（船舶与海洋结构物设计制造专业论文）散货船结构形式对船体扭转强度的影响分析.pdf

中文摘要 散货船船体结构事故原因研究表明，单舷侧散货船的舷侧外板事故率是最高 的，因此双舷侧散货船结构形式被认为是更加合理的结构形式，但是，有关扭转 作用对单舷侧散货船舷侧结构的影响和双舷侧结构对于提高抗扭强度机理的研 究并不多见。此外，一些新型散货的发展，其强度同样值得关注。 本文以散货船舷侧结构为重点研究对象，利用有限元法建立了单双舷侧散货 船在扭转力作用下的力学计算模型，在分析单双舷侧散货船扭转作用破损形式的 异同的基础上，讨论了双舷侧结构对散货船扭转强度的提高程度；同时对影响散 货船扭转强度的诸多因素进行了定量及定性分析。 分析及计算结果表明：单舷侧散货船受到扭矩作用时，在顶边舱和底边舱之 间舷侧板出现应力增加现象，是造成单舷侧结构较弱的原因之一；双舷侧结构对 于降低舷侧应力、改善高应力集中程度具有显著作用，从而提高了散货船抗扭强 度。此外，散货船的主尺度、开口宽度与型宽的比值、开口长度与舱长的比值、 顶边舱的几何尺寸也对扭转强度产生较大的影响，在船舶设计过程中应对上述因 素给予一定的重视。本文的力学模型能够很好地表达散货船的扭转特征，满足了 分析要求，因此可作为散货船扭转分析的一种有效方法。 本文的研究成果对于散货船的设计和维护有着现实意义。 关键词：散货船；舷侧结构；有限元；扭转强度 a b s t r a c t f o rs i n g l es i d eb u l kc a r r i e r s ，t h es i d es h e l lh a sb e c o m eo n eo ft h ew e a k e s t p a r t so ft h e h u l lf r o mt h es t u d i e sf r o ma c c i d e n t so ft h es h i p ss n l l c n l r e i ti sc o n s i d e r e dt h a tt h e d o u b l es i d es n l l c n l 口ei sm o r er a t i o n a l b u tt h es t u d i e sa b o u tt h ee 丘e c to nt h es i d es h e l l o fb u l kc a r r i e rb a s e do nt o r q u ea n dh o wt h ed o u b l es i d es h e l li m p r o v e st h es t r e n g t ho f t h eh u l li sn o t t o om u c h m o r e o v e r , s o m eu n c o n v e n t i o n a lb u l kc a r t i e rs t y l e s d e v e l o p m e n tf a s t ，w h o s es t r e n g t ha l s on e e d sa t t e n t i o n i nt h i sa r t i c l e ，t h es t u d yb a s e do nt h ef e mm e t h o df o c u so nh o wt h eb u l kc a r r i e r s 仃u c t u r a ls t y l ee f f e c to ni t st o r s i o n a ls t r e n g t h , a n dt a k e st h es i d es h e l la st h em a i n o b j e c t ，i no r d e rt of i n dh o wt h et o r s i o na c t so nt h es i d es h e l la n dm a k ei tc l e a rt h a t h o wt h ed o u b l es i d es h e l li m p r o v et h es t r e n g t h f u r t h e r m o r e ，a l la n a l y s i sa b o u tt h e s e n s i t i v i t yo f t o r s i o n a ls t r e n g t hi sa l s oi n c l u d e d f r o ma n a l y s e sb a s e do nt h ea ns y sm o d e l s ，t h er e s u l t si n d i c a t et h er e l a t i v eh i g h t o r s i o n a ls t r e s sc o n v e r g e n c eo nt h es i d es h e l lb e t w e e nt h et o ps i d et a n ka n dh o p p e r t a n kw h i c hc