礦砂船船體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度直接計算指南(初排稿)中

1、中 國 船 級 社礦砂船船體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度直接計算指南20142014年 7月 1日生效北 京 Beijing指導(dǎo)性文件GUIDANCE NOTESGD 08 -2014出 版 說 明為適應(yīng)國際上當(dāng)前大型礦砂船的開發(fā)和設(shè)計的需要,配合國家開展大型礦砂船船型開發(fā) 研究的計劃, 由原國防科工委立項, 經(jīng)造船工程學(xué)會委托, 中國船級社在 2009年基于我社鋼 質(zhì)海船入級規(guī)范 、 雙舷側(cè)散貨船結(jié)構(gòu)強(qiáng)度直接計算指南 、 油船結(jié)構(gòu)直接計算分析指南 、 船體結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度指南等規(guī)范及指南的基礎(chǔ)上研究編寫了大型礦砂船結(jié)構(gòu)強(qiáng)度直接計算指 導(dǎo)性文件。近幾年來, 根據(jù)多型礦砂船的審圖、 入級反饋, 我社重新修訂了該指導(dǎo)性文

2、件, 形成了礦 砂船船體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度直接計算指南 2014稿。本指南的主要內(nèi)容包括 :1規(guī)定了指南的適用范圍、船型定義、符號 ;2整船直接計算的建模要求、工況定義、載荷計算及應(yīng)力衡準(zhǔn) ;3艙段直接計算的建模要求、工況定義、載荷計算及應(yīng)力衡準(zhǔn) ;4細(xì)化網(wǎng)格詳細(xì)應(yīng)力評估的部位、建模要求、許用應(yīng)力 ;5疲勞強(qiáng)度評估的部位、計算方法及衡準(zhǔn) ;6晃蕩載荷要求下的壓力計算、結(jié)構(gòu)強(qiáng)度評估。目 錄第 1章 總則1.1 一般規(guī)定1.2 定義1.3 構(gòu)件尺寸第 2章 貨艙區(qū)域結(jié)構(gòu)強(qiáng)度直接計算2.1 一般規(guī)定2.2 結(jié)構(gòu)有限元建模2.3 屈服強(qiáng)度評估2.4 屈曲強(qiáng)度評估2.5 詳細(xì)應(yīng)力評估第 3章 整船結(jié)構(gòu)強(qiáng)度直接計算

3、3.1 一般規(guī)定3.2 結(jié)構(gòu)有限元建模3.3 工況及載荷3.4 慣性平衡及邊界條件3.5 應(yīng)力衡準(zhǔn)第 4章 疲勞強(qiáng)度評估4.1 一般要求4.2 有限元建模4.3 工況與載荷4.4 疲勞強(qiáng)度評估方法4.5 主要構(gòu)件應(yīng)力評估4.6 艙口角隅的應(yīng)力評估附錄 1 礦砂船波浪載荷計算規(guī)程第 1章 總 則1.1 一般規(guī)定1.1.1 本指南適用于船長 150米及以上,整個貨艙區(qū)域內(nèi)通常建有單甲板、兩道縱向艙 壁和雙層底、 僅有中間貨艙主要用于運輸?shù)V砂貨物的無限航區(qū)、 自航式礦砂船船體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度 直接計算評估。礦砂船典型橫剖面圖見 1.1.1。 圖 1.1.1 礦砂船典型橫剖面1.1.2本指南給出了礦砂船整船、

4、貨艙段主要結(jié)構(gòu)在規(guī)定載荷作用下的強(qiáng)度評估方法。 1.1.3 直接計算可采用適用的通用程序,如使用非通用程序時,送審單位還應(yīng)提供所采 用的計算機(jī)程序可靠性說明的文件。1.1.4 送審的直接計算技術(shù)文件應(yīng)包括:(1 所使用的圖紙清單;(2結(jié)構(gòu)有限元模型的詳細(xì)描述;(3結(jié)構(gòu)模型和相關(guān)屬性圖形;(4所使用的材料特性詳細(xì)情況;(5邊界條件的詳細(xì)描述;(6所施加的載荷的詳細(xì)情況;(7描述與載荷有關(guān)的結(jié)構(gòu)模型的響應(yīng)的圖形和結(jié)果;(8總體和局部變形的歸納與圖形;(9描述所有構(gòu)件的 von Mises 應(yīng)力,各方向應(yīng)力和剪應(yīng)力不超過強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)的匯總和 詳圖;(10板格的屈曲分析和結(jié)果;(11顯示滿足或不滿足強(qiáng)度標(biāo)

5、準(zhǔn)的結(jié)果表格輸出;(12必要時,對結(jié)構(gòu)的建議修改方案,包括修改后的應(yīng)力評估和屈曲特性。1.2 定義1.2.1 單位制定義質(zhì)量:噸(t ;長度:米 (m;時間:秒 (s;力:牛頓 (N或千牛頓 (kN;應(yīng)力:牛頓 /毫米 2(N/mm2 ;壓力:千牛 /米 2(kN/m2 。1.2.2 符號規(guī)定L 船長, m ;與 CCS 鋼質(zhì)海船入級規(guī)范 (以下簡稱鋼規(guī) 第 2篇第 1章第 1節(jié)的定義相同;B 船寬, m ;與鋼規(guī)第 2篇第 1章第 1節(jié)的定義相同;D 型深, m ;與鋼規(guī)第 2篇第 1章第 1節(jié)的定義相同;d 吃水, m ;與鋼規(guī)第 2篇第 1章第 1節(jié)的定義相同;C B 方形系數(shù);與鋼規(guī)第

6、 2篇第 1章第 1節(jié)的定義相同;V 結(jié)構(gòu)吃水下最大設(shè)計航速, kn ;g 重力加速度, g=9.81m/s2;C w 波浪系數(shù); 海水密度, =1.025t/m3;e Von Mises應(yīng)力(N/mm2 , e =2xy y x 2y 2x 3+-+;x 單元 x 方向的應(yīng)力(N/mm2 ;y 單元 y 方向的應(yīng)力(N/mm2 ;xy 單元 xy 平面的剪應(yīng)力(N/mm2 ;l 船體梁縱向的應(yīng)力(N/mm2 ;a 梁單元軸向應(yīng)力(N/mm2 ;w 船體梁橫向或垂向的應(yīng)力(N/mm2 ; 腹板總深度的平均剪應(yīng)力(N/mm2 ;K 材料換算系數(shù),見鋼規(guī)第 2篇第 1章第 5節(jié);E 材料彈性模量。

