散貨船底部縱骨防傾肘板節(jié)點疲勞優(yōu)化研究

(必維船級社(中國)有限公司 上海 200011)

對于散貨船來說，縱骨的疲勞問題主要發(fā)生在外底以及舷側(cè)。具體的連接形式可以分為兩大類：縱骨在肋板加強(qiáng)筋處的連接節(jié)點以及縱骨在強(qiáng)框防傾肘板連接處的節(jié)點。目前基于CSR(BC)規(guī)范，現(xiàn)有關(guān)于散貨船底部縱骨疲勞問題的研究大部分主要針對的都是縱骨與肋板加強(qiáng)筋連接節(jié)點類型的疲勞問題，而對于縱骨與防傾肘板連接節(jié)點類型的疲勞研究十分缺乏。有報告表明：目前的大型、尤其是超大型散貨船縱骨的疲勞問題往往發(fā)生在底邊水艙的舷側(cè)或者外底縱骨上[1]，而這些位置正是經(jīng)常采用防傾肘板連接的位置，基于此，本文試圖在滿足CSR疲勞壽命要求的前提下，測試不同節(jié)點的抗疲勞性能，以求得有效可行的優(yōu)化方法。

1 研究對象的描述

圖1(a)為傳統(tǒng)典型的縱骨在強(qiáng)框防傾肘板連接處的節(jié)點，背部帶有小肘板，在防傾肘板根部開有R35 mm×70 mm的切口。這種節(jié)點的疲勞壽命較好，基本可以滿足CSR(BC)的疲勞壽命要求，缺點在于必須增加背部肘板，這無疑將要求船廠投入更多的人工與鋼料。與圖1a)相比，圖1b)除去了背部肘板，其疲勞熱點將轉(zhuǎn)移到圖中所示的a點處。由于該處應(yīng)力集中系數(shù)較大，會導(dǎo)致疲勞壽命下降。在CSR(BC)[2]中給出了這兩種節(jié)點在疲勞熱點處的應(yīng)力集中系數(shù)，見表1。

圖1 典型的防傾肘板節(jié)點

表1典型防傾肘板處得應(yīng)力集中系數(shù)

表1中Kgl為側(cè)向載荷作用下的幾何應(yīng)力集中系數(shù);Kgh為船體梁載荷作用下的幾何應(yīng)力集中系數(shù)。二者的Kgh完全相同，主要區(qū)別在于Kgl。而實際計算的結(jié)果表明這兩種節(jié)點主要的熱點都在表中的a點處，相比之下無背肘板情況下a點的應(yīng)力集中系數(shù)遠(yuǎn)高于有肘板的情況。更高的應(yīng)力集中系數(shù)意味著更低的疲勞壽命。圖2、3為某載重82 000 t散貨船底部縱骨在取消背部肘板前、后疲勞壽命的變化(簡化計算法結(jié)果)。

可見取消背部肘板后防傾肘板處節(jié)點的疲勞壽命是明顯下降的，CSR(BC)疲勞壽命的要求是25年，因此該結(jié)果就導(dǎo)致了原本符合規(guī)范要求的疲勞壽命變得無法滿足要求。所以要想既除去背部肘板，同時又滿足CSR規(guī)范要求，就必須對切口形式進(jìn)行優(yōu)化，減小應(yīng)力集中系數(shù)，從而提高疲勞壽命。

為此，以某載重82 000 t散貨船為對象進(jìn)行研究。具體位置為第三底邊艙艙中處編號分別為BL16和SL7縱骨，見圖3。

圖中：BL16為壓載艙外底縱骨;SL7為舷側(cè)縱骨，具體參數(shù)見表2。

圖2 去除背部肘板前后的疲勞壽命/年

圖3 縱骨與防傾肘板連接處示意

表2 骨材參數(shù) mm

2 疲勞計算原理及公式

目前無論在散貨船共同規(guī)范(CSR-BC)、油船共同規(guī)范(CSR-OT)還是在未來將實行的散貨船及油船共同規(guī)范(CSR-H)中疲勞計算的基本原理都是線性累積損傷度理論(Palmgren-Miner′s Rule)結(jié)合S-N曲線的選取。不同的是CSR(BC)中選用的S-N曲線為傳統(tǒng)B型，CSR(OT)為F、F2(簡化計算法)以及D曲線(直接計算法)， CSRH為D曲線。以CSR(BC)為準(zhǔn)，公式如下。

(1)

(2)

式中：ΔσE，j——缺口應(yīng)力范圍，

ΔσE,J=fcoatfmaterialfthickΔσeq,j

(3)

