趙欣，葉杰，盛利賢

(上海外高橋造船有限公司，上海 200137)

阿芙拉型油船底邊艙上下折角點是油船船體結構的典型高應力區(qū)。常規(guī)設計中該節(jié)點由底邊艙斜板、內底(或內殼)和縱桁(或水平桁)三者焊接而成，為滿足結構共同規(guī)范(以下簡稱HCSR)中嚴格的屈服強度和疲勞強度的要求，下折角處需增加嵌接肘板，焊接工作量大，施工較為困難。對于底邊艙上、下折角的結構形式，HCSR提出可在底邊艙斜板與內底(內殼)之間采用標準圓弧過渡，即將底邊艙上、下折角由焊接型轉變?yōu)閴簭澬?，以減少焊接和打磨得工作量，有利于PSPC或貨艙特涂工作。因此，考慮從兩種結構形式的設計特點入手，以折角點屈服應力水平和疲勞年限為評估重點，考察壓彎型上、下折角的屈服強度和疲勞強度，探討其應用的可行性。

1 結構形式及規(guī)范要求

1.1 焊接型

對于焊接型底邊艙下折角需通過消除底邊艙折角處的扇形孔，延伸內底板來減少周期性的外部波浪壓力、貨物慣性壓力和船體梁載荷引起的合成應力。嵌接肘板厚度應與折角處內底板厚度大致相等。底邊艙斜板的中線應與桁材的中線對齊，許用公差應取為/3和5 mm中小者，為邊縱桁的建造板厚，許用公差量取于平行與內底板的方向。

全熔透或部分熔透焊接應用于底邊艙斜板與內底板的連接，部分熔透焊接應用于邊縱桁和內底的連接，實肋板與內底板和邊縱桁的連接，底邊艙橫隔板與斜板、內底、邊縱桁在折角處的連接。斜板和內底板在至少沿肋板兩邊延伸200 mm的區(qū)域內，應進行焊接擴大并打磨光順，去除可見咬邊。

焊接型底邊艙上折角設計要求與下折角類似，見圖1。

圖1 焊接型上、下折角結構示意

1.2 壓彎型

對于壓彎型底邊艙上下折角(見圖2)，HCSR要求水平桁(或邊縱桁)至圓弧中心線距離盡可能小，最大不可超過50 mm；圓弧半徑不小于4.5或100 mm的大者，其中為折角處板材建造板厚；在實肋板/底邊艙橫向強框的前后兩側適當位置增加橫向肘板；在底邊艙斜板一側增加縱向肘板；若水平桁(或邊縱桁)在折角處可以提供足夠的支撐，可不設置橫向和縱向肘板。

圖2 壓彎型上、下折角結構示意

全熔透焊接應用于實肋板與內底和底邊艙斜板在壓彎型折角處的連接，部分熔透焊接應用于實肋板、底邊艙橫向強框與邊縱桁在折角處的連接，以及邊縱桁與底邊艙斜板和內底板的連接。

2 有限元結果對比

在HCSR規(guī)范中，油船底邊艙上、下折角無論是焊接型還是壓彎型，均屬于細網格強制分析區(qū)域；在疲勞精細網格分析中，焊接型下折角、焊接型上折角(底邊艙斜板與內殼角度小于130°)和壓彎型下折角屬于強制分析區(qū)域，壓彎型上折角若滿足上述的詳細設計標準要求，則無需進行疲勞精細網格計算分析。但為驗證水平桁在上折角處可以提供足夠的支撐，壓彎型上折角同樣需要滿足規(guī)范中疲勞強度的要求。

以底邊艙下折角為例，采用有限元計算對比兩種結構形式的區(qū)別。

2.1 細網格計算分析

細網格計算評估衡準規(guī)范為：≤，為細網格屈服利用因子。

對于板單元：=/。

式中：為合成應力，MPa；為名義屈服應力，MPa；為細網格屈服利用因子許用值。對于底邊艙上下折角，工況S+D中=1.50；工況S中=1.20。為疲勞系數，取值1.2。

從表1可知,底邊艙下折角由焊接型轉換為壓彎型后，折角處應力峰值有所降低，表明圓弧過渡能降低折角點的應力峰值，改善應力集中現(xiàn)象。

表1 細網格應力云圖

2.2 疲勞精細網格計算分析

在細網格有限元模型基礎上，針對底邊艙下折角進行精細網格劃分，網格大小為×，其中為熱點所在板材的凈板厚。計算所得疲勞年限需要滿足規(guī)范要求：≥。為設計疲勞年限，=25年。