7、對鋼材, E = 2.06×105 N/mm2; 材料泊松比。對鋼材, = 0.3。1.3 構(gòu)件尺寸1.3.1 除另有規(guī)定外,本指南直接計算中的構(gòu)件尺寸指的是建造尺寸。第 2章 貨艙區(qū)域結(jié)構(gòu)強(qiáng)度直接計算2.1 一般規(guī)定2.1.1 對于船長在 150米及以上的礦砂船,應(yīng)基于三維有限元分析進(jìn)行貨艙區(qū)主要構(gòu)件 的直接強(qiáng)度評估。2.1.2 艙段區(qū)域結(jié)構(gòu)強(qiáng)度有限元直接計算分析按以下要求進(jìn)行:(1結(jié)構(gòu)有限元模型的生成按照本章 2.2要求進(jìn)行;(2屈服強(qiáng)度直接計算分析按照本章 2.3要求進(jìn)行;(3屈曲強(qiáng)度直接計算分析按照本章 2.4要求進(jìn)行;(4詳細(xì)應(yīng)力分析按照本章 2.5要求進(jìn)行;2.1.3艙段

8、結(jié)構(gòu)強(qiáng)度直接計算分析的流程圖見圖 2.1.3。圖 2.1.3 艙段有限元直接計算流程2.2 結(jié)構(gòu)有限元建模2.2.1 一般要求2.2.1.1用于貨艙區(qū)主要構(gòu)件屈服強(qiáng)度、 屈曲強(qiáng)度、 詳細(xì)應(yīng)力評估以及用于疲勞分析的熱點應(yīng)力評估的三維有限元模型應(yīng)按照本節(jié)要求進(jìn)行。2.2.1.2所有主要構(gòu)件應(yīng)在有限元模型中建模, 包括:外殼和內(nèi)殼、 雙層底肋板和桁材系 統(tǒng)、 橫框架和垂直桁材、 水平縱桁以及橫艙壁和縱艙壁。 這些構(gòu)件上的所有板和扶強(qiáng)材均應(yīng) 建模。2.2.2模型范圍2.2.2.1 用于屈服強(qiáng)度、屈曲強(qiáng)度、詳細(xì)應(yīng)力評估直接計算的艙段有限元模型,應(yīng)選取 貨艙區(qū)以目標(biāo)艙為中心,艏艉各延伸 1/2貨艙長,即

9、1/2個貨艙+1個貨艙+1/2個貨艙,見 圖 2.2.2.1(1。模型端部應(yīng)延伸至鄰近強(qiáng)框架位置,見圖 2.2.2.1(2。垂向范圍為船體型深, 包括艙口圍板結(jié)構(gòu)。 如艙段結(jié)構(gòu)與計算載荷對稱與縱中剖面, 模型可取左舷, 即橫向為船體 型寬的一半。評估目標(biāo)艙為中間艙段包括前后艙壁、凳結(jié)構(gòu)區(qū)域。 圖 2.2.2.1(1屈服模型范圍 圖 2.2.2.1(2 艙段有限元模型2.2.2.2 用于疲勞強(qiáng)度的熱點應(yīng)力評估的有限元模型,應(yīng)選取貨艙區(qū)以目標(biāo)艙為中心的 三艙段全寬模型,且端部需根據(jù)實際結(jié)構(gòu)包括完整的艙壁、凳結(jié)構(gòu),見圖 2.2.2.2。 圖 2.2.2.2 艙段有限元全寬模型2.2.3坐標(biāo)系規(guī)定x

10、沿船長方向,向首為正;y 沿橫向,從縱中剖面向左舷為正;z 沿垂向,基線向上為正。2.2.4艙段有限元模型2.2.4.1選擇單元類型應(yīng)按照以下原則:(1承受側(cè)向載荷的扶強(qiáng)材使用梁單元,不承受側(cè)向載荷的扶強(qiáng)材可使用桿單元。(2船體的內(nèi)外殼板、強(qiáng)框架、縱桁、肋板、平面艙壁桁材、肋骨等的高腹板以及槽 型艙壁和壁凳用板單元模擬。 建模中應(yīng)盡可能使用少使用三角形單元, 特別是高應(yīng)力區(qū)域和 開孔周圍、肘板連接處和折角連接處等應(yīng)力梯度大的區(qū)域,應(yīng)避免使用三角形單元。 (3板單元長寬比應(yīng)不超過 3,在可能產(chǎn)生高應(yīng)力或高應(yīng)力梯度的區(qū)域,板單元的長 寬比應(yīng)盡可能接近 1。2.2.4.2有限元網(wǎng)格應(yīng)盡可能遵從結(jié)構(gòu)中

11、骨材的實際排列方式, 以表示骨材之間的實際板 格,具體劃分時應(yīng)按照以下原則:(1船底板、舷側(cè)外板、甲板、縱艙壁、內(nèi)底板,橫向每相鄰兩個縱骨之間為一個單 元,沿縱向,單元長度應(yīng)不大于縱骨間距的兩倍;對于邊艙橫艙壁、制蕩艙壁,每相鄰垂直 扶強(qiáng)材之間為一個單元; 橫框架、垂直桁材、 撐材和水平桁材上, 每相鄰腹板加強(qiáng)筋之間為 一單元。(2雙層底縱桁和肋板、甲板強(qiáng)橫梁、邊艙強(qiáng)框架及其水平桁、邊艙橫撐材沿腹板高 度至少劃分 3個網(wǎng)格。 如果腹板高度較小, 則可以劃分兩個網(wǎng)格, 但在腹板每兩個相鄰加強(qiáng) 筋之間至少為一個網(wǎng)格,且與相鄰構(gòu)件的網(wǎng)格匹配。(3邊艙強(qiáng)框架的網(wǎng)格應(yīng)描述強(qiáng)框架上開孔的實際形狀;對主要支

12、撐構(gòu)件的大肘板自 由邊的曲率應(yīng)準(zhǔn)確描述,以避免由于幾何不連續(xù)導(dǎo)致不真實的高應(yīng)力。(4槽形艙壁和壁凳應(yīng)用殼單元建模,模型應(yīng)包括壁凳隔板和壁凳板上的內(nèi)部縱向、 垂向加強(qiáng)筋,槽條面板、腹板的殼單元網(wǎng)格應(yīng)遵循壁凳的骨材間距。(5以梁單元建模的骨材,應(yīng)與實際結(jié)構(gòu)位置匹配,彎曲中心或者剪切中心偏移方向 與帶板法線方向一致,并與板單元協(xié)調(diào)。2.2.4.3 在前后端面中和軸與縱中剖面相交處各建一個獨立點,端面各縱向構(gòu)件節(jié)點自 由度與獨立點相關(guān)。2.2.4.4結(jié)構(gòu)尺寸采用船舶建造厚度, 應(yīng)充分反應(yīng)基于強(qiáng)度原因的加強(qiáng), 但對于船東的特 殊設(shè)計要求的尺寸或加強(qiáng)不予考慮。2.2.4.5板單元許用應(yīng)力標(biāo)準(zhǔn)采用的是膜應(yīng)力