a u s e st h es t r e s si n c r e a s el a r g e l yi so n eo ft h ec a u s a t i o n so ft h ed e s t r o yo f t h es i n g l es i d eb u l kc a r r i e r n ed o u b l es i d eb u l kc a r t i e ri m p r o v e st h et o r s i o n a l s t r e n g t hl a r g e l yb yr e d u c i n gt h em a x i m u ms t r e s sa n di m p r o v i n gs t r e s sc o n v e r g e n c e d u et ot h ep a r t i c i p a t i o no ft h ei n n e rs i d e s e c o n d l y , t h et o r s i o n a ls t r e n g t hi sm o r e s e n s i t i v et ot h es h i pd i m e n s i o n ，al a r g eh a t c ho p e n i n ga n dt h eg e o m e t r ys i d e so ft h e t o ps i d et a n k ，w h i c hi su s e f u li nt h ed e s i g no fb u l kc a r r i e r , e s p e c i a l l yf o rt h es h i p w i t h o u tt o ps i d et a n k 1 1 1 em e c h a n i c sm o d e lg i v e ni nt h i ss t u d yi sa na p p l i e dw a yt o a n a l y z et h et o r s i o n a le f f e c to nb u l kc a r r i 既 k e yw o r d s ：b u l k c a r r i e r ；s h i ps i d e ；f e m ；t o r s i o n a ls t r e n g t h 独创性声明 本人声明所呈交的学位论文是本人在导师指导下进行的研究工作和取得的 研究成果，除了文中特别加以标注和致谢之处外，论文中不包含其他人已经发表 或撰写过的研究成果，也不包含为获得苤鲞盘堂或其他教育机构的学位或证 书而使用过的材料。与我一同工作的同志对本研究所做的任何贡献均已在论文中 作了明确的说明并表示了谢意。 学位论文作者签名：觎懈 签字日期： 沁s 年月争日 学位论文版权使用授权书 本学位论文作者完全了解盘鲞盘堂有关保留、使用学位论文的规定。 特授权丕鲞盘堂可以将学位论文的全部或部分内容编入有关数据库进行检 索，并采用影印、缩印或扫描等复制手段保存、汇编以供查阅和借阅。同意学校 向国家有关部门或机构送交论文的复印件和磁盘。 ( 保密的学位论文在解密后适用本授权说明) 学位论文作者签名：匍降平 签字日期：州眸占月同 导师签名： 签字日期：d 2 删孑年多月目 第一章绪论 1 1 问题的引出 第一章绪论 全世界每年大约有2 0 多亿的干散货投向海上货运市场，占全世界海运量的 1 3 ，而投放到世界海运市场的散货船运力达2 7 4 5 亿载重吨，占世界船队总运力 近4 0 。据估测2 0 0 6 - - 2 0 1 5 年世界新船需求总量中，4 1 5 的新船需求为散货 船。 散货船的高需求同样也对散货船安全性能提出严峻考验，根据劳氏海事信息 服务( l m i s ) 海损数据库的统计资料，散货船结构失效导致的经济损失占海难事故 总损失的1 9 ，造成的人身伤亡占总伤亡的7 4 ，散货船海难事故中约7 0 是 由舷侧板失效进水、舱口盖和舱口围板失效进水、艏部进水等原因造成。统计还 显示，在舱口盖、管系、甲板、舷侧外板、船底结构等诸多损伤中，单壳散货船 的舷侧外板事故率是最高的1 1 1 。 对散货船船体结构事故原因的分析和研究来看，散货船破损区域主要出现在 顶边舱和底边舱之间的单舷侧舱壁区域，横舱壁本身以及四周焊缝、货舱舱口之 间的甲板板。从散货船检验数据分析情况来看，散货船的检验重点集中在舱口、 顶边舱与横舱壁连接部位、底边舱与双层底连接部位和货舱舷侧外板；货舱内的 肋骨、端肘板及上下边舱连接处易产生裂纹也是检验的重点1 2 1 1 3 11 4 1 。无论是破 损分析还是实际检验情况，都说明在对散货船结构进行强度评估时，有必要对舷 侧结构进行详细研究，而且要特别重视顶底边舱之间的舷侧板区域( 以下简称中 间列板) 。 一般来说，舷侧结构作为散货船结构的薄弱环节，受到总纵弯曲、剪力、扭 矩和局部压力作用。总纵弯曲作为一种整体载荷，通常在船中甲板或船底板产生 最大弯f h j 应力；舷侧结构则在剪力作用下首当其冲，因为根据薄壁梁理论，船体 结构在剪力作用时，剪应力分布主要集中垂向构件如舷侧、纵向舱壁结构，对于 单舷侧散货船，其舷侧结构是承受剪力作用的主要结构。