Δσeq,j=Kffmean,jΔσW,j

(4)

其中：ΔσW，j——熱點應(yīng)力范圍。

由CSR(BC)公式可以看出，熱點應(yīng)力的大小對于結(jié)構(gòu)的疲勞壽命影響巨大,如果通過節(jié)點結(jié)構(gòu)的優(yōu)化能有效地降低熱點應(yīng)力，就可以提高疲勞壽命。對于熱點應(yīng)力的取得， CSR 中主要推薦了簡化法、疊加法和直接計算法。相比之下簡化法更為簡便易行，是計算縱骨疲勞壽命的主要方法。因此本文重點討論簡化法并輔以直接計算法作為驗證。

在簡化計算法中，很重要的一點就是確定幾何應(yīng)力集中系數(shù)Kgl以及Kgh。由于Kgh的變化范圍很小，可以認(rèn)為其對于不同的切口保持不變。本文主要討論如何確定Kgl。

CSR(BC)規(guī)范目前只給出了傳統(tǒng)節(jié)點(如R35×70這種類型)的應(yīng)力集中系數(shù)(參見表1)。本文以此為基礎(chǔ)，通過應(yīng)力比較的方式來求取其余不同切口下的應(yīng)力集中系數(shù)。值得一提的是在CSRH目前的草案(CSR-H TC1 Nov. 2013)[3]中引入了軟踵(soft heel)概念，并給出了相應(yīng)的應(yīng)力集中系數(shù)。如表3中標(biāo)號4、18等項所示。

表3 CSRH中提供的部分幾何應(yīng)力集中系數(shù)

Ka-軸向載荷的幾何應(yīng)力集中系數(shù)，可以對應(yīng)于CSR(BC)的Kgh;Kb-側(cè)向壓力的幾何應(yīng)力集中系數(shù)，可以對應(yīng)于CSR(BC)的Kgl

相比CSR(BC)，這無疑是一種進(jìn)步。但是CSRH目前只是草案，并且由于時間限制，目前公布的系數(shù)尚不夠完善。由于CSRH的疲勞計算體系與CSR(BC)并不完全相同，因此，表3的系數(shù)僅供參考，并不能直接用于CSR(BC)規(guī)范的疲勞計算中。

3 備選方案及其性能驗證

目前流行的主要防傾肘板優(yōu)化切口見圖4。

圖4 防傾肘板優(yōu)化切口

其中，切口a)形式最為簡單，僅僅是加大切口半徑，改為半徑75 mm的扇形孔。切口b)、c)、d)都是常見的軟踵形式，尤其是d)型雙曲率切口更是CSRH在草案中推薦的形式。切口e)長圓型切口兼具以上兩類切口的特點也是常見的優(yōu)化形式。這幾種切口都被認(rèn)為能夠有效提高疲勞壽命，但是由于在CSR(BC)規(guī)范提供的列表中并沒有給出這些切口相關(guān)的系數(shù)，因此很難通過簡化計算法直接得到相應(yīng)的疲勞壽命，自然也很難比較其優(yōu)劣。本文嘗試通過以下方法驗證其優(yōu)化疲勞壽命的性能。

3.1 熱點處應(yīng)力集中效應(yīng)的比較

從疲勞計算的原理來講，疲勞壽命的降低很大程度是由于應(yīng)力集中引起的。因此在相同載荷作用下，比較熱點處主應(yīng)力的大小無疑是判斷切口形式優(yōu)劣最直接的方法。

首先對典型R35 mm×70 mm切口建立有限元模型，模型范圍為4檔強(qiáng)框長度，球扁鋼采用不等邊T型材模擬(根據(jù)CSR-BC的等效公式推導(dǎo))，見圖5。

圖5 典型切口(R35 mm×70 mm)縱骨有限元模型

根據(jù)本模型得到熱點處的主應(yīng)力為BL16：208.67 MPa；SL7：241.24 MPa。然后根據(jù)切口形狀的不同，修改模型，并根據(jù)軟踵位置的不同調(diào)整熱點位置見圖6。