13、, 即:彎曲板單元的中面應(yīng)力。 梁單元采用 的是軸向應(yīng)力。2.2.5細(xì)化網(wǎng)格模型2.2.5.1按照本章 2.5進(jìn)行詳細(xì)應(yīng)力評估的有限元模型中高應(yīng)力區(qū)域的網(wǎng)格細(xì)化應(yīng)滿足本 條要求。2.2.5.2 高應(yīng)力區(qū)域細(xì)化分析模型使用以下兩種方法:(1細(xì)化區(qū)域可直接包含在整船分析的有限元模型中。(2細(xì)化區(qū)域的詳細(xì)應(yīng)力可用單獨的子模型分析。2.2.5.3細(xì)化網(wǎng)格劃分應(yīng)滿足以下原則:(1細(xì)化區(qū)域的單元尺寸應(yīng)為相應(yīng)區(qū)域普通扶強(qiáng)材間距的四分之一左右或八分之一左 右。(2 單元的長寬比不超過 3, 四邊形單元的角應(yīng)盡可能為 90°, 或者在 45°和 135°之間, 應(yīng)盡量避免三角形單元

14、的使用。(3細(xì)化網(wǎng)格區(qū)域內(nèi)所有板材應(yīng)以板單元表示,包括扶強(qiáng)材。2.2.6精細(xì)網(wǎng)格模型2.2.6.1按照第 4章要求進(jìn)行疲勞分析的熱點應(yīng)力評估的有限元模型的熱點區(qū)域精細(xì)網(wǎng) 格細(xì)化應(yīng)滿足本條要求。2.2.6.2用于熱點應(yīng)力評估的整艙段有限元模型范圍應(yīng)滿足 2.2.2.2要求,熱點區(qū)域應(yīng)采 用精細(xì)網(wǎng)格建模,見圖 2.2.6.2。 圖 2.2.6.2 精細(xì)網(wǎng)格的整體艙段模型的部分2.2.6.3熱點區(qū)域精細(xì)網(wǎng)格單元尺寸應(yīng)近似等于評估區(qū)域的板凈厚度, 單元長寬比應(yīng)接近 1,過渡網(wǎng)格應(yīng)從熱點位置向外所有方向至少四分之一肋骨范圍。圖 2.2.6.4 精細(xì)網(wǎng)格過渡區(qū)域示意圖2.2.6.4網(wǎng)格尺寸應(yīng)從精細(xì)網(wǎng)格逐漸

15、過渡到細(xì)化網(wǎng)格,過渡區(qū)域如圖 2.2.6.4所示。過渡 區(qū)域內(nèi)所有構(gòu)件,包括肘板、扶強(qiáng)材、縱骨、橫框架面板凳,應(yīng)使用板單元建模。焊接的幾 何形狀不必建模。2.2.6.5精細(xì)網(wǎng)格有限元模型單元尺寸采用凈厚度,按照建造厚度減去 0.5t c 求得。主要 構(gòu)件腐蝕增量 t c 見表 2.2.6.5。船體主要構(gòu)件腐蝕增量 表 2.2.6.5 注:(1 干散貨艙上部對應(yīng)于貨艙高速的上三分之一區(qū)域。(2 縱艙壁為整體傾斜,則為內(nèi)底向上 1/3區(qū)域?？v艙壁為上部垂直下部傾斜,則 為下部傾斜區(qū)域。2.3 屈服強(qiáng)度評估2.3.1一般要求2.3.1.1貨艙區(qū)船體結(jié)構(gòu)屈服強(qiáng)度評估應(yīng)按照本節(jié)要求進(jìn)行。2.3.2計算工

16、況2.3.2.1屈服強(qiáng)度典型計算工況的選取按照表 2.3.2.1的要求。2.3.2.2對于裝載手冊中未設(shè)計多港裝載的船舶,多港口 1(MP1 、多港口 2(MP2 、 多港口 3(MP3、多港口 4(MP4、多港口 5(MP5、多港口 6(MP6可不校核。2.3.2.3除表 2.3.2.1規(guī)定的典型工況,還應(yīng)考慮裝載手冊中其他特殊裝載工況。2.3.2.4 對于擬取得 EL100附加標(biāo)志的船舶,應(yīng)補充下述快速裝載過程中的港內(nèi) 工況; 如快速裝載手冊中存在更為嚴(yán)重的其它裝載工況, 也應(yīng)進(jìn)行結(jié)構(gòu)強(qiáng)度直接計算。 屈服強(qiáng)度計算工況 表 2.3.2.1注:T SC :結(jié)構(gòu)吃水; T NB :正常壓載吃水;

17、 T HB :重壓載吃水。壓載吃水以該壓載工況船中最大吃水為準(zhǔn)。 M SW,S :中垂許用靜水彎矩; M SW,H :中拱許用靜水彎矩; M SW,P,S :中垂許用港內(nèi)靜水彎矩; M SW,P,H :中拱 許用港內(nèi)靜水彎矩M Full :均勻裝載工況下,貨艙內(nèi)貨物去虛擬密度(載貨量 /艙容,最小取 1.0t/m3裝至艙口圍頂部時的載貨量, t ; M H :最大吃水時,均勻裝載下貨艙內(nèi)實際載貨量, t 。重貨密度按裝載手冊中最大貨物密度取值。EL100標(biāo)志,應(yīng)計算港內(nèi) 3-8工況。如邊艙中存在永久性的空艙,在計算中作為空艙處理。2.3.3載荷計算2.3.3.1外部載荷(1 滿載工況舷外水壓力

18、由靜水壓力和波浪水動壓力兩部分組成在基線處: w b C d P 5. 110+= kN/m2在水線處: w w C P 3= kN/m2在舷側(cè)頂端處: 03P P s = kN/m2甲板上的水動壓力: 04. 2P P d = kN/m2式中:(67. 00d D C P w -=300mL 90m 100300(75. 105. 1-=L C w350m L 300m 75. 10 <<=500mL 350m 150350(75. 10 5. 1-=L(2 其他狀態(tài)在基線處: a b d P 10= kN/m2在水線處: 0. 0=w P kN/m2式中: d a 對應(yīng)裝載工況