此外局部水压和货物压 力都会造成很大的局部应力。实际设计对于上述问题给予高度重视，所以在实际 运行过程中，很少存在因上述原因造成的结构失效形式。 众所周知，船体在波浪中航行时，船体两侧不同水压力形成的扭矩将使船体 发生扭转变形。目前普遍认为，对集装箱船、大开口散货船、大开口多用途船等 第一章绪论 甲板具有长大开口的船舶来说，船体的抗扭刚度较弱，易发生显著的扭转，从而 引起舱口变形，或在船体中产生翘曲应力。扭转作为一种整体破坏形式，对于大 开口船来说应上升到与总纵弯曲同等的地位，有必要对该类船体进行扭转分析或 弯扭耦合分析5 11 6 1 。 大开口范围之外的散货船的强度评估以总纵强度为主，其扭转影响通常不作 为考查的重点。事实上，散货船破损分析和研究情况显示，单纯由总纵强度和剪 切作用引起结构失效形式是很少的，扭转作为一种整体载荷形式必须予以充分考 虑u 1 。目前尚没有关于扭转作用对常规散货船影响的详细阐述，实际上，对 常规散货船的扭转问题的研究，有助于考查扭转作用可能引起的破坏形式，特别 是对舷侧结构的影响，以揭示其破坏机理。 鉴于以往散货船舷侧结构的破损情况，散货船共同规范规定船长在1 9 0 米以 上的必须采用双舷侧形式。双舷侧结构也被认为是一种比较合理的结构形式，主 要因为双舷侧的存在，提高了抗弯、抗剪能力，避免货物与外板的直接接触从而 减少腐蚀1 8 1 。值得注意的是：双舷侧板位于中和轴两侧，对于提高总纵弯曲强度 是有限的；单纯通过采用双舷侧结构提高抗剪的途径并不是智慧的选择，因为双 舷侧带来的舱容的损失也是不容忽视的，特别是对于以经济效益为命脉的散货船 运输市场；如果说双舷侧可以很好地避免货物与外板的直接接触避免了腐蚀作 用，那么货物与内侧板的接触同样会造成局部腐蚀问题，而且随着使用年限的增 加，腐蚀问题日益加重，双舷侧散货船的维护问题同样需要重视。从上述角度来 看，双舷侧较单舷侧并不存在明显的优势。 从扭转强度角度来看，目前普遍认为双舷侧结构形成的闭合箱形结构有利于 提高扭转强度，但是双舷侧散货船较同一尺寸的单舷侧散货船扭转强度的提高程 度到底有多少? 其提高机理又是怎样的? 是否双舷侧散货船的强度评估模式可 以完全不必考虑扭转影响呢? 是否双舷侧散货船的使用就会高枕无忧，其安全维 护问题是否就可以放松呢? 所以对与双舷侧散货船的扭转问题同样是值得研究 的，特别是单双舷侧散货船扭转强度提高机理的研究，这将有助于了解双舷侧散 货船由扭转作用可能引起的破损形式，避免双舷侧散货船维护的盲目性，同时有 助于散货船的结构设计。 随着经济的发展，一种小型、快速、专业运输的新型船型也在国内成为设计 的热点。该船型特点是船长在1 9 0 m 以内，一般只有一个或两个货舱，舱口采用 大开口形式，其长度可达7 0 m ，甚至1 0 0 m 。如何评价此类船舶的扭转问题也成 为关注的焦点。 综上所述，对散货船扭转问题进行详细研究，不仅有利于建立合理的散货船 安全评估模式，而且能够为散货船的设计和维护提供一定建议。本文从实际散货 2 第一章绪论 船的纯扭转作用入手，重点讨论扭转作用对于舷侧结构的影响，从而揭示扭转作 用的破坏机理，讨论散货船的扭转强度影响因素，以期为新型散货船的设计提出 合理建议，避免双舷侧散货船在使用过程中出现维护盲区。 1 2 国内外研究现状 目前，船体的扭转问题通常采用以薄壁梁理论为基础的迁移矩阵法和有限元 直接分析法。将船体看作薄壁梁，其内部由舷侧肋骨、船底肋板等构成的横向框 架结构和横舱壁又使得船体在扭转时能较好地符合刚周边假定。目前用薄壁梁理 论来计算扭转问题可以得到较为精确的结果，这是对大开口船体的总体弯扭强度 分析的一种实用方法6 11 7 1 。有限元法能够真实反映实际结构特征，直接显示计 算结果，并且随着计算机的发展，有限元方法已经成为船舶强度分析中最主要的 分析手段，也不失为解决扭转问题的一种方法。 对于大开口船舶的扭转问题，目前，国内外的研究基本以集装箱船为主，重 点研究扭转对于开口角隅的影响。对散货船的研究也多集中在总纵强度和剪切强 度的基础上的，很少涉及散货船的扭转问题。2 0 0 6 年散货船共同规范生效，关 于散货船的研究也围绕共同规范展开，但研究形式多以直接计算形式为主对散货 船的极限强度和屈曲强度进行分析。 胡毓仁、陈伯真给出下限定理计算扭转极限状态下船体剖面上塑性剪流分布 的方法，并计算剖面的极限转矩，应用此方法对3 艘不同尺度的大开口集装箱船 进行计算，所得极限转矩与主要船级社规范公式计算的波浪转矩设计值进行了比 较，从而得到船体在扭转方面安全性的粗略的定性估计。计算结果表明，对大型 和超大型集装箱船，扭转方面的安全性必须引起重视，同时指出大开口船舶扭转 时在船体中部波浪转矩有最大值的部分，而翘曲应力较小，因此认为船体中部处 于纯扭转状态1 5 l o 张爱锋、万正权利用全船建模形式对某集装箱船斜浪6 0 。航行时的极限承 载能力进行计算，并指出波浪诱导扭矩沿船长呈双峰形分布，其峰值出现在距艏 艉约1 3 l 附近，船体水平弯曲总是与扭转共生，且在斜浪时达到最大。