基于熱點應(yīng)力的超規(guī)范油船疲勞強度分析

沈海濤,郭哲璐

(浙江浙能邁領(lǐng)環(huán)境科技有限公司,浙江 杭州 311200)

近幾十年的造船資料[1-3]顯示:典型的油船貨油艙段在槽形艙壁上下端一般會設(shè)置頂?shù)屎偷椎室蕴岣呓Y(jié)構(gòu)強度。然而頂?shù)屎偷椎实脑O(shè)置會有不少缺點,對此不少專家學(xué)者做了很多研究[4-5]。研究發(fā)現(xiàn):槽形艙壁不設(shè)置頂?shù)什粌H可以方便清艙,還可以減輕空船重量,提高貨艙容積。這對于降低船舶建造和運營成本可以起到一定作用,因此艙壁無頂?shù)试O(shè)計具有一定的現(xiàn)實意義。

然而,槽形艙壁不設(shè)置頂?shù)蕰黾优摫诳缇?使應(yīng)力水平提高,從而可能影響到結(jié)構(gòu)的疲勞壽命[6]。因此對于無頂?shù)试O(shè)計的艙段結(jié)構(gòu)進(jìn)行疲勞強度分析很有必要。

本文以一艘7500DWT油船為例,根據(jù)《國內(nèi)航行海船建造規(guī)范》進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計。規(guī)范要求槽形艙壁必須設(shè)置頂?shù)??？紤]增大艙容空間、方便清艙等因素,本船做無頂?shù)试O(shè)計,因此屬于超規(guī)范船舶。目前,針對此類超規(guī)范船舶的疲勞計算的研究較少,應(yīng)用現(xiàn)有的國內(nèi)規(guī)范無法直接校核。因此,為解決超規(guī)范油船疲勞計算問題,本文提出基于熱點應(yīng)力的疲勞強度評估方法。參照J(rèn)TP (Joint Tanker Projet Common Structural Rules)規(guī)范的相關(guān)要求,建立該船舶三艙段有限元模型,并對疲勞熱點位置進(jìn)行精細(xì)化網(wǎng)格劃分,對船舶滿載和壓載等工況進(jìn)行疲勞應(yīng)力計算,對該船艙段結(jié)構(gòu)進(jìn)行疲勞強度評估。

1 疲勞強度評估方法

1.1 熱點應(yīng)力組成及確定

熱點應(yīng)力法是針對結(jié)構(gòu)局部熱點的疲勞強度評估方法,該方法主要應(yīng)用在焊接結(jié)構(gòu)上,目前在船舶、海洋結(jié)構(gòu)物、機械等領(lǐng)域都有一定的應(yīng)用[7]。由于該方法考慮了構(gòu)件的外形引起的熱點應(yīng)力集中,相比傳統(tǒng)方法更適合工程實際。

所謂熱點應(yīng)力就是指最大的結(jié)構(gòu)應(yīng)力或者說是結(jié)構(gòu)最危險處的應(yīng)力[8]。它由兩部分組成:彎曲應(yīng)力和膜應(yīng)力,而這兩者相加的最大值就是該結(jié)構(gòu)的熱點應(yīng)力。有別于缺口應(yīng)力,熱點應(yīng)力不包含因焊接缺口、裂紋等導(dǎo)致的局部應(yīng)力集中產(chǎn)生的應(yīng)力峰值,它只取決于焊縫接頭的宏觀尺寸和載荷大小[9-10]。由于焊縫表面與母材交界部位最容易產(chǎn)生疲勞裂紋,因此對于焊接結(jié)構(gòu),熱點一般位于焊縫的焊趾處。

對于如何確定結(jié)構(gòu)的熱點應(yīng)力,不同規(guī)范有不同的規(guī)定?！洞w結(jié)構(gòu)疲勞強度指南》規(guī)定:疲勞熱點應(yīng)力可由距離焊趾0.5t和1.5t(t為接頭處板的凈厚度)處的應(yīng)力通過兩點線性外推計算得出[11];JTP規(guī)范規(guī)定:疲勞熱點應(yīng)力由距焊趾位置0.5t處的表面應(yīng)力通過相鄰兩單元形心處的應(yīng)力沿船寬方向線性內(nèi)插計算得出[12]。本文參考JTP規(guī)范,使用第二種方法進(jìn)行計算。

根據(jù)JTP規(guī)范,邊艙折角焊接接頭部位的熱應(yīng)力就是垂直于焊接方向的單元應(yīng)力。具體的熱點應(yīng)力位于邊艙板和內(nèi)底板中心線交線0.5t+xwt處(見圖1)。

圖1中,xwt為焊趾距離,內(nèi)底板凈厚度可由式1計算得到:

t=tgrs-0.5tcorr

(1)

式中,tgrs為總厚度;tcorr為腐蝕增量。

1.2 熱應(yīng)力計算

根據(jù)JTP規(guī)范要求,須對油船滿載和正常壓載兩種工況分別進(jìn)行疲勞強度校核。當(dāng)處于滿載工況時,由貨艙內(nèi)部動水壓力導(dǎo)致的應(yīng)力范圍Sw可由式2進(jìn)行計算:

Sw=0.4|S1x|+0.9|S1y|+0.9|S1z|

(2)

因此,對于油船滿載工況,其熱點應(yīng)力范圍S1可由式3進(jìn)行計算:

S1=fm|0.85(Se1+0.25Se2)-0.3Sw|

(3)

式中,fm為折減修正系數(shù),由于強度計算時關(guān)鍵位置使用腐蝕增量0.5tcorr,因此fm取0.95。

對于油船正常壓載工況,其熱點應(yīng)力范圍可用式4求得:

S2=fm|0.85(Se1-0.25Se2)|

(4)

為消除平均應(yīng)力對計算結(jié)果的影響,應(yīng)對兩個工況下的熱點應(yīng)力范圍進(jìn)行修正,得到更為準(zhǔn)確的總應(yīng)力范圍SR1和SR2:

SR1=1.0S1(滿載工況)

(5)

SR2=0.6S2(壓載工況)

(6)

1.3 疲勞損傷及壽命評估

為估算結(jié)構(gòu)疲勞壽命,應(yīng)先計算該結(jié)構(gòu)的疲勞損傷。本文采用線性累積損傷模型進(jìn)行計算,遵循Palmgren-Miner規(guī)則,用DM值大小反映結(jié)構(gòu)累積損傷程度,同時應(yīng)滿足DM<1,否則可視為疲勞壽命無法滿足設(shè)計要求。船舶結(jié)構(gòu)的疲勞累積損傷DM可用式7進(jìn)行計算:

(7)

式中,i=1或i=2分別代表滿載工況和壓載工況。假設(shè)長時間內(nèi)結(jié)構(gòu)應(yīng)力范圍遵循Weibull概率分布,則對應(yīng)不同工況下的疲勞損傷DMi可用式8進(jìn)行計算:

(8)

式中,NL為循環(huán)次數(shù),與設(shè)計疲勞壽命對應(yīng),其大小可用式9進(jìn)行計算:

(9)

式中,U為設(shè)計壽命,本船取25年;L為規(guī)范船長,為111.72 m;f0為考慮非航行狀態(tài)的因子,取值0.85;αi為兩種載況下的船舶壽命系數(shù),取值0.5;NR為對應(yīng)概率為10-5的循環(huán)次數(shù),取值100 000。Г為Gamma函數(shù);K2、m和μi均為S-N曲線相關(guān)參數(shù)。ξ為Weibull概率分布參數(shù),可用式10進(jìn)行計算:

(10)

參照J(rèn)TP規(guī)范,艙段焊接結(jié)構(gòu)的疲勞壽命可用疲勞累積損傷DM通過式11求得:

(11)

為滿足規(guī)范設(shè)計要求,通過計算求得的疲勞壽命應(yīng)不小于設(shè)計壽命。本節(jié)中未提及的公式變量的具體含義詳見參考文獻(xiàn)[13]中附錄C所示。

2 船體艙段模型

2.1 船體結(jié)構(gòu)及參數(shù)設(shè)計

本文評估的是一艘7500DWT超規(guī)范油船,全船采用縱骨架式,貨艙區(qū)域為雙殼雙底結(jié)構(gòu),出于方便清艙、提高艙容和減輕空船重量等因素考慮,本船槽形艙壁結(jié)構(gòu)采用無頂?shù)试O(shè)計(見圖2和圖3)。船舶具體的主尺度參數(shù)見表1。

表1 船舶主尺度

圖2 縱艙壁結(jié)構(gòu)圖

圖3 橫艙壁結(jié)構(gòu)圖

2.2 計算模型及網(wǎng)格設(shè)置

本油船共設(shè)有5對貨油艙,取中間2、3、4號3段貨油艙作為計算對象,應(yīng)用有限元軟件建立模型(見圖4)。模型縱向從Fr59肋位到Fr131+150肋位,橫向采用全寬模式,垂向從船底到上甲板。

圖4 三艙段計算模型

根據(jù)JTP規(guī)范要求,網(wǎng)格單元全部采用梁單元和板單元建模,按照骨架的實際排列規(guī)則劃分網(wǎng)格。對于熱點位置(底邊艙和內(nèi)底板交界處(見圖5))進(jìn)行精細(xì)化網(wǎng)格劃分(見圖6),網(wǎng)格尺寸為t×t(t為內(nèi)底板凈厚度),并在熱點所有方向延伸10個單元;此外,在熱點附近500 mm范圍內(nèi)采用凈厚度(即總厚度減去1/2的腐蝕增量0.5tcorr)建模,其他區(qū)域建模厚度均采用總厚度扣除1/4的腐蝕增量(即0.25tcorr)。

圖5 熱點所處位置

圖6 精細(xì)化網(wǎng)格劃分

該油船艙段結(jié)構(gòu)材料為“CCS-A”級鋼,其材料屬性參數(shù)如下:彈性模量E=2.06×105N/mm2;泊松比μ=0.30;屈服強度s=235 MPa。