19、下的實際吃水, m 。上述給出了基線、 水線、 舷側(cè)頂端處的水動壓力計算公式, 舷側(cè)其他部位的舷外水壓力 按線性插值確定。2.3.3.2內(nèi)部載荷(1礦砂產(chǎn)生的壓力按下式計算d b bc i h k C aP 35. 01(100+= kN/m2式中:c 貨物密度, t/m3;067. 0 100300(75. 1035. 10L V LL a +-= (90m L <300 m2. 025. 321L V L += (300m L 500 m222cos 5. 045(tan sin +-=o b k 板與水平面之間的夾角(如,艙壁、舷側(cè)板為 90o ,內(nèi)底板為 0o ; 貨物的休止角(

20、礦石為 35o ;h d 計算點至貨物頂面的垂直距離, m 。貨物頂面的橫向形狀如圖 2.3.3.2,船長方向 認(rèn)為是均勻分布的。貨物頂面,沿縱向均布;沿橫向,為拋物線方程:1(22b sy h z s -=b =B 1/2, B 1為拋物線頂面與艙壁相交處連線寬度 (=35o 拋物線部分的面積為 A =tan 322bz h h z h db s d -+=0式中:h d 貨物頂面至計算點的距離, m ;z s 貨物頂面至連線的距離, m ;h db 雙層底高度, m ;z 計算點的垂向坐標(biāo),從基線量起, m ;h 0 應(yīng)根據(jù)該艙的載貨量、貨物密度以及橫剖面形狀計算, m 。 圖 2.3.3

21、.2 貨物頂面形狀(2液體壓力壓載艙內(nèi)液體產(chǎn)生的壓力通過下式確定:0(2.5 P g h =+ kN/m2式中:0 艙內(nèi)液貨的密度,不小于 1.025t/m3;h 艙頂?shù)接嬎泓c的垂直距離, m 。2.3.3.3端面彎矩端面彎矩施加在模型前后端面的獨立點上,按照下式計算:r w s M M M M -+=式中:M s 靜水彎矩,取許用靜水彎矩,當(dāng)采用半寬模型時,取 1/2值;M w 波浪彎矩,按 2.3.3.3 (1計算,當(dāng)采用半寬模型時,取 1/2值;M r 局部載荷產(chǎn)生的附加彎矩,按 2.3.3.3 (2計算;(1船體梁各橫剖面的中拱波浪彎矩 (+ 和中垂波浪彎矩 (- 應(yīng)按下列公式計算:W

22、 M (+=1902M w B F C L BC ×310-W M (-=-1102M w F C L B (B C +0.7×310- 式中: F M 彎矩分布系數(shù),見圖 2.3.3.3。F FE AE圖 2.3.3.3 彎矩分布系數(shù)L 規(guī)范船長, m ;B 船寬, m ;C B 方形系數(shù),但計算取值不小于 0.60;C w 系數(shù),按 2.3.3.1(1計算:(2彎矩 M r 是由于局部載荷引起的附加彎矩,按以下方法計算。(a 當(dāng)如圖 2.2.1所示的 L 1L 20.5L m 時記中間艙段模型的線性均布壓力為 Q m , 兩端艙段的線性均布壓力為 Q e , 沿 Z 軸

23、正向為 正:m mcagro b m L W b P Q /-=e ecagro b e L W b P Q /-=式中:P b 船底外壓,見 2.3.3.1, kN/m2;W mcargo 中間貨艙的貨物重量(含壓載水的重量 ,當(dāng)采用半寬模型時,取艙內(nèi)總重 量的一半, kN ;第 13頁W ecargo 端部貨艙的貨物重量(含壓載水的重量 ,當(dāng)采用半寬模型時,取艙內(nèi)總重 量的一半, kN ;L e 與 W ecargo 對應(yīng)的端部貨艙長度, m ;L m 中間貨艙長度, m ;L 0 段模型的總長度, m ;b 模型的寬度,當(dāng)采用半寬模型時等于 B/2, B 為型寬, m ;202 3213

24、23L Q L Q M e m r += kN·m(b 當(dāng)如圖 2.1.1所示的 L 1L 20.5L m 時 , 可用梁彎曲理論進(jìn)行計算, 壓力采用 (a中建議 的值, M r 取模型中目標(biāo)艙區(qū)域中拱時最大值或中垂時最小值。 。2.3.4 邊界條件2.3.4.1 如果載荷左右對稱, 則縱中剖面內(nèi)節(jié)點的橫向線位移為 0, 繞縱中剖面內(nèi)兩個坐 標(biāo)軸的角位移為 0,即:y =x =z =0;2.3.4.2 如果載荷左右反對稱,則縱中剖面內(nèi)節(jié)點沿縱中剖面內(nèi)兩個坐標(biāo)軸方向的線位 移為 0,繞垂直于縱中剖面的坐標(biāo)軸的角位移為 0, 即:x =z =y =0;2.3.4.3 端面約束:一端獨立點

25、約束 x , y , z , x , z ,另一端獨立點約束 y , z , x , z ,如表 2.3.4.3;圖 2.3.4.1 端面約束邊界條件施加表 (載荷對稱半寬模型 表 2.3.4.3注: cons. 表示對應(yīng)的位移約束; Link 面內(nèi)相關(guān)點位移與獨立點連接; BM 端面所受的總體彎矩。采用全寬模型,無縱中剖面約束,在表 2.3.4.3基礎(chǔ)上,端面 A 、 B 須關(guān)聯(lián) y 位移。 2.3.5 許用應(yīng)力2.3.5.1 對應(yīng)于標(biāo)準(zhǔn)工況主要構(gòu)件的應(yīng)力一般不超過表 2.3.5.1中給出的值。2.3.5.2 對于艙壁,槽型端部的應(yīng)力可以通過艙壁板內(nèi)的平均應(yīng)力外推得到。2.3.5.3 平均剪

26、應(yīng)力 系指主要構(gòu)件的腹板深度范圍內(nèi)的平均剪應(yīng)力。2.3.5.4 對于應(yīng)力集中和形狀很差的單元應(yīng)力可以不采納。最大許用應(yīng)力 表 2.3.5.1第 14頁2.4 屈曲強(qiáng)度評估2.4.1一般要求2.4.1.1 采用有限元方法評估貨艙區(qū)主要構(gòu)件的平板屈曲強(qiáng)度應(yīng)按照本節(jié)要求進(jìn)行。 2.4.1.2 屈曲強(qiáng)度評估有限元模型按照本章 2.2節(jié)要求進(jìn)行, 計算工況與載荷按照 2.3節(jié) 屈服強(qiáng)度要求進(jìn)行。2.4.1.3 貨艙區(qū)主要構(gòu)件下列區(qū)域在進(jìn)行屈曲強(qiáng)度評估是應(yīng)引起注意:(1雙層底肋板,特別在艙段中間部位(2雙層底縱桁和舷側(cè)縱桁,特別是:臨近艙壁或凳的艙的兩端從艙壁或底凳算起的第一個開孔板在艙中部(3頂艙,甲板