在弯扭 联合变形下，船体高应力部位除出现在机舱前端甲板舱口角区外，还出现在船中 舭部1 9 1 0 黄衍顺、王颖等以一艘散货船为例，采用按随机过程确定的载荷组合弯矩， 对单、双舷侧两种结构分别计算船舶的极限弯矩和最大剪应力，进行可靠性评估， 结果表明双舷侧结构可以大幅减小舷侧的剪应力，但对总纵强度的影响不明显； 最后分析了双舷侧宽度对极限弯矩和最大剪应力的影响，提出了选取双舷侧宽度 3 第一章绪论 值的建议1 1 5 1 。 j e o mk e ep a i k 等人对大开口船舶的极限扭转强度特征进行研究，以集装箱 船为例计算扭转翘曲应力和剪应力，通过理论和数值分析显示，扭转翘曲应力虽 然对船体梁的极限弯曲强度的影响不大，但对于低抗扭刚度的船体却不可忽视扭 转作用。他们以理想结构单元法为基础，建议相邻横舱壁之间的单段结构( 相邻 肋位之间的部分) 和多段结构进行扭转极限强度分析，同时陈述了边界条件的重 要性1 1 7 1 。 h a i h o n gs u n ，c g u e d e ss o a r e s 通过实验确定大开v i 船的扭转极限强度，利用 两个具有相同尺寸的模型反应分别进行非线性有限元分析和纯扭转实验。结果表 明二者虽然破坏形式不同，但极限扭矩是一致的，有限元分析是边界条件的选择 是很重要的，线弹性分析或许有助于寻找翘曲变形的约束点( 零翘曲位移点) ， 过多约束点反而会使得极限扭转计算值增大1 1 8 1 。 此外，刘之昱重点讨论了散货船的疲劳评估过程，并以2 1 万吨散货船为例 依据规范进行疲劳分析和极限强度校核1 2 0 1 。汪竹在i a c s 共同规范的基础上， 利用逐次递增破坏分析法对散货船极限强度进行研究，并讨论了各参数如板厚、 杨氏模量等对极限强度的影响 2 1 1 。 1 3 本文研究内容 本文从实际散货船的纯扭转强度分析出发，以舷侧结构为重点研究对象，探 索扭转作用对舷侧结构的破坏机理，揭示双舷侧散货船对改善扭转强度方面的作 用及其作用机制，同时对影响散货船扭转强度的多个因素进行定性分析，即扭转 强度敏感度分析，力图揭示散货船结构形式对扭转强度的影响，以期为散货船的 设计提供合理建议。本文将就分为三个部分： 首先，针对散货船扭转问题的特点，确定能够反映实际问题并满足研究需要 的力学模型类型及其建模原则。 第二，以规范外载为基础，建立单双舷侧散货船有限元模型，进行扭转破坏 分析，探讨扭转对单舷侧散货船的影响，并对单双舷侧散货船的扭转强度进行比 较，以揭示双舷侧散货船对于提高抗扭强度的机理。 第三，建立适用于定性分析的力学模型，通过改变主尺度、横剖面各结构 几何尺寸等方式，实现散货船扭转敏感度分析，探讨散货船结构形式对扭转强度 的影响。 4 第二章散货船扭转力学模型的建立 第二章散货船扭转力学模型的建立 本章首先研究散货船扭转问题的特点，根据薄壁梁理论结合有限元法，并就 不同建模方式对于扭转问题的影响进行讨论，以确定用于扭转分析的力学模型。 同时有必要依据研究内容和解决的问题，对扭转力学模型进行分类讨论，确定解 决常规散货船的扭转分析模型和扭转敏感度分析模型的建模原则，以确保力学模 型能够全面反映实际情况，实现扭转问题的深入研究。 2 1 散货船扭转问题的分析 对于散货船的扭转问题的研究，如何科学地借鉴以往的研究成果，选取适当 的研究方法，建立合理的力学模型是保证研究顺利的必要前提。 根据薄壁梁理论，在将船体看作薄壁梁处理时，船体在发生扭矩作用下发生 扭转变形，不仅在船体横剖面内产生扭转剪应力还会产生翘曲应力。由于闭口薄 壁结构的扭转刚度较开口薄壁结构的扭转刚度大得多，因此当船舶的闭口艏艉结 构与主船体的大开口货舱段相连接时，对大开口部分的扭转变形起到了限制和约 束作用 2 4 1 1 2 5 1 。目前普遍认为大开口船舶中部货舱区的纯扭转状态，不会产生翘 曲，这是因为船体扭转时，在扭矩出现最大值的区域，翘曲应力较小；翘曲应力 最大值出现在艏部或艉部闭口段与货舱开口区的连接处，此时扭矩则较小t 5 1 。 针对大开口船的弯矩问题最直接有效的方法是建立全船有限元模型进行分 析，但此种计算方法需要把船体质量、货物质量，波浪压力和惯性力作用在船上 统一考虑，因此存在工况太多和强度标准难以确定的问题，对与某一特定散货船 的强度评估是可行的，但是对于扭转机理分析和变尺度等定性分析则是难以实现 的。 在对某一散货船进行全船有限元分析时，船舶各种工况在不同航行状态时的 强度计算结果显示，建立中央舱段的有限元模型进行强度分析是足够的 2 6 1 。 利用薄壁梁理论，对结构进行相应的简化，并建立部分舱段有限元模型进行 扭转分析已经成为目前研究的一种方法，例如j e o mk e ep a i k 给出了用于扭转有 限元分析的相邻肋骨之间单段模型和相邻横舱壁之间多段模型，而h a ih o n gs u n , c g u e d e ss o a r e s 对相同尺寸的大开口船舶结构( 含三个舱段) 进行扭转实验和 扭转有限元分析，其极限扭矩是一致的。散货船共同规范也提出了用于直接计算 的三舱段模型。 