劉在良，葉步永，李曉彬，胡文鳳，張舟波

(1.浙江國際海運職業(yè)技術學院，浙江 舟山 316021；2.揚帆集團股份有限公司，浙江 舟山 316004；3.武漢理工大學 交通學院，武漢 430063)

汽車滾裝船具有方型系數(shù)和初穩(wěn)性高小，上建受風面積大的特點，且型寬比常規(guī)滾裝船寬，貨艙區(qū)多甲板，整個貨艙區(qū)域幾乎不設橫艙壁，因此橫搖問題特別突出。當汽車滾裝船受到波浪的作用特別是橫浪而產生歪斜(racking)，左右舷海水壓不對稱產生較大的橫向彎矩，以及滿載時汽車的均布載荷加上橫向慣性力反過來作用到甲板，在這種非對稱載荷的剪切作用下，很容易發(fā)生扭曲變形。船舶實際運營過程中，在波浪作用下歪斜是左右舷不停變換的，這種作用力導致結構疲勞問題特別突出，極易產生裂紋[1-3]。7 800 PCTC是現(xiàn)存的世界上最大的柔性結構汽車滾裝船，該船5甲板以下是剛性結構，以上是柔性結構。柔性結構設計在甲板與舷側區(qū)域的結構基本節(jié)點是由彈性鉸鏈構件、支撐肘板和甲板橫向強構件組成的柔性連接，利用框架橫向位移減少構件上的應力水平。為了裝卸車的靈活性，以及裝載不同高度的車輛，除設定有固定甲板外還配有活動甲板，同時也設有不同形式的坡道，包括固定坡道、活動坡道。該船從6甲板到7甲板的固定坡道處于柔性結構區(qū)域，前期設計未進行細化有限元分析，為此，通過細化有限元強度計算分析，發(fā)現(xiàn)不滿足應力衡準的位置正是實船發(fā)生裂紋的地方，找出裂紋發(fā)生原因，并對坡道區(qū)域結構形式進行優(yōu)化。

1 坡道結構及裂紋情況分析

所述固定坡道采用的吊掛式結構，與甲板結構采用剛性連接，主要焊縫是全焊透設計，5甲板及以下是剛性設計結構，其上是柔性設計結構；該坡道寬5.4 m、長約55 m，縱向近船中、橫向近左舷舷側，坡道由左右縱艙壁和坡道底板組成。裂紋在坡道內縱壁上，內縱壁結構采用垂直扶強材進行加強且在甲板處采用肘板連接，主垂直扶強材與甲板強橫梁焊接，見圖1生產設計3D幾何模型。該坡道的尺寸及所處的位置，正是船舶歪斜工況下變形和應力特別高的區(qū)域[4]。

圖1 坡道縱壁3D生產設計模型

7 800 PCTC汽車滾裝船在運營過程中滿載條件下遭遇臺風，陣風超過15級，據(jù)船長口述船舶橫搖和縱搖都非常大。臺風后對主要結構進行檢查，發(fā)現(xiàn)所述坡道的縱壁強肋骨處存在裂紋，介于6～7甲板之間，具體位置見圖2：a坡道縱壁垂直桁的端部靠近坡道底板處；b縱壁垂直桁與坡道板相交所開的過焊孔處；c縱壁垂直桁和甲板強橫梁相交處。

圖2 坡道裂紋照片

圖2上裂紋清晰可見。查看常規(guī)網格整船有限元歪斜工況有限元分析，該處結構應力值滿足許用要求，因該船運營時間并不長，因此不太可能是疲勞裂紋，故推斷原常規(guī)網格的整船有限元分析未完全體現(xiàn)該坡道結構的受力情況。為了驗證推斷的正確性并最終解決裂紋問題，遂對該坡道結構進行細化有限元分析。

2 細化有限元分析

2.1 有限元計算模型

選取靠近艏端部的2根垂直桁作為分析對象進行細化有限元分析，網格單元選取50 mm×50 mm，分析區(qū)域均采用板單元，在高應力區(qū)均采用四邊形單元，細化有限元模型及板厚信息見圖3。

圖3 有限元模型

2.2 載荷工況和約束

根據(jù)計算模型的范圍建立一子模型，嵌入到常規(guī)網格母模型中對歪斜工況進行計算。

全船常規(guī)網格有限元分析考慮船舶在波浪作用情況下產生歪斜變形后的結構響應，載荷加載示意于圖4。橫搖角根據(jù)DNV規(guī)范計算取20°，載荷的具體內容包含：結構自重，通過加速度的方式施加到模型中；舷外海水壓力包括9.5 m滿載吃水的靜壓力和波浪壓力；車輛載荷以及車輛載荷引起的慣性力，車輛載荷通過均布載荷施加，相關的加速度根據(jù)DNV船級社規(guī)范計算求得；壓載艙和燃油艙的壓力，根據(jù)船舶實際裝載的艙室以壓力形式施加[6-8]。

