基于细化分析的客滚船典型节点优化设计

2023-01-02陈熠画吴兆年彭亚康李文华高明星

船海工程 2022年6期

陈熠画，吴兆年，彭亚康，李文华,高明星

(中国船舶及海洋工程设计研究院，上海 200011)

客滚船作为布置型船舶，滚装设备众多，结构设计必须服从布置需要和装载要求，全船存在大量结构硬点，如车辆舱内横梁及纵桁端部、中间管弄间断处、门窗开孔角隅、外板大开口处、甲板纵桁与舱壁相交处、各种十字交叉处等，所以其结构设计难度高、风险大。对于船体高应力区域构件的屈服强度评估，需要进行细网格有限元计算。对关键部位采用细网格建模，可以更好地反映应力集中处应力变化规律[1]，能够提高计算精度。子模型法从粗网格模型计算结果中获取边界条件与载荷输入[2]，一个子模型可包含多个细化点，计算效率高，广泛应用于应力集中区域的屈服强度评估与节点优化设计[3-6]。目前，国内外学者对客滚船高应力区域主要关注疲劳强度问题[7-9]，对客滚船细网格应力评估研究较少。考虑以某大型客滚船为研究对象，在全船有限元结构强度评估的基础上，根据计算结果与船舶结构特点筛选出应力集中区域和重点关注区域，建立子模型进行细网格计算分析。以中间管弄间断处、外板间断处、甲板纵桁与纵舱壁相交处为例，采用50 mm×50 mm网格尺寸进行节点细化，通过子模型法计算以校核关键位置的结构强度。对初始节点设计方案进行受力情况分析，比较增加板厚与优化节点设计两种改进方式对节点应力的改善，探讨合理的客滚船节点设计形式。

1 计算模型

1.1 粗网格模型

对某客滚船应用BV船级社软件VeristarHull进行模型前处理与全船有限元计算，用LR船级社软件ShipRight进行后处理。客滚船全船粗网格模型见图1。

图1 全船粗网格模型

1.2 子模型

在全船粗网格有限元模型计算的基础上，根据计算结果与船舶结构特点筛选出应力集中区域和重点关注区域，以50 mm×50 mm尺寸进行细网格建模，并向外平滑过渡。

1.2.1 载荷与工况

参考BV船级社要求[10]，目标船主要载荷分为船体梁总纵载荷、船体梁局部载荷和横向载荷三大类，见表1。

表1 客滚船载荷

1.2.2 边界条件

子模型法中关联子模型边界节点与全船模型对应节点，全船粗网格计算结果会以节点位移的形式传递给子模型，提供约束条件。子模型边界远离关注区域，子模型边界选取后需要进行试算验证。一子模型纵向范围为FR108～FR135，垂向范围为3甲板～7甲板，横向范围为左舷到右舷，选取图2子模型边界条件后，识别全船模型中对应子模型边界点的节点见图3所示。子模型与粗网格模型对应区域的应力值差距在1%以内，保证子模型边界选取的有效性。

图3 全船模型中对应子模型边界点

1.2.3 应力衡准

高应力区域通过50 mm×50 mm网格尺寸进行局部结构细化和分析，参考BV船级社[10]规范需满足以下两个衡准要求。

1)S×S(S为肋距)网格尺寸内细网格的平均应力需满足粗网格应力衡准。

σVM-AV≤σMASTER

(1)

2)50mm × 50mm细网格应力需满足衡准。

σVM≤a·σMASTER

(2)

式中：σVM为50 mm×50 mm网格尺寸内细网格的Von Mises应力；a为位置分项安全系数，a=1.6(远离焊接区域)，a=1.4(靠近焊接区域)。

目标船舶关注区域均使用AH36级高强度钢，故细网格应力衡准要求见表2。

表2 Von Mises应力衡准要求 MPa

2 典型节点分析

2.1 中间管弄间断处

客滚船为满足车辆转弯要求，存在中间管弄间断处(见图4)，此处结构不连续，又难以设置过渡结构，存在严重的角点应力集中问题。

图4 中间管弄间断处(平面图)

如图4所示，该节点横向、纵向、垂向结构不连续，受横向载荷作用影响很大，全船有限元计算中应力较大。

初始设计方案的板厚见图5，横舱壁板厚为18 mm,纵舱壁板厚为14 mm。在横向载荷工况下,间断的纵横舱壁同时挤压十字交叉点,此处发生严重变形,最大应力达到944 MPa，超过应力许用值127%，见图6。该角点位置应力变化梯度很大，存在严重的应力集中现象。

图5 初始方案板厚情况(单位：mm)

图6 初始方案应力分布(单位：MPa)