圖6 5種不同切口連接形式的縱骨防傾肘板有限元模型

查看不同模型下熱點的主應(yīng)力。

1)簡單放大扇形孔(R75 mm)的效果并不差，BL16降為167.88 MPa，SL7降為197.37 MPa，平均的降幅達(dá)到18%以上。

2)采用鑰匙孔和雙曲率孔等軟踵的效果相當(dāng)不明顯，與沒有優(yōu)化前相比應(yīng)力相差無幾。

3)“Ω”孔切口有一定效果，應(yīng)力下降的幅度在17%左右。

4)長圓孔的效果最好，其主應(yīng)力下降的幅度達(dá)到驚人的25%。

具體結(jié)果見表4。

這種現(xiàn)象形成的原因分析如下。

1)綜合觀察縱骨在切口附近的應(yīng)力，其來源主要是底邊艙強(qiáng)框所引起的縱骨端部應(yīng)力以及切口處由于幾何形狀突變帶來的應(yīng)力集中。細(xì)化模型的應(yīng)力分布見圖7，從中可以清楚地看到這一特點。考慮前者，切口應(yīng)當(dāng)盡量遠(yuǎn)離強(qiáng)框所在的位置；考慮后者，切口應(yīng)當(dāng)盡量軟化。

表4 熱點處主應(yīng)力的有限元計算結(jié)果

圖7 切口以及強(qiáng)框處縱骨面板的應(yīng)力分布

2)對于縱骨與防傾肘板的連接節(jié)點來說，由于防傾肘板的尺度通常遠(yuǎn)大于加強(qiáng)筋，導(dǎo)致強(qiáng)框處端部應(yīng)力所占的比例會較高。圖8為防傾肘板與加強(qiáng)筋變形的疊加比較。

圖8 防傾肘板與加強(qiáng)筋變形疊加比較

可以清楚地看出防傾肘板在相同的載荷下具有更大傾角變形，這意味著縱骨在強(qiáng)框處的端部應(yīng)力更高。所以對于防傾肘板切口來說盡量遠(yuǎn)離強(qiáng)框所在的位置比做軟踵更為重要。而目前CSRH推薦的軟踵節(jié)點，包括給出的系數(shù)實際都是基于在肋板加強(qiáng)筋模型上進(jìn)行分析所得到的經(jīng)驗，比如，表3中防傾肘板軟踵的系數(shù)與加強(qiáng)筋軟踵的系數(shù)完全一樣，這顯然不符合實際情況。

3)介于防傾肘板腹板的深度較大，完全可以滿足開較大的切口，為降低切口應(yīng)力提供了非常好的條件。例如R75 mm的切口或長圓孔這類切口，在肋板加強(qiáng)筋節(jié)點上是很難實現(xiàn)的。如果能恰當(dāng)?shù)剡x擇切口形式，提高防傾肘板節(jié)點提高疲勞壽命的余地要比加強(qiáng)筋節(jié)點大得多。

3.2 考慮板厚效應(yīng)以及對應(yīng)力集中系數(shù)的驗證

表1中，CSR(BC)規(guī)范給出了普通切口下防傾肘板節(jié)點的幾何應(yīng)力集中系數(shù)Kgl=1.35。為了驗證本文方法的有效性以及考慮面板厚度不同所帶來的影響，對R35 mm×70 mm切口的有限元模型進(jìn)行分析。

1)取BL16、SL7的原始面板厚度，以及t=21，13，10.5 mm 4種厚度的有限元模型分別計算熱點處的熱點應(yīng)力，計算時按照板厚的不同修改熱點處有限元單元的大小。

2)計算切口處的名義應(yīng)力σ。

(5)

式中:ks——考慮縱骨截面不對稱效應(yīng)的系數(shù)，具體公式參見CSR(BC)相關(guān)內(nèi)容；

P——載荷；

s——縱骨間距；

l——縱骨跨距；

w——縱骨模數(shù)(疲勞計算中帶板的取法與平時不同)；

xf——熱點至縱骨端部的最小距離。

3)將求得的熱點應(yīng)力與名義應(yīng)力相比較，取得各板厚下的幾何應(yīng)力集中系數(shù)，結(jié)果見表5。

表5 不同厚度下R35 mm×70 mm切口的應(yīng)力集中系數(shù)

結(jié)果顯示SL7的系數(shù)比BL16的系數(shù)整體略高，總的來說計算結(jié)果與CSR(BC)所給的系數(shù)非常吻合，這證明本文方法可信。由表5可知，隨著縱骨面板厚度的減少，應(yīng)力集中系數(shù)有增加的趨勢。這個結(jié)論與CSRH研究小組在TB report里反映出的現(xiàn)象一致[4]。

鑒于這種情況，將前述的各切口，在減小面板厚度后再次計算(模型單元尺寸也按t×t的標(biāo)準(zhǔn)相應(yīng)減小)，取減小的板厚為10.5 mm。結(jié)果見表6。

表6 防傾肘板節(jié)點在不同板厚下的應(yīng)力集中系數(shù)