无论是迁移矩阵法、整船有限元模型分析方式还是三舱段有限元模型分析方 第二章散货船扭转力学模型的建立 法各有优缺点。根据本文研究内容和研究重点，为适应现有计算机条件，本文建 立三舱段有限元模型进行扭转分析。 2 2 散货船扭转问题力学模型分析 2 2 1 模型范围及简化处理 依据以往类似问题的处理方式，参照散货船共同规范，建立三个货舱长度的 有限元模型，覆盖四个横舱壁，在横向上包含两舷。 在建立有限元模型时，可根据研究问题的特定进行一定的简化处理，以提高 效率。扭转作用主要由船体的外板和主要横向构件承受，因此在实际建模中忽略 纵向构件的影响，而是以箱形梁结构为主，主要包含甲板板、舷侧板、横舱壁( 无 凳底结构) 、顶边舱和底边舱斜板、舱口端部结构，强横梁、强肋骨、强肋板、 船底纵桁。舭部半径处可以折线形式代替。 本文的研究重点是舷侧结构，因此对甲板结构和横舱壁结构的简化处理是可 行的。 2 2 2 模型载荷条件分析 有限元方法中载荷条件对模型分析有直接的影响，应当慎重选取。载荷条件 包括加载形式和约束条件。 目前用于分析扭转问题的舱段有限元模型的载荷条件有以下几种方式： 对模型一个端面的所有节点施加位移约束，另一端面施加四个角点的载 荷，以形成扭矩一1 。 选取相邻肋位间结构或相邻横舱壁之间的舱段结构作为分析模型，并在 即将施加载荷处( 横剖面) 设置硬角单元。限制模型一端节点的所有自 由度，其余节点自由。在硬角单元处设计集中载荷，形成扭矩。此时， 由于部分翘曲位移受到限定，扭转会产生翘曲应力和剪应力，能够很好 的体现船体扭转特征 1 7 1 。 选取半舱段结构，在开口端部施加约束条件，即限定三点的翘曲位移， 这三个节点的位置将由薄壁梁理论计算得到，即零翘曲位移点；非加载 端节点限制水平和垂向位移，其他自由度不限定。在加载端四个角点施 加集中载荷形成扭矩。此时，有限元计算的破坏处靠近闭口端，与模型 实验相符合1 1 8 1 0 为了表达扭矩，在两端横剖面对角线两端加集中载荷；边界条件则是采 第二章散货船扭转力学模型的建立 用另一对角线两端简支，并在上甲板四个角点加刚度很小的0 维弹簧单 元 2 5 1 。 对上述加载条件分析可以看出，对模型一个端面上所有节点施加位移约束， 在另一端面施加载荷能够很好的模拟舱段扭转实际情况，但是施加集中载荷可能 会在成在加力点形成应力集中或是应力突变，不利于结果的分析，需要设置硬角 单元或是加长舱段，以避免加载带来的影响。 借鉴以往有限元分析和规范关于有限元直接计算分析形式，结合有限元分析 原理，确定本力学模型的加载条件是：对模型一个端面上的节点施加位移约束， 在另一端面施加集中扭矩。其中扭矩的施加借助于端部的刚性区域，即在结构一 端建立独立点，并在独立点和模型端部建立刚性区域，节点处施加扭矩。 独立点沿船长方向位于纵中剖面线上，距离端部距离为两倍强肋位间距，位 于型深中部。 2 2 3 力学模型分类讨论 一个力学模型只有很好的表达了要研究的问题，反映实际问题的诸多因素， 反映实际特征，才能达到研究的目的。 随着散货船的发展，散货船不再拘泥于常规散货船形式，而是向着吨位更高、 舱口尺寸更大等能够提高效益的方向发展，灵便型散货船和超大型散货船也得到 发展，其结构尺寸不再拘泥于常规散货船结构形式，例如加大舱长、增加舱口尺 度与甲板尺度的比例等等。关于散货船扭转问题的研究也不再就一种类型、一种 尺寸和一种结构形式的分析，而是要全面考虑这些能够对扭转强度有所影响的因 素。 散货船的主尺度影响载荷大小，对扭转强度也有一定的影响，一般认为肥大 型船受扭转影响较大。船长的变化也会引起舱长的变化，舱长型宽比也会随之变 化。对箱形薄壁梁而言，横截面积影响着极限扭矩，即极限扭矩随着横截面面积 的增加而增加1 9 1 。改变横截面面积除增加板厚外最为直接方式便是增加型宽和深 度，所以型深和型宽的比例也将作为考查的因素。 众所周知，大开口的存在降低了船体结构的扭转刚度，所以舱口的尺寸将会 是扭转强度的敏感因素。从散货船结构形式来看，大开口形式取决于舱口各向尺 寸与舱段各向尺寸的比例关系，而舱口的宽度又在很大程度上决定了顶边舱的尺 寸。同样的双层底和底纵桁的存在保证了底部的扭转刚度，双层底的高度和底边 舱间距直接决定了底边舱的大小。对于单舷侧散货船，底边舱和顶边舱的几何尺 寸又决定了舷侧中间列板的几何尺寸，从散货船舷侧结构破损情况来看，舷侧板 在顶边舱附近极易撕裂破损，即中间列板同顶、底边舱的连接是高危险区，所以 第二章散货船扭转力学模型的建立 有必要将中间列板作为一种影响因素进行详细分析。 此外，艏艉结构形式对大开口扭转特性有很大影响，比如能够改善扭转应力、 减小翘曲，从而提高扭转强度1 2 5 j 。 综上所述，主尺度、横剖面各结构的几何尺寸、大开口形式等都将影响散货 船的扭转强度，其影响程度则是研究的一个焦点。散货船扭转敏感度分析，不仅 有助于全面了解散货船扭转问题，也对实际设计有重要意义。 对于常规散货船的扭转破损分析，直接建立实船有限元模型即可实现，但是 对于扭转敏感度分析时实际船型为基础的力学模型是难以实现的，而且模型也不 再单一，必须是针对某一因素的不同变化形式建立一系列模型。 