1)改进方案1。将横舱壁板厚局部嵌厚到42 mm, 纵舱壁板厚局部嵌厚到27 mm，如图7所示。横向载荷工况，纵横舱壁间断处十字交叉点最大应力降至714 MPa如图8所示，仍然超过应力许用值75%。在板厚增加133%的情况下，应力仅仅下降24%，表明此节点单纯通过增加板厚已无法解决高应力问题，需要改变结构形式。

图7 改进方案1板厚情况(单位：mm)

图8 改进方案1应力分布(单位：MPa)

通常情况下，类似结构间断点一般可以通过加设肘板，将高度集中的应力转移出去。然而，中间管弄间断处位于客滚船的车辆甲板，此处需要满足车辆通行与转弯要求，结构设计应服从布置要求。该节点不能够直接向外加设肘板，否则会影响车辆通行。

2)改进方案2。将舱壁局部内凹，做成软趾的形式，横舱壁板厚为20 mm,纵舱壁局部嵌厚至36 mm，见图9。在不影响车辆转弯的情况下，通过改变节点形式将节点软化，实现将高度集中的十字交叉处的应力转移至肘板圆弧处，成功将最大应力水平降至412 MPa，见图10。

图9 改进方案2板厚情况(单位：mm)

图10 改进方案2应力分布(单位：MPa)

此时最大应力位于肘板圆弧处，最大应力值较初始设计有56.4%的降低，能够满足衡准的要求，方案2较初始设计及方案1均有明显的改善。

2.2 外板大开口处

客滚船在舷侧放置救生艇等设备，导致外板出现大开口，见图11。外板大开口处开设了大型玻璃窗，进一步降低结构连续性，初始节点设计形式，见图12。此时玻璃窗距外板大开口处较近，在局部外板板厚为20 mm的情况下窗户圆弧处应力高达985 MPa，见图13,超过应力衡准112%。

图11 客滚船外板大开口处(侧视图)

图12 初始节点设计形式

图13 初始节点设计形式应力水平(单位：MPa)

改进方案1将窗口角隅嵌厚到36 mm，见图14，应力下降到695 MPa，见图15。应力水平仍然较大。在板厚增加80%的情况下，应力仅仅下降29%，在节点设计不变的情况下，单纯增加应力水平较高位置处的板厚收效并不显著，无法解决开孔角隅处应力集中的问题。

图14 改进方案1板厚(单位：mm)

图15 改进方案1应力水平(单位：MPa)

改进方案2将外板过渡区域加大，圆弧过渡半径从800 mm增加到3 500 mm,并布置加强筋，见图16。

图16 改进方案2节点设计形式

加强筋距板边较近,为了更好地模拟结构布置型式，局部采用25 mm×25 mm的精细网格,见图17，窗口角隅处最大应力较原始设计方案降低58.2%降至412 MPa(应力最大处4个单元应力平均值)。另外，此节点位于客滚船外表面，在做节点加强时应注意在保证结构屈服强度的同时兼顾艺术美感[11]。

图17 改进方案2应力水平(单位：MPa)

2.3 甲板纵桁与纵舱壁相交处

甲板纵桁与纵舱壁相交处存在“强”结构与“弱”结构的连接。该节点在纵桁端部有风管开孔，初始节点设计形式见图18。甲板纵桁端部的开口减小了纵桁的有效承载面积，使得该区域刚度更弱，而且开孔边缘通常存在应力集中问题。一般情况下，车辆甲板要求甲板横梁与纵桁端部不能开孔，但此处由于管系布置需要，纵桁端部开孔无法避免。初始设计方案中纵桁端部孔边缘最大应力达到701 MPa,纵桁与舱壁相交处最大应力为520 MPa,见图19。

图18 初始节点设计形式

图19 初始节点设计形式应力水平(单位：MPa)

改进方案1较初始设计，纵桁腹板板厚从20 mm嵌厚到36 mm，见图20，开孔处最大应力降至574 MPa，纵桁与舱壁相交处最大应力为527 MPa，见图21。板厚增加了80%，但最大应力仅下降18.1%。对于纵桁与舱壁十字相交处，板厚也从18 mm增加到28 mm，增加了55.6%的板厚，但节点应力基本没有变化。

图20 改进方案1板厚情况(单位：mm)

图21 改进方案1应力分布情况(单位：MPa)

为改善纵桁端部开孔处应力集中问题，改进方案2将纵桁开孔处增设环形面板，并将纵桁与舱壁相交处嵌厚到36 mm，见图22。

图22 改进方案2结构形式

该方案下，纵桁端部开孔处最大应力为402 MPa,较初始方案降低42.7%，甲板纵桁与舱壁相交处最大应力降至393 MP，较初始方案降低24.4%，见图23。在甲板纵桁与纵舱壁相交处，嵌厚甲板纵桁端部时，要使相应嵌厚相连接的纵舱壁良好过渡以避免相交处的高应力。开孔增加环形面板后，孔边缘从远离焊接区域转变成靠近焊接区，应力衡准发生变化，从465 MPa降至407 MPa。