27、和舷側(cè)內(nèi)外板(4船底板和內(nèi)底板,特別是:臨近艙壁或凳的艙的兩端艙中部(5艙壁和凳板,特別是:在跨中和鄰近凳的部位凳的外側(cè)板2.4.1.4平板屈曲計算基于表 2.4.1.4中給出的標(biāo)準(zhǔn)減縮厚度。2.4.1.5在屈曲計算中,所必需的最小屈曲安全系數(shù) 如表 2.4.2所示。第 15頁標(biāo)準(zhǔn)減縮厚度,用來計算臨界屈曲應(yīng)力 表 2.4.1.4 平板屈曲所需要的安全因子 表 2.4.1.52.4.2 計算方法2.4.2.1有限元模型應(yīng)滿足 2.2節(jié)結(jié)構(gòu)建模要求,網(wǎng)格按照基本網(wǎng)格建模。2.4.2.2工況定義、載荷計算和邊界條件按照 2.3節(jié)要求進(jìn)行。2.4.2.3應(yīng)考慮雙向軸向壓應(yīng)力和剪應(yīng)力,一般情況下板內(nèi)的

28、中面應(yīng)力用來計算屈曲計 算。2.4.2.4屈曲強(qiáng)度,按以下要求進(jìn)行:(1由有限元計算得到的應(yīng)力,按表 2.4.1.4的標(biāo)準(zhǔn)減薄厚度進(jìn)行應(yīng)力修正。A =t /(t -t r 式中:A 屈曲計算中的工作應(yīng)力; 由有限元計算得到的應(yīng)力;t 有限元計算中所使用的原始板厚值;t r 表 3.4.1中所列的標(biāo)準(zhǔn)減薄厚度。(2臨界屈曲應(yīng)力及彈塑性修正 短邊受壓板格彈性臨界屈曲應(yīng)力 xcr_e定義如下:第 16頁第 17頁 22_12( 12(1 xcr e x E t k C s=- N/mm2 式中:k x 短邊受壓屈曲系數(shù),見表 2.4.2.4(1要求計算;C 1 邊界約束系數(shù),見表 2.4.2.4(2

29、,同時還應(yīng)考慮以下情況:C =1.3,由肋板或高腹板梁扶強(qiáng)的板格;C =1.21,加強(qiáng)筋是角鋼或 T 型材;C =1.10,加強(qiáng)筋是球扁鋼;C =1.05,加強(qiáng)筋是扁鋼;t 板格厚度, mm ;s 板格的短邊長度, mm 。取縱骨、加強(qiáng)筋或扶強(qiáng)材間距; x 定義為板格長邊軸向。板格屈曲系數(shù) 表 2.4.2.4(1第 18頁3232l s l s >板格邊界約束系數(shù) C 1、 C 2 表 2.4.2.4(2 長邊受壓板格彈性臨界屈曲應(yīng)力 ycr_e定義如下:22_22( 12(1 ycr ey E t k C s=- N/mm2 式中:k y 長邊受壓屈曲系數(shù),按表 2.4.2.4(1計算

30、: C 2 邊界約束系數(shù),按表 2.4.2.4(2計算; y 定義為板格短邊軸向。 其余符號同 受剪切板格彈性臨界屈曲應(yīng)力 cr_e定義如下:22_22( 12(1 ycr ey E t k C s=- N/mm2 式中:第 19頁2434. 5l sk t (+=其余符號同、。 應(yīng)對板格的臨界彈性屈曲應(yīng)力進(jìn)行修正,彈塑性修正公式如下:_(_ (_(_(_(_ 2(1 42eH xcr excr eycr e ycr e xcr eHeHycr eH xcr e xcr e ycr e ycr e R R R R =->當(dāng) 當(dāng)>-=241(2_Se cr e cr S S Se c

31、r ecr cr 當(dāng)當(dāng)式中:xcr_e、 ycr_e、 cr_e 分別為板格在單軸應(yīng)力作用下的 X 軸、 Y 軸的彈性臨界屈曲壓應(yīng)力 和臨界屈曲剪應(yīng)力,見、; R eH 材料屈服強(qiáng)度, N/mm2; S 3S。 (3 屈曲強(qiáng)度校核 按表 2.4.2.4(3計算板格在復(fù)合應(yīng)力作用下的臨界屈曲應(yīng)力與計算的實際壓應(yīng)力之比 應(yīng)不小于表 2.4.1.5中的安全因子 。 x 、 y 、 xy 在計算時取絕對值計入。若 X 軸、 Y 軸的工作應(yīng)力為拉應(yīng)力時,該應(yīng)力 分量取為零。計算值 表 2.4.2.4(3第 20頁式中:xcrx ycr y 1=k , xcrx cr xy 2=k , ycry cr x

32、y 3=k注: x 、 y 、 xy 分別為板格中板單元所受的 X 軸、 Y 軸的工作壓應(yīng)力和剪應(yīng)力。 xcr 、 ycr 、 cr 分別為板格在單軸應(yīng)力作用下的 X 軸、 Y 軸的彈塑性修正后的臨界屈曲壓 應(yīng)力和臨界屈曲剪應(yīng)力。2.5 詳細(xì)應(yīng)力評估2.5.1 一般要求2.5.1.1貨艙區(qū)主要構(gòu)件詳細(xì)應(yīng)力評估應(yīng)按照本節(jié)要求進(jìn)行。 2.5.2評估部位(1規(guī)定的部位應(yīng)進(jìn)行細(xì)化網(wǎng)格有限元分析(2規(guī)定的部位,如果在艙段模型分析中相當(dāng)應(yīng)力超出 90%許用應(yīng)力時,則應(yīng)進(jìn)行細(xì) 化網(wǎng)格有限元分析。細(xì)化的部位為:(a 縱艙壁與內(nèi)底板相交處; (b 縱艙壁折角處; (c 縱艙壁與甲板相交處; (d 槽型橫艙壁與底