因此，本文的力学模型分为两类：一种用于解决常规散货船扭转问题的实际 船体的有限元模型，另一种是用于解决定性分析的简化模型。 在扭转敏感度分析时，由于主尺度、开口尺寸等因素之间存在直接或间接的 联系，因此在建模过程中可利用这些联系，实现模型尺寸无量纲化，从而达到既 能反映实际情况又能实现定性分析的目的。同时，完全依照实船建模，工作量大， 而且难以实施，所以有必要对模型进行一定的改进，例如对现有实船模型进行比 例缩放或是按照散货船结构形式自行设计力学模型等，同时结构应当尽量简化， 以能够表达问题的基本特征和实现研究目的为目标。 2 3 本章小结 本章针对散货船扭转问题的特点，在科学借鉴以往研究成果之上，参考散货 船共同规范，确定建立三舱段有限元模型的分析方法。并根据实际研究内容将力 学模型分为实船力学模型和扭转敏感度分析模型两类，前者依照实际散货船基本 结构形式建立模型，用于解决常规散货船扭转分析问题，后者根据实际散货船基 本参数进行缩放处理和必要的简化处理，用于分析各种因素变化对扭转强度的影 响。本力学模型能够较全面的反映实际中散货船扭转问题的复杂性，从而能够保 证研究的深入性。 本章所建立的力学模型可以作为散货船扭转问题研究的一种方式，其加载形 式是前所未有的，也是在目前有限元分析方法上的一种实践。 第三章散货船扭转作用分析 第三章散货船扭转作用分析 本章将就常规散货船扭转问题进行详细分析，以实际单舷侧散货船的基本参 数和结构形式为基础，建立有限元模型，参照散货船共同规范计算扭矩，并将上 述单舷侧散货船改造为双舷侧散货船，实现基于散货船共同规范扭转载荷下的散 货船扭转分析，重点讨论扭转对舷侧结构的影响，比较单双舷侧散货船的扭转强 度，力图揭示扭转对单舷侧散货船舷侧结构的破坏形式和双舷侧散货船在改善扭 转强度方面的作用机理。 3 1 常规散货船扭转力学模型简介 3 1 1 实船简介 散货船共同规范规定，凡船长大于等于1 9 0 米的散货船，必须采用双舷侧结 构，但在现有散货船中，船长在1 9 0 米以上采用单舷侧结构的并不少见。为此， 本论文选取船长小于1 9 0 m 和大于1 9 0 m 的单舷侧散货船，以保证研究的广泛性， 并且对所选单舷侧散货船进行双舷侧改造，以实现单双舷侧散货船扭转比较。其 具体参数见表3 1 。 表3 1 单舷侧散货船基本参数 名称1 8 5 m 散货船 2 2 2 m 散货船 垂线间长k b p ( m ) 1 8 52 2 2 型宽b ( m ) 3 2 - 2 6 3 8 型深d ( m ) 1 82 0 7 吃水t ( r n ) 1 2 81 4 9 方型系数c b0 8 7 6 0 8 5 5 双层底高h ( m )1 7 81 9 开1 2 1 端梁高h t ( m )1 0 0 8 舱长l ( m ) 3 02 5 5 舱1 3 长l h ( m ) 2 1 5 1 7 8 5 舱口宽b h ( m ) 1 8 2 61 7 肋骨间距( m )o 8 20 8 5 9 第三章散货船扭转作用分析 旁底纵桁间距b s ( m ) 1 1 9 1 3 横梁i l l 4 4 5 0 1 2 x1 5 0上1 4 4 5 0 1 2 1 5 0 肋骨上1 4 4 1 0 1 8 2 1 0 上1 4 4 0 0 2 0 2 0 0 l 5 0 05 8 4 5 0 0 b d1 7 9 2 2 5 0 c b0 8 7 3 0 6 00 8 5 5 0 6 0 l 肌0 7 1 7 0 8 9o 7 0 o 8 9 b 舳0 5 6 7 0 7 0 o 6 6 o 7 0 是否大开口否否 上述两条散货船均不属于大开口散货船，后者的长度大于1 9 0 m ，但依然是 单舷侧结构形式，因此能够全面的反映现有常规散货船单舷侧结构形式。 3 1 2 有限元模型简介 依据实际尺寸建立三舱段有限元模型，在建模过程中进行简化处理。考虑到 扭转作用主要由船体的外板和主要横向构件承受，因而略去了纵向构件和舱1 2 1 围 板的影响，同时将甲板结构和横舱壁结构简化为平面板结构，并且只计及强横梁、 强肋骨腹板的作用。 同时根据研究内容需求针对每一散货船建立单双舷侧两种模型。将单舷侧散 货船改造成双舷侧散货船时，只需设置双舷侧，基本尺寸并不改变，内外舷侧间 距初步选定为1 2 m n 5 1 ，内外舷侧之间的加强结构厚度同原单舷侧散货船肋骨板 厚度。 模型采用板壳单元，建立独立点，独立点为单位质量。图3 1 为1 8 5 m 散货 船有限原模型。 1 0 第三章散货船扭转作用分析 3 1 3 扭转力矩 图3 - 】1 8 5 m 单舷侧散赞船有限元模型 本文研究波浪作用下的纯扭转作用。根据散货船共同规范，船体任一横剖面 的波浪扭矩( k n m ) ，由以下公式计算所得： 式中： m 7 - - 04 。持矿d c m = 0 2 2 c lb ：c 自2 - ，r ：分布因数，定义如下： f n = s i n ( 孚 和s - n 2 詈 c 波浪参数，取为： 们s 一( 丽3 0 0 - 一l 0 0 厂9 0 ；l 。3 0 0 m 雠舶l 】js 0 一。 