由表6可見，所有的節(jié)點隨著板厚的減小應(yīng)力集中系數(shù)都有所增加，其中長圓孔增加最多。即便如此，長圓孔仍然是應(yīng)力集中系數(shù)最小的節(jié)點。其次，鑰匙孔和雙曲率孔在低板厚的情況下，應(yīng)力集中系數(shù)甚至超過了典型R35 mm×70 mm切口，可見這2種軟踵的設(shè)計在板厚較低的情況下，基本沒有優(yōu)化疲勞壽命的功能，甚至有可能導(dǎo)致情況變得更為嚴(yán)重。此外比較BL16與SL7的差別，似乎對于模數(shù)較小的縱骨其應(yīng)力集中系數(shù)總是會偏高一些。

3.3 直接計算法驗證

為了進(jìn)一步驗證以上結(jié)論，對其中4種切口，即R35×70、鑰匙孔、R75切口以及長圓孔采用了直接計算法來求取各自的疲勞壽命。采用的軟件是必維船級社的VeriSTAR Hull 5.5 (reversion 2)，模型范圍是Fr.163～Fr.175, 橫向為BL6至舷側(cè)的雙層底及底邊艙部分。模型見圖9。

圖9 雙層底及底邊艙模型

直接計算法所得到的熱點處疲勞壽命見表7。

表7 直接計算法得到的縱骨熱點處疲勞壽命 年

從表7的結(jié)果來看，直接計算法所得到的結(jié)果也完全符合前面得到的結(jié)論。從優(yōu)化疲勞壽命的目的來看以長圓孔為最好，而鑰匙孔的疲勞壽命與R35 mm×70 mm孔相比幾乎沒有變化。

3.4 本文建議的幾何應(yīng)力集中系數(shù)

在給出最終的切口系數(shù)之前，根據(jù)前述的情況，需要考慮縱骨模數(shù)以及面板厚度所帶來的影響。

疲勞現(xiàn)象主要發(fā)生在船長大于200 m的散貨船上，而這個尺度的船舶底部縱骨的模數(shù)基本不會與本文所采用的縱骨相差太多，因此其影響應(yīng)該不會很大。至于面板厚度的影響，查閱部分散貨船資料發(fā)現(xiàn),在這個級別以上的散貨船通常底部縱骨的面板厚度在14～20 mm之間，如果是球扁鋼，其等效厚度在30 mm左右。考慮到應(yīng)力集中系數(shù)有隨板厚的增加而下降的趨勢，面板系數(shù)取在15 mm左右應(yīng)當(dāng)是較安全的取法。再結(jié)合直接計算法得到的結(jié)果對其進(jìn)行修正。綜合以上考慮，建議幾種切口的應(yīng)力集中系數(shù)見表8。

表8 本文建議的幾何應(yīng)力集中系數(shù)

其余鑰匙孔與雙曲率孔，認(rèn)為不具有優(yōu)化節(jié)點疲勞壽命的功能，因此不再另外給出這兩種切口的應(yīng)力集中系數(shù)。

4 結(jié)論

1)通過對5種不同切口形式的比較，認(rèn)為對于防傾肘板與縱骨的連接節(jié)點，長圓孔是最值得推薦的形式，擴(kuò)大的扇形孔以及“Ω”孔也是很有效的優(yōu)化方式。而CSRH目前推薦的雙曲率孔以及鑰匙孔等軟踵是無效的。希望CSRH的技術(shù)部門對此給予足夠的重視，并且在未來正式版本推行前對所提供的幾何應(yīng)力集中系數(shù)作進(jìn)一步研究，以避免錯誤指導(dǎo)設(shè)計人員。

2)切口的幾何應(yīng)力集中系數(shù)實際會隨面板厚度的增加而下降，這一點對于球扁鋼類型(尤其是球頭較大類型)的縱骨比較有意義。如果采用本文所推薦的系數(shù)，采用簡化計算法得到的縱骨疲勞壽命依然比較緊張，或許可以嘗試采用直接計算法計算，可能最終得到的疲勞壽命還是能夠滿足規(guī)范要求的。

3)通過一定的節(jié)點優(yōu)化，散貨船底部縱骨在防傾肘板處的連接節(jié)點完全可以做到在取消背部肘板的同時仍然滿足疲勞壽命的要求。這一結(jié)論十分有利于船廠節(jié)約成本。

[1] 張瑞友.船體結(jié)構(gòu)中疲勞裂紋的分析與修復(fù)[J].中國造船，2003(6)：21-23.

[2] IACS.Common Structural rule for Bulk Carrier [S] July 1st，2012.

[3] IACS.CSR-H TC1[S].Nov.2013.

[4] IACS.Stress concentration factor (SCF) for flat bar stiffener end connection [S].Harmonized CSR TB report,2013.