33、凳相交處; (e 底凳與內(nèi)底相交處; (f 艙口角隅處;(g 平面橫艙壁水平桁的趾端;(h 平面橫艙壁垂直扶強(qiáng)材與甲板縱骨、外底縱骨相交處; (i 高應(yīng)力區(qū)域開孔處。 2.5.3 有限元模型2.5.3.1艙段整體模型應(yīng)按照 2.2節(jié)要求進(jìn)行,細(xì)化網(wǎng)格模型應(yīng)滿足 2.2.5要求。 2.5.3.2采用子模型方法細(xì)化時, 子模型的最小范圍是:子模型的邊界對應(yīng)于相鄰主要支 撐構(gòu)件所在的位置。2.5.3.3對于 2.5.2 (2中 e h 部位,如果細(xì)化網(wǎng)格尺寸不足以模擬結(jié)構(gòu)細(xì)部,則可采用 更小的網(wǎng)格尺寸。2.5.4 細(xì)化網(wǎng)格強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)2.5.4.1細(xì)化網(wǎng)格尺寸為 1/4骨材間距時,以粗網(wǎng)格應(yīng)力衡準(zhǔn)的 1

34、.2倍為許用應(yīng)力。 2.5.4.2 當(dāng)按 2.5.3.3采用更小的網(wǎng)格尺寸, 2.5.4.1應(yīng)力衡準(zhǔn)適用于與之規(guī)定尺寸的單個 單元相當(dāng)?shù)膮^(qū)域中所包含的所有單元的平均應(yīng)力。第 3章 整船結(jié)構(gòu)強(qiáng)度直接計算3.1 一般規(guī)定3.1.1 對于船長在 350米及以上的礦砂船,應(yīng)進(jìn)行整船結(jié)構(gòu)強(qiáng)度直接計算。對于船長在 300米及以上的礦砂船, 一般應(yīng)采用整船結(jié)構(gòu)直接計算方法對其貨艙區(qū)主要結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度進(jìn)行 評估。3.1.2 對擬采用直接計算法進(jìn)行整船主要結(jié)構(gòu)總體強(qiáng)度(不包括扭轉(zhuǎn)強(qiáng)度評估的礦砂 船,其計算模型、載荷工況及載荷計算、強(qiáng)度衡準(zhǔn)可按本指南的規(guī)定。3.1.3整船結(jié)構(gòu)強(qiáng)度有限元直接計算流程見圖 3.1.3。圖

35、 3.1.3 整船結(jié)構(gòu)直接計算流程圖第 21頁3.2 結(jié)構(gòu)有限元建模3.2.1 有限元模型范圍整船三維有限元模型應(yīng)覆蓋整個船長、 船寬范圍的船體結(jié)構(gòu), 包括所有的船體主要構(gòu)件, 如甲板結(jié)構(gòu)、舷側(cè)結(jié)構(gòu)、雙層底結(jié)構(gòu)、橫艙壁、內(nèi)殼縱艙壁、艏艉結(jié)構(gòu)等;機(jī)艙內(nèi)主機(jī)、上 層建筑、尾軸等可以作適當(dāng)簡化處理;小肘板、小開口或開孔可忽略。 典型礦砂船整船有限 元模型如圖 3.2.1所示。3.2.2 坐標(biāo)系整船模型的總體坐標(biāo)系采用右手直角坐標(biāo)系, 原點設(shè)在目標(biāo)船縱中剖面內(nèi)尾垂線和基線 相交處:x 軸:縱向軸,從船艉指向船艏為正;y 軸:橫向軸,從中心線向左舷為正;z 軸:垂向軸,從基線向上為正。 圖 3.2.1.

36、 典型礦砂船整船有限元模型3.2.3有限元建模3.2.3.1選擇單元類型應(yīng)按照 2.2.4.1的要求。主機(jī)、大型設(shè)備,可采用集中質(zhì)量單元建 模。軸向受拉壓作用的支柱可采用桿單元建模。3.2.3.2有限元網(wǎng)格劃分原則按照 2.2.4.2的要求。并對貨艙區(qū)域以外結(jié)構(gòu),應(yīng)符合以下 要求:(1貨艙以外區(qū)域,若采用橫骨架式的甲板、平臺、外板,以相鄰兩個橫骨之間為一 個網(wǎng)格, 寬度方向不能大于兩個橫骨間距, 并且與相鄰構(gòu)件網(wǎng)格協(xié)調(diào); 其他主要構(gòu)件板單元 的網(wǎng)格劃分,參照貨艙區(qū)網(wǎng)格劃分方法, 以骨材、 加強(qiáng)筋的實際位置作為網(wǎng)格劃分依據(jù),對 構(gòu)件連接區(qū)域、型線變化大的區(qū)域,可適當(dāng)進(jìn)行局部調(diào)整。(2艏尖艙、艉尖

37、艙及機(jī)艙,以簡化或等效處理方式建模,須滿足計算精度要求。并 且考慮剪切工況中最大剪力位置出現(xiàn)在艏艉區(qū)域時, 須保證該區(qū)域網(wǎng)格與貨艙區(qū)具有相同的 精度。第 22頁3.2.4細(xì)化網(wǎng)格模型3.2.4.1整船有限元計算下列區(qū)域應(yīng)力結(jié)果超過 3.5.1規(guī)定的許用應(yīng)力的 95%時,則應(yīng)予 以細(xì)化網(wǎng)格分析:(1應(yīng)力最大的橫向主要支撐構(gòu)件:雙層底、邊艙、縱艙壁;(2橫艙壁及相關(guān)底凳:槽條與底凳的連接部分應(yīng)力最大處、底凳與內(nèi)底的連接部應(yīng) 力最大處;(3內(nèi)底與斜縱艙壁的連接部應(yīng)力最大處:內(nèi)底、斜縱艙壁、肋板、縱桁;(4應(yīng)力最大的艙口角隅處的甲板。3.2.4.2 細(xì)化分析模型可采用 2.2.5.2的兩種方法。3.2

38、.4.3細(xì)化網(wǎng)格劃分應(yīng)滿足 2.2.5.3的要求。3.2.5 空船重量、重心調(diào)整3.2.5.1調(diào)整原則整船模型以艙段進(jìn)行屬性定義, 保證整船質(zhì)量分布應(yīng)與船舶靜水浮態(tài)相匹配。 總重力與 總浮力的誤差不超過排水量的 0.0001倍。 且質(zhì)心與浮心的縱坐標(biāo)誤差不大于 0.0025L , 橫向 坐標(biāo)誤差不大于 0.001B 。3.2.5.2調(diào)整方法(1對于舾裝、建模引起的差異,可以通過修改材料密度進(jìn)行調(diào)整;(2對于大型設(shè)備,如主機(jī)等,可采用虛擬梁單元或集中質(zhì)量單元等方法進(jìn)行調(diào)整。3.3工況及載荷3.3.1 每一計算工況由裝載工況和波浪載荷工況組成。一般應(yīng)計算的裝載工況見表 3.3.1,如有隔艙裝載、多