焊接型和壓彎型下折角在疲勞精細網格計算分析中需評估的熱點位置見圖3、4。兩者結構形式不同，差別主要體現(xiàn)在熱點3～6。

圖3 焊接型下折角熱點位置

圖4 壓彎型下折角熱點位置

應用計算軟件分別對兩種結構形式的下折角進行疲勞精細網格計算，各熱點的疲勞年限見表2。焊接型下折角各熱點疲勞年限均滿足規(guī)范要求，壓彎型下折角中僅熱點6的疲勞年限大于25年，熱點1的疲勞年限最小，僅為16.6年。由此可知焊接型下折角的疲勞強度明顯高于壓彎型下折角。

表2 下折角疲勞計算分析結果 年

壓彎型上折角各熱點的疲勞年限見表3，疲勞強度相對較好，僅熱點1(水平桁與內殼相交處)和熱點2(水平桁與底邊艙斜板相交處)的疲勞年限不滿足規(guī)范要求。

表3 壓彎型上折角初始疲勞計算結果 年

在壓彎型上下折角中熱點6的疲勞年限均遠遠大于25年，因此后續(xù)加強方案分析中不再將熱點6作為評估對象。

3 加強方案評估

由上述計算分析可知，疲勞強度是決定壓彎型底邊艙上、下折角結構屬性的關鍵因素。提高底邊艙壓彎型上、下折角的疲勞年限是有限元計算分析的重要內容。結合規(guī)范設計要求，從結構屬性、圓弧半徑和增設肘板入手，評估不同加強方案對壓彎型上、下折角疲勞強度的影響因子，探討適應性與合理性更高的加強方案。

3.1 增加板厚

在不改變結構形式的基礎上提高疲勞年限，最直接的方法是增加折角處的結構板厚。對比壓彎型上、下折角中各熱點的疲勞年限，選取內底、底邊艙斜板、內殼和水平桁進行局部加強，具體結果見表4。

壓彎型下折角在初始設計中整體疲勞強度較差，熱點1疲勞年限最小，因此內底及底邊艙斜板局部板厚需增加4.5 mm；壓彎型上折角在初始設計中雖只有2個熱點未滿足規(guī)范要求，但內殼和底邊艙斜板局部板厚仍需增加2.5 mm，水平桁局部板厚增加3.5 mm。

在此方案中橫向結構板厚保持不變，但表4中熱點4和熱點5的疲勞年限均有所提高，由此可知：增加縱向結構板厚不僅可提高位于縱向結構處熱點的疲勞年限，同時對于位于橫向強框和肋板熱點的疲勞強度也有明顯作用。

表4 加強后壓彎型上下折角各熱點的疲勞年限

3.2 變換圓弧半徑

一般來說，圓弧半徑越大，折角點的應力集中系數越小。但圓弧半徑過大會影響縱向分段對接精度，同時增加施工難度。

為研究圓弧半徑大小對上、下折角處疲勞強度的影響，在滿足規(guī)范要求的基礎上，選取圓弧半徑值為135、150、200、300 mm，分別進行疲勞精細網格計算。

壓彎型上、下折角各熱點的疲勞計算結果見表6，當圓弧半徑變化時上、下折角疲勞計算結果曲線的變化趨勢基本相似。圓弧半徑逐漸增大，熱點1、2和3的疲勞年限逐漸減小，熱點4和5的疲勞年限則逐漸增大。

由此可看出，圓弧半徑變換對縱向結構和橫向結構疲勞強度的影響呈相反趨勢。

圖6 圓弧半徑變化后上、下折角各熱點的疲勞年限

3.3 增設肘板

對于壓彎型上、下折角的結構設計，規(guī)范提出折角處是否增設肘板由折角點縱桁或水平桁是否能提供足夠的支撐強度而決定。初始設計中未設置肘板，壓彎型上、下折角的疲勞計算結果較差，因此考慮在距離折角處前后300 mm的位置設置橫向肘板，分析增設肘板對提高上、下折角的疲勞強度影響。

增設肘板后壓彎型上下折角各熱點的疲勞年限見表5，從表5中可以發(fā)現(xiàn)，在壓彎型下折角處增設橫向肘板，各熱點的疲勞年限增加值在2.2%～5.9%之間，增幅很小，尤其對熱點1的改善效果非常有限。對于壓彎型上折角，增設橫向肘板的效果較為明顯，熱點1和熱點2處疲勞年限分別增大7.9%和8.1%。

表5 增設肘板對疲勞結果的影響

4 結論

1)增加縱向結構板厚可同時提高各熱點的疲勞年限，該方法最直接有效，但內底、底邊艙斜板和水平桁板厚增加較多，會直接影響貨艙區(qū)結構重量。

2)增加圓弧半徑對于整體疲勞強度呈現(xiàn)不利影響，因此建議圓弧半徑在滿足規(guī)范要求的基礎上取值不宜過大。

3)在折角附近增設肘板對上折角的疲勞強度更為有利，但僅靠增設肘板仍無法滿足設計疲勞年限，因此在充分考慮施工方便性的條件下，可考慮在壓彎型上折角附近增設肘板并增加局部板厚，從而達到改善疲勞強度的目的。