圖4 常規(guī)有限元模型載荷示意

根據(jù)挪威船級社規(guī)范相關要求，全船有限元分析歪斜工況時，載荷體系應使得全船處于平衡狀態(tài)。首先在干舷甲板處首部最前面的交點約束X、Y、Z方向的位移，干舷甲板處艉封板最左舷的點約束Z方向的位移，干舷甲板處艉封板最右舷的點約束Y、Z方向的位移；通過手動施加對稱載荷，來控制模型節(jié)點約束的支反力在1%以內。為了不產生額外的不平衡力，在調平衡過程中調節(jié)平衡力矩是通過施加對稱力偶完成的。調平衡是歪斜工況的一個難點，約束的支反力越小，結果越接近實際值，本文調平衡后的平均支反力在0.6%左右。

2.3 計算結果分析

計算結果應力分布云圖見圖5、6。

圖5 右舷斜菱工況應力云圖

1)由圖5可見右舷歪斜工況最大應力值為855 MPa，圖6可見左舷歪斜工況最大應力值為558 MPa，根據(jù)DNV規(guī)范AH36材質高強度鋼，50×50的細化網格許用應力為516.1 MPa，左右舷歪斜工況計算結果都超出許用衡準，右舷的更為突出。

圖6 左舷斜菱工況應力云圖

2)實船產生裂紋的3個具體位置的應力值如下。①坡道縱壁垂直桁的端部靠近坡道底板處應力值為568 MPa；②縱壁垂直桁與坡道板相交所開的過焊孔處應力值為405 MPa；③縱壁垂直桁和甲板強橫梁相交處應力值為855 MPa。

3)裂紋處的應力值均超出高強鋼許用載荷，由此可以看出裂紋產生并非偶然，再加上臺風天氣極限工況突風高達15級，超過穩(wěn)性計算的10級風，橫搖角也超過計算的20°，遂產生了較嚴重裂紋。

4)由圖2可以看出，該處坡道采用的是剛性連接的形式，即甲板強橫梁和坡道的強結構布置在同一肋位，且采用焊接加肘板的連接形式；而6甲板以上結構設計是采用的柔性設計，柔性設計導致該處的變形特別大，因此坡道結構設計并不合理。

5)當初全船有限元歪斜工況分析時并未發(fā)現(xiàn)問題，查看了原常規(guī)網格全船有限元分析，發(fā)現(xiàn)T型材的面板和球扁鋼均采用梁單元模擬，且肘板并未建模；有限元分析時板的應力并不是非常高，而只有梁的組合應力偏高，但在整船有限元分析時，不超衡準的情況下很容易疏忽掉梁的組合應力；這正是開發(fā)設計在全船范圍內并未發(fā)現(xiàn)該坡道的結構問題。

3 結構優(yōu)化

考慮坡道所受垂向載荷并不大，主要的受力是車輛載荷及慣性力，因此結構優(yōu)化主要在甲板橫梁端部頂?shù)狡碌揽v壁處進行柔性設計優(yōu)化，主要內容包括：縱壁上的垂直桁和甲板強橫梁做成柔性連接不相交；垂直桁下部與坡道底板連接斷開，端部增加一橫向的加強筋，做成柔性連接；縱壁垂直扶墻材頂部與甲板縱骨的連接肘板取消；縱壁上甲板強橫梁端部頂?shù)降奈恢茫黾右恍╅_孔，做成類似防撓梁的結構。優(yōu)化后的結構生產設計模型見圖7，細化有限元模型見圖8[9]。

圖7 優(yōu)化后坡道縱壁3D幾何模型

圖8 優(yōu)化后有限元模型及板厚分布

1)優(yōu)化后計算結果見圖9和圖10，右舷最大應力值為340 MPa，左舷最大應力值為290 MPa，小于許用應力值516.1MPa，和優(yōu)化前對比，應力減小約60%。

圖9 右舷斜菱工況應力云圖

圖10 左舷斜菱工況應力云圖

2)最大應力主要發(fā)生在端部那1根垂直桁與甲板和坡道的連接處，因首尾支撐的垂直桁不能取消，所以承受了主要應力，但細化有限元分析結果在許用范圍之內。

3)典型的做成柔性連接形式的垂直桁，應力值下降非常明顯見圖8、圖9，可見該坡道剛性連接是產生裂紋的主要原因。

4)因優(yōu)化后的結構比原先結構更弱，還對滿載時的正浮工況進行了有限元分析，分析結果顯示相鄰的立柱應力上升約20 MPa，坡道板應力變化不大，但梁的應力值下降明顯。

5)優(yōu)化后的結構應力能滿足應力衡準要求，開孔角隅處疲勞計算滿足20年的材料壽命要求。

4 結論

1)有限元分析結果與實船的位置相一致，驗證了調平衡法計算橫搖理論分析的可靠性。

2)該坡道在干舷甲板以上，且原常規(guī)網格整船有限元分析時應力并不大，因此在設計開發(fā)時并未對其進行細化有限元分析。本文分析表明，設計時無論時間周期多緊張，坡道處的細化有限元計算必不可少。

3)柔性設計的汽車滾裝船，剛性甲板和柔性甲板連接的坡道，首選活動坡道連接形式；但出于成本的考慮，若選用固定式坡道，甲板和坡道連接的結構需采用柔性連接形式，即甲板強橫梁與坡道垂直桁采用錯位布置，端部做成鉸鏈式連接形式；本文也嘗試著把坡道結構進行剛性加強，但由于滾裝船裝車的特點，角落不能設置肘板，因此結構厚度寬度加到很大也不能滿足要求。