结果分析

2.1 载荷形式对孔边应力的影响

图5给出4组模型在弯曲、压缩载荷作用下的A1孔处的孔边应力分布云图。由图5可知，骨材开孔孔边存在明显的应力集中现象。在弯曲载荷下，无补板时（CP0），孔边最大应力区域较为集中，位于 0°附近，最大应力为87.7MPa；增设补板后（以CP1-FB0-W为例），孔边应力集中现象得到很好的改善，但在补板与肋板连接处出现新的局部高应力点，最大应力为60.8MPa。在压缩载荷下，无补板时孔边应力集中现象与弯曲载荷作用情况类似，高应力区域集中在0°附近，最大应力为205.8MPa；但在有补板情况下，肋板开孔孔边应力并没有得到很好的改善，且由于补板的存在，在补板与肋板连接处出现新的应力集中区域（以CP1-FB0-Y为例），最大应力为215.6MPa。综上所述，在弯曲、压缩2种载荷作用下，骨材开孔孔边高应力区域的分布在无补强结构时具有一定的相似性，而增设补强结构会使2种载荷结构下的孔边应力分布出现差异。因此，需进一步对不同补强形式下孔边应力分布情况进行分析。

图5 各试件孔边应力分布云图

2.2 补强形式对孔边应力的影响

以双层底局部结构A1孔为例，给出不同补强结构下骨材开孔孔边应力的分布情况（见图6）。从图6中可看出，不同补强形式对弯曲、压缩2种载荷作用下的骨材孔边应力集中情况的缓解效果有一定差异。在弯曲载荷作用下，增设补板、扶强材均可有效缓解骨材开孔0°附近的应力集中现象，最大应力分别降低至41.8MPa和55.0MPa（无补板和扶强材时孔边最大应力为94.3MPa），但补板的布置会导致孔边出现新的高应力区域，如在CP1-FB0-W试件处，增设补板会提高开孔190°附近的应力水平，最大应力由2.1MPa提高到50.8MPa；与之相比，在压缩载荷作用下，增设补板对缓解骨材开孔孔边应力集中没有明显帮助，且增设补板同样会造成新的应力集中现象，如在CP1-FB0-W试件处增设补板会提高开孔165°附近的应力水平，最大应力由95.3MPa提高到164.1MPa。

图6 不同补强形式下骨材开孔孔边应力分布情况

总而言之，骨材开孔孔边应力集中情况与载荷形式有一定的相关性，且不同的补强形式在不同载荷作用下会影响骨材开孔孔边应力的分布。鉴于此，考虑船体结构主要受力形式，以此为依据增设不同的补强结构可较为合理地缓解船体结构上骨材开孔孔边应力集中的现象。

表2为各开孔孔边应力集中系数。由表2可知：增设补强结构可减少骨材开孔孔边应力集中情况的发生，且在弯曲载荷作用下增设补强结构的作用十分明显，应力集中系数大幅降低；在压缩载荷作用下，补强结构的布置也能降低开孔孔边应力集中系数，但下降幅度较为平缓，效果不明显，这与图6中得到的分析结果一致。

表2 各开孔孔边应力集中系数

3 结 语

本文以船体双层底局部结构为研究对象，采用数值仿真方法分析其在弯曲、压缩载荷作用下骨材贯穿孔孔边应力的分布情况，对比讨论载荷形式和不同补强形式对孔边应力分布的影响，得到以下结论：

1) 双层底结构在弯曲、压缩载荷作用下，其内外底间肋板开孔孔边会出现应力集中现象，在无补强结构时，2种载荷作用下产生的高应力区域分布位置较为一致。

2) 在弯曲载荷作用下，通过增设补板与扶强材可有效缓解开孔孔边的应力集中情况；而在压缩载荷作用下，补板和扶强材的布置对缓解开孔孔边应力集中情况的作用不明显。

3) 在2种载荷作用下增设补板都会使补板与肋板连接处出现新的应力集中区域。

【 参 考 文 献 】

[1] NK. Casualty review-comparative damage review of 2nd generation VLCCs[R]. 1998.

[2] 王中华. 近海供应船双层底开孔结构强度分析[J]. 船舶与海洋工程，2016, 32 (2): 16-20.

[3] 郭爱宾，邵文蛟. 船舶结构疲劳强度分析中的几个问题[J]. 中国造船，2000, 41 (1): 52-59.

[4] 王建辉，胡安康，杨凡，等. 基于谱分析法的大型集装箱船疲劳强度评估[J]. 舰船科学技术，2017, 39 (13): 60-64.

[5] 刘玉超，任慧龙，孙枭雄，等. 复杂舱室船舶节点结构疲劳强度评估方法研究[J]. 船舶力学，2017 (s1): 422-434.

[6] 罗盼，黄小平，孔小兵. 大型集装箱船甲板纵骨节点疲劳寿命预报方法[J]. 船舶与海洋工程，2016, 32 (6): 1-10.

[7] LOTSBERG I, LANDET E. Fatigue capacity of side s in floating structures[J]. Marine Structures, 2005, 18: 25-42.

[8] 万正权，徐秉汉. 纵骨穿过舱壁板的开孔应力集中系数[J]. 船舶力学，2002 (3): 28-36.