39、港等工況,也應(yīng)考慮作為計算工況。3.3.2分別選取裝載手冊中典型裝載下中拱、中垂最大靜水彎矩和靜水剪力最大的工況 作為裝載工況。3.3.3 在上述裝載工況基礎(chǔ)上疊加相應(yīng)的波浪載荷工況見表 3.3.3。 采用波浪載荷預(yù)報直 接計算程序計算波浪載荷(參見附錄 1 ,主要控制參數(shù)應(yīng)為垂向波浪彎矩、垂向波浪剪力, 概率水平一般取 10-8。3.3.4載荷的確定礦砂船的載荷包括外部水壓力、 貨艙內(nèi)貨物載荷和液艙內(nèi)部的載荷。 各載荷分量計算如 下。3.3.4.1外部水壓力外部水壓力包括外部靜水壓力和波浪水動壓力。 (1外部靜水壓力(S S LC p g T z =-式中:S 海水密度,取 1.025 t/

40、m3;g 重力加速度,取 9.81 m/s2;T LC 所考慮裝載工況下的吃水, m ;z 載荷點的垂向坐標(biāo), m ,且應(yīng)不大于 T LC ,見圖 3.3.4.1。 圖 3.3.4.1 舷外海水靜壓力按計算工況的吃水,作用在船體外部濕表面。 (2波浪水動壓力用波浪載荷直接計算方法求得濕表面單元上的波動壓力, 施加于船體外殼單元上 (參見 附錄 1 。3.3.4.2貨艙內(nèi)礦砂載荷貨艙內(nèi)礦砂載荷包括由礦砂引起的靜壓力、慣性壓力和剪切載荷。 (1礦砂引起的靜壓力 貨艙內(nèi)礦砂的靜壓力由下式計算(CS C C C DB p gK h h z =+-(2礦砂引起的慣性力貨艙內(nèi)礦砂由于船體運動產(chǎn)生的慣性力,

41、由下式計算:(0.250.25CW C X G Y G C Z C DB p a x x a y y K a h h z =-+-+-(3礦砂引起的剪切載荷靜水中礦砂由于重力引起的剪切載荷 P CS-S (向下至內(nèi)底板為正值 , kN/m2,由下式得 出:(sin cos sin CS S C C DB P g h h z -=+-波浪中礦砂由于垂向加速度引起的剪切載荷 P CW-S-V (向下至內(nèi)底板為正值 , kN/m2, 由下式得出:(sin cos sin CW S V C Z C DB P a h h z -=+-波浪中礦砂由于縱向加速度引起的剪切載荷 P CW-S-L (向前為正值

42、 , kN/m2,由下式得 出:(0.75cos 0.75C X C DB CW S LC X C DB a h h z P a h h z -+-=+-貨艙內(nèi)縱向構(gòu)件貨艙內(nèi)橫向構(gòu)件 波浪中礦砂由于橫向加速度引起的剪切載荷 P CW-S-T (上風(fēng)舷為正值 , kN/m2,由下式 得出:(Y Y 0.750.75cos C C DB CW S T C C DB a h h z P a h h z -+-=+-貨艙內(nèi)縱向構(gòu)件 貨艙內(nèi)橫向構(gòu)件式中:c 礦砂密度, t/m3; g 重力加速度,取 9.81 m/s2; (22sin sin 1cos -+=C K 板與水平面之間的夾角,度; 礦砂的休

43、止角,取為 35°a X 、 a Y 和 a Z 分別是所考慮貨艙的縱向加速度、橫向加速度和垂向加速度, m/s2, 由載荷預(yù)報直接計算得到,具體參見附錄 1;x G 、 y G 所考慮貨艙形心在全局坐標(biāo)系中的 X , Y 坐標(biāo), m ; x , y , z 計算點在總坐標(biāo)系下的船長、船寬和垂向坐標(biāo), m ; h DB 雙層底高度, m ;h C 所考慮裝載工況下礦砂上表面距離內(nèi)底板的高度, m ; 分別按以下裝載形式計算: (a 礦砂密度使貨艙未裝載至上甲板時,礦砂貨物頂面的橫向形狀如圖 3.3.4.2(1,船長方向認(rèn)為均勻分布、沿橫向為拋物線方程:0C s h z h =+h 0

44、 貨物連線至內(nèi)底的距離, 根據(jù)該艙的載貨量、 貨物密度以及橫剖面形狀計算, m ; z s 貨物頂面至連線的距離, m ;22(1 s y z h b=-b =B 1/2, B 1為拋物線頂面與艙壁相交處連線寬度; 頂面至連線的最大距離為:h =tan 2b拋物線部分的面積為:A =22tan 3b 圖 3.3.4.2(1 貨物頂面形狀(b 礦砂密度足以使貨艙裝載到艙口圍板頂部時,礦砂上表面應(yīng)以艙壁為界限的貨艙 內(nèi),按相同貨物體積所確定的等效水平表面,礦砂貨物頂面的橫向等效形狀如圖 3.3.4.2(2。12C h h h =+式中:h 1 頂?shù)市卑逑卵刂羶?nèi)底的距離, m ;h 2 頂?shù)市卑逑卵?/p>

45、至貨物等效水平面的高度, m ,根據(jù)該艙的頂?shù)省⒓装?、艙口圍?狀計算:CHCL B V h 22=V HC 頂?shù)市卑逑卵匾陨现僚摽趪涎氐呢浥擉w積, m 3;B 2 頂?shù)市卑逑卵刂霖浳锏刃矫娴钠骄鶎挾? m ,可近似取頂?shù)市卑逯悬c處貨 艙寬度;C L 貨艙長度, m ; 圖 3.3.4.2(2 貨物頂面等效形狀3.3.4.3液艙內(nèi)的液體載荷液艙內(nèi)液體載荷包括液體如壓載艙內(nèi)壓載水和油艙內(nèi)燃油等液體引起的靜水壓力和慣 性壓力。(1液體引起的靜水壓力:(BS L top air p g z h z =+-(2液體引起的慣性壓力液體由于運動引起的對船體的慣性壓力由下式進(jìn)行計算:(z h z a