2.3 邊界條件

本船艙段模型邊界條件采用模型兩端施加獨立的彈簧單元方法設(shè)置,其中彈簧單元剛度c可用式12求得。具體邊界條件設(shè)置見表2。

表2 端部邊界約束

(12)

式中,變量含義詳見參考文獻(xiàn)[11]中附錄C。

2.4 計算工況及載荷

對于油船來說,在整個生命周期中主要存在滿載航行、壓載航行和停港或進(jìn)塢修理3種狀態(tài),其中船舶停港或進(jìn)塢修理時一般不會產(chǎn)生疲勞損傷,因此油船的疲勞累積損傷可認(rèn)為是滿載和壓載這兩種工況下的疲勞損傷之和。因為在這兩種工況下船舶均處于航行狀態(tài),所以載荷計算只考慮動載荷。對于滿載工況,需計算波浪載荷和艙內(nèi)動水載荷;對于壓載工況,由于船舶處于空艙狀態(tài),所以只需計算波浪載荷;同時艙段受到垂向和水平船體梁彎矩的影響,需對各工況下應(yīng)力范圍進(jìn)行修正。具體工況設(shè)置見表3。其中各工況下的施加載荷的計算方法詳見JTP規(guī)范。

表3 計算工況

3 計算結(jié)果及分析

3.1 熱點應(yīng)力計算

運用軟件數(shù)值計算模塊計算上述L1～L7以及C1、C2共9種不同工況下的艙段結(jié)構(gòu)的應(yīng)力水平,進(jìn)而確定疲勞熱點位置處的應(yīng)力大小。為使計算結(jié)果更加準(zhǔn)確,考慮水平和垂向船體彎矩對熱點應(yīng)力的影響,可通過式13對初始數(shù)據(jù)進(jìn)行修正(經(jīng)過船體彎矩修正前后的計算結(jié)果匯總見表4):

表4 各工況下的熱點應(yīng)力范圍

Sc_i=sc_i-MV_isVBM-MH_isHBM

(13)

式中,sc_i和Sc_i分別代表修正前后的熱點應(yīng)力分量;MV_i和MH_i分別代表垂向船體彎矩和水平船體彎矩;SVBM和SHBM分別代表C1和C2工況中計算得到的熱點應(yīng)力。

3.2 S-N曲線選取

采用S-N曲線法對該油船結(jié)構(gòu)進(jìn)行疲勞強度分析,根據(jù)JTP規(guī)范要求,選取合適的S-N曲線(見圖7)。其中S代表交變應(yīng)力范圍,N代表循環(huán)次數(shù),這兩者之間的函數(shù)關(guān)系可用式14表示:

圖7 S-N曲線

log(N)=log(K)-mlog(S)

(14)

式中,m為曲線反斜率;K2為S-N曲線參數(shù)。

由于本油船疲勞熱點部位用角焊縫焊接,焊縫周圍均勻、致密、連續(xù),而且無焊渣、焊瘤等表面缺陷,同時載荷施力方向與焊縫平行,因此選擇D級S-N曲線進(jìn)行疲勞損傷計算。該曲線的具體參數(shù)見表5。

表5 S-N曲線參數(shù)

3.3 疲勞壽命評估

疲勞強度計算遵循Palmgren-Miner規(guī)則,根據(jù)上述方法進(jìn)行油船結(jié)構(gòu)疲勞壽命評估。根據(jù)式8計算求得滿載工況和壓載工況下的疲勞損傷:DM1=0.393;DM2=0.015。再根據(jù)式7計算求得該結(jié)構(gòu)的疲勞累積損傷:DM=0.408。最后根據(jù)式11計算求得該油船結(jié)構(gòu)的疲勞壽命:

本船設(shè)計壽命為25年,因此該艙段結(jié)構(gòu)設(shè)計符合規(guī)范要求。

4 結(jié)語

本文對一艘7500DWT油船做艙壁無頂?shù)实某?guī)范設(shè)計。參照J(rèn)TP規(guī)范,確定熱點位置,運用有限元法計算出不同工況下的熱點應(yīng)力范圍。應(yīng)用S-N曲線法計算出熱點位置的疲勞累積損傷并估算疲勞壽命,得到如下結(jié)論。

1)底邊艙和內(nèi)底板交界處應(yīng)力較為集中,當(dāng)受到波浪載荷和艙內(nèi)動水載荷的聯(lián)合作用時,容易產(chǎn)生疲勞破壞,可對該部位做加強處理。

2)對熱點位置進(jìn)行疲勞強度分析,計算得出該結(jié)構(gòu)疲勞壽命約為61年,大于25年設(shè)計壽命,符合規(guī)范要求,從而驗證艙壁無頂?shù)试O(shè)計合理可行。

3)槽形艙壁無頂?shù)试O(shè)計具有方便清艙、減輕空船重量、提高貨艙容積的優(yōu)點,在滿足疲勞強度前提下,該超規(guī)范設(shè)計具有一定的推廣價值。本文結(jié)論可為同類船舶超規(guī)范設(shè)計和疲勞強度計算提供參考。