舱口长度选定为0 6 倍舱长和0 8 倍舱长，改变舱口宽度，使得分析涵盖了 常规船与大开口船形式，因而具有普遍性。模型其他情况同表4 - l l 。 表4 - 1 1 不同尺寸舱口扭转应力( 单位m p a ) l i d l = o 6l h l = o 8 b h b 0 6 o 6 5 o 7o 7 5o 8o 60 6 50 70 7 5o 8 乩舣1 9 2 7 52 1 0 3 42 6 4 3 52 7 4 4 83 2 2 0 43 1 6 7 73 1 5 2 63 4 4 2 43 7 2 0 14 1 3 7 3 s i d e7 3 5 28 7 6 21 0 6 1 51 2 9 9 81 5 9 27 7 4 9 68 5 3 09 7 0 79 5 6 91 3 9 6 m i d7 0 2 47 5 2 68 2 0 89 1 9 61 0 6 1 87 4 8 77 9 9 28 6 3 8 1 1 6 6 91 0 8 9 4 d e c k1 9 2 7 52 1 0 3 42 8 0 9 32 7 4 4 83 2 2 0 43 1 6 7 7 3 1 5 2 63 3 0 2 23 5 0 6 84 1 1 _ 5 9 h a t c h 2 5 7 6 12 5 3 9 6 2 8 6 0 3 2 7 6 7 43 0 7 8 3 3 6 9 33 6 3 33 5 8 5 53 7 2 0 14 1 3 7 3 b e a m1 4 7 21 6 8 9 61 7 1 1 91 9 1 7 91 8 1 1 52 6 7 82 7 2 3 52 8 2 4 62 5 6 5 62 6 3 1 5 f r2 2 6 72 6 9 43 1 9 84 0 4 65 1 0 6 1 8 0 91 7 3 8 2 1 0 82 6 7 63 4 9 5 b h1 3 0 91 3 4 21 4 5 61 3 9 91 3 9 12 8 9 62 5 6 62 7 9 33 1 0 43 4 8 3 4 s2 4 4 32 6 8 53 0 0 83 5 3 04 7 8 14 3 3 14 4 4 35 5 o o6 3 9 36 9 4 2 1 4 s1 1 9 41 4 3 31 7 4 72 2 3 62 9 4 61 6 6 41 9 5 0 22 0 6 52 7 0 6 12 9 3 4 2 4 s1 1 8 62 0 3 32 3 9 13 0 5 53 8 3 22 5 9 7 2 5 9 93 0 5 63 4 7 23 6 6 0 d i s 1 8 。6 02 1 2 7 2 4 7 0 2 9 2 0 3 5 3 92 6 9 83 0 4 03 4 4 43 9 3 14 5 4 1 r o t0 0 0 5 1 0 0 0 5 8 0 0 0 6 50 0 0 7 10 0 0 8 90 0 0 6 60 0 0 7 10 0 0 8 60 0 0 9 10 0 1 0 2 第四章散货船扭转强度敏感度分析 图4 1 0 不同舱口尺寸扭转应力曲线( l 肌= 0 6 ) t o r t i o n a lr e s u l t ( l h l = o 8 ) - 一s i d e 卜一m i d * f r 卜b h 一- 一1 4 s 一2 4 s * 4 s o 60 6 50 70 7 5o 8 b h b 图4 1 1不同舱口尺寸扭转应力曲线( l 肌= 0 8 ) 增加舱口尺寸时，扭转影响随之增加，甲板和舱口端部结构的影响最为严重， 因为通常在这些结构出现最大翘曲正应力和剪应力，其应力接近或超过材料应力 极限。例如，当舱口宽度在0 7 倍型宽，舱口长度由0 6 倍舱长增加到0 8 倍舱 长时，甲板应力由2 8 0 m p a 增加到3 3 0 m p a 。 舷侧结构最大应力一般为最大应力的0 2 - 0 3 倍左右，当舱口长度固定时， 增加舱口宽度，舷侧结构最大扭转应力几乎成线性增加，特别是舱口长为o 8 倍 4 9 踟加踟印加o 第四章散货船扭转强度敏感度分析 舱长时。舱口长度不超过0 7 倍舱长时，中间列板最大应力增加缓慢，之后增加 速度明显变大。 舱口尺寸的改变对与肋骨、横舱壁等结构的影响并不是很大，这主要是因为 应力相对较小，即使有突变也会在允许范围内。 4 2 6 扭转强度敏感度分析总结 扭矩不变的情况下，扭转影响随着长宽比的增加而变大，而增大宽深比，扭 转影响则会降低。其改变程度较实际情况中船长、型宽和型深对扭矩影响的程度 要小得多，所以船体主尺度对扭转强度的影响主要表现为对扭矩大小的影响，同 时长宽比值变化比型深与型宽的比值变化引起的影响更为显著，而且肥大型散货 船更易受扭转作用影响。因此，从扭转强度角度建议，长度较大的散货船应谨慎 地选择船宽，而船长较小的散货船，适当的增加型宽是允许的，就单舷侧散货船 结构而言，深宽比值在0 6 5 时是比较合适的。 双层底高度和底边舱间距对于扭转强度的影响是微不足道的，因此在设计过 程中只需要符合实际舱容和其他强度要求即可。 增加舱口尺寸时，扭转影响随之增加，甲板和舱口端部结构的影响最为突出。 当舱口长度固定时，增加舱口宽度，舷侧结构最大扭转应力几乎成线性增加，中 间列板最大应力在舱口长度不超过0 7 倍舱长时，增加缓慢，之后增加速率明显 变大。舱口尺寸的改变对与肋骨、横舱壁等结构的影响并不是很大。 中间列板的高度对于扭转强度影响不是很大，只有通过改变顶边舱的高度才 会间接地对扭转强度产生明显的影响，这也证明单舷侧散货船的抗扭刚度依赖于 船体各结构的抗扭刚度的分配形式，即顶边舱、底边舱和双层底结构自身形成的 闭合结构的抗扭刚度，闭合结构的刚度决定了能否保证变形的连续性，从而决定 了局部应力分布状态。 4 3 扭转不一致现象的模拟分析 顶边舱和底边舱的刚度差异是造成扭转不一致的直接原因，而在实际变形中 当扭转变形微小时，将不会存在扭转不一致问题，但是对于大变形，这种现象则 不可忽略，而它对结构的直接影响还需要进一步的讨论。 4 3 1 扭转不一致模拟力学模型 三舱段模型的扭转分析建立在整体结构的基础上，其计算结果在一定程度上 反映了扭转不一致现象，但就其加载形式决定了扭转变形和扭转角位移的方向是 第四章散货船扭转强度敏感度分析 单一的，并代表所有的实际情况。所以跳出先前分析的范畴进行扭转不一致模 拟分析就成为必要，此时的研究对象不再是整体结构模型，而是任一断面的横向 框架结构。 由于横向框架结构具有对称性双层底结构对底边舱有很好的支持作用，可 选取部分结构建模，结构包括横梁、肋骨、部分肋板，这里以1 2 2 m 散货船的任 一横向框架结构为基础，建立力学模型，如图4 一1 2 所示。其约束形式见图4 1 3 ， 蓝色表示位移约束，黄色表示角位移约束。 圈4 1 2 框架结构示意图 国4 13 约束条件爱角位移 第四章散货船扭转强度敏感度分析 4 3 2 扭转不一致模拟分析计算结果 假设顶边舱转角为口1 ，底边舱转角为口2 ，假设逆着x 轴正向旋转方向为正 向，并分以下三种情况进行讨论： 条件一：同口2 均为正，角度差分别为0 0 0 2 r a d s 和0 0 0 3 r a d s 。 条件二：为正，口2 为负，口2 为0 0 0 1 r a d s ( 0 0 6 。) ，口1 由0 0 0 2 到0 0 0 8 r a d s 逐渐增大。 条件三：口i 同口2 均为负，角度差分别为0 0 0 2 r a d s 和一0 0 0 3 r a d s 。 表4 1 2 条件一的计算结果 口l 和口2 均为正，i a l _ 9 9 2 i = o 0 0 2 口10 0 0 40 0 0 50 0 0 60 0 0 70 0 0 80 0 0 90 0 1 a 20 0 0 2 0 0 0 30 0 0 4 0 0 0 50 0 0 60 0 0 70 0 0 8 m a x ( m p a )4 0 2 76 0 2 98 0 3 01 0 0 3 11 2 0 3 21 4 0 3 41 6 0 3 5 f r ( m p a ) 1 9 9 82 3 9 0 72 7 8 03 1 6 93 5 5 93 9 4 84 3 3 8 d i s ( m m ) 6 0 4 3 5 7 6 4 39 2 3 7 1 0 8 3 3 1 2 4 2 91 4 0 2 61 5 6 2 4 r o t ( r a d s )0 0 0 4 10 0 0 5 20 0 0 6 30 0 0 7 40 0 0 8 50 0 0 9 6o 0 1 0 7 口l 和口2 均为正， 口1 口2 i = o 0 0 3 口1 0 0 0 4 0 0 0 50 。0 0 6 0 0 0 7 0 0 0 80 0 0 90 0 l 5 20 0 0 10 0 0 20 0 0 30 0 0 40 0 0 50 0 0 60 0 0 7 l 埙( m 呼a ) 2 2 2 34 0 4 06 0 4 16 0 5 41 0 0 4 41 0 0 5 61 0 0 6 9 f r ( m p a ) 2 2 2 32 6 1 2 73 0 0 23 6 1 33 7 8 14 3 9 25 0 0 3 d i s ( m 皿) 5 9 0 67 4 8 99 0 8 01 0 5 1 41 2 2 6 21 3 6 9 41 5 1 2 8 r o t ( r a d s ) 0 0 0 40 0 0 5 l0 0 0 6 20 0 0 7 20 0 0 8 40 0 0 9 4 o 0 1 0 4 表4 1 3 条件二的计算结果 口1 和口2 方向相反，口2 = 一0 0 0 1 口l 0 0 0 20 0 0 30 0 0 40 0 0 50 0 0 60 0 0 70 0 0 8 5 2。0 0 0 10 0 0 10 0 0 10 0 0 10 0 0 10 0 0 1 0 0 0 l 1 口1 口2 1 0 0 0 30 0 0 40 0 0 50 0 0 60 0 0 70 0 0 80 0 0 9 m a x ( m p a ) 1 9 6 42 0 5 62 6 6 73 2 7 9 3 8 9 0 4 5 0 15 1 1 3 f r (