46、y y a x x a p air TOP z y x L BW -+-+-=00式中:L 液體密度, t/m3;TOP z 正浮工況下液艙頂點的 Z 坐標(biāo), m ; air h 空氣管或溢流管高度, m ;a x 、 a y 和 a z 分別是所考慮液艙的縱向加速度、橫向加速度和垂向加速度, m/s2, 由載荷預(yù)報直接計算得到,具體參見附錄 1;x , y , z 計算點在總坐標(biāo)系下的坐標(biāo), m ;x 0, y 0, z 0 參考點坐標(biāo), m ,見圖 3.3.4.3(1-圖 3.3.4.3(3;注:對于非平行液艙,參考點取加速度方向上液艙頂點位置。 圖 3.3.4.3(1 垂向加速度產(chǎn)生的液

47、艙內(nèi)部壓力 圖 3.3.4.3(2 橫向加速度產(chǎn)生的液艙內(nèi)部壓力注:壓載艙設(shè)計為徑流法作為壓載水交換的方法,則參考點 z 0應(yīng)取在艙室空氣管 /溢流 管的頂點位置處。 圖 3.3.4.3(3 縱向加速度產(chǎn)生的液艙內(nèi)部壓力3.4 慣性平衡及邊界條件3.4.1 空船慣性力指僅由船體結(jié)構(gòu)質(zhì)量(不包括貨物、壓載水等質(zhì)量組成的質(zhì)量模型 與節(jié)點運動加速度相乘求得的慣性力。3.4.2 各節(jié)點上慣性力的施加及整船有限元模型的外力動態(tài)平衡可以通過加載及動平衡 調(diào)整來實現(xiàn)。整船動平衡調(diào)整的一般處理流程如圖 3.4.2所示。其中,在完成外部水壓力、 空船慣性力和貨物載荷加載工作后, 船體梁模型應(yīng)處于動平衡狀態(tài), 此

48、時的外部水動壓力應(yīng) 與空船慣性力和貨物載荷相平衡。對每一種載荷工況,應(yīng)計算和檢查模型在 x 、 y 和 z 軸三 個方向上的不平衡力的大小。 在迎浪工況下, 各個方向上的不平衡力應(yīng)不超過排水量的 1%; 對于橫浪和斜浪工況, 不平衡力的大小應(yīng)不超過排水量的 2%。 在進(jìn)行結(jié)構(gòu)有限元分析以前, 不平衡力將通過慣性釋放方法予以消除。圖 3.4.2 整船動平衡調(diào)整的一般處理流程3.4.3 慣性釋放約束條件整船動態(tài)平衡調(diào)整后, 計算模型已處于自由動態(tài)平衡狀態(tài), 為消除剛體位移, 須對模型 施加邊界約束。 采用慣性釋放功能進(jìn)行結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析時, 需要對一個節(jié)點進(jìn)行 6個自由度的 約束 (虛支座 。針對該支

49、座,程序首先計算在外力作用下每個節(jié)點在每個方向上的加速度, 然后將加速度轉(zhuǎn)化為慣性力反向施加到每個節(jié)點上,由此構(gòu)造一個平衡的力系 (支座反力等 于零 。求解得到的位移描述所有節(jié)點相對于該支座的相對運動。在 MSC.Nastran 和 ANASYS 軟件中,可通過設(shè)定參考點進(jìn)行邊界約束。選擇模型中一 個節(jié)點作為慣性釋放參考點,如圖 3.4.3所示。圖 3.4.3 參考點位置示意圖一般在船底平板龍骨(縱中剖面處在船艏(節(jié)點 1末端處選取為“參考點” ,或在 船底平板龍骨(縱中剖面處在船中(節(jié)點 2處選取為“參考點” 。 3.5 應(yīng)力衡準(zhǔn)3.5.1整船有限元應(yīng)力衡準(zhǔn)3.5.1.1 板材(包括桁材腹板

50、的許用應(yīng)力為:K e /2359. 0= N/mm23.5.1.2 梁單元的許用應(yīng)力為:K a /2359. 0= N/mm23.5. 2局部有限元細(xì)化的應(yīng)力衡準(zhǔn)3.5.2.1細(xì)化網(wǎng)格尺寸為 1/4骨材間距時, 細(xì)化網(wǎng)格模型的應(yīng)力衡準(zhǔn)應(yīng)取為整船有限元許 用應(yīng)力的 1.2倍。3.5.2.2細(xì)化網(wǎng)格尺寸為 1/8骨材間距時, 細(xì)化網(wǎng)格模型的應(yīng)力衡準(zhǔn)應(yīng)取為整船有限元許 用應(yīng)力的 1.4倍。第 4章 疲勞強(qiáng)度評估4.1 一般要求4.1.1 本章要求適用于船長 150m 及以上,設(shè)計壽命為 25年的礦砂船進(jìn)行疲勞強(qiáng)度評 估。4.1.2貨艙區(qū)域縱向構(gòu)件應(yīng)按照 CCS 船體結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度指南 的要求進(jìn)行名義應(yīng)

51、力法 的疲勞強(qiáng)度評估。4.1.3貨艙區(qū)主要構(gòu)件熱點應(yīng)力疲勞強(qiáng)度評估按照本章要求進(jìn)行。 評估部位為縱艙壁與 內(nèi)底連接處。4.1.4 艙口角隅疲勞強(qiáng)度評估按照本章 4.6節(jié)要求進(jìn)行。4.2 有限元建模4.2.1整體艙段有限元模型應(yīng)滿足 2.2節(jié)要求,模型范圍應(yīng)滿足 2.2.2.2要求。4.2.2熱點區(qū)域精細(xì)網(wǎng)格應(yīng)滿足 2.2.6要求。4.2.3采用子模型方法時子模型的最小范圍應(yīng)滿足 2.5.3.3要求。4.2.4 邊界條件4.2.4.1模型兩端應(yīng)按表 4.2.4.1(1和表 4.2.4.1(2要求簡支。 端部兩剖面的縱向構(gòu)件節(jié)點 應(yīng)與位于中心線上中和軸處的獨立點剛性關(guān)聯(lián), 見表 4.2.4.1(1

52、。 兩端獨立點應(yīng)按表 4.2.4.1(2約束。兩端的剛性關(guān)聯(lián) 表 4.2.4.1(1獨立點的支撐條件 表 4.2.4.1(24.3 工況與載荷4.3.1裝載工況4.3.1.1疲勞強(qiáng)度評估的裝載工況取滿載、輕壓載和重壓載三種裝載狀態(tài)。 4.3.1.2對于每種裝載工況,應(yīng)于考慮的載荷工況為:(a與 EDW“H” 對應(yīng)的 “H1” 和 “H2” (迎浪(b與 EDW“F” 對應(yīng)的 “F1” 和 “F2” (隨浪(c與 EDW“R” 對應(yīng)的 “R1” 和 “R2” (橫浪(d與 EDW“P” 對應(yīng)的 “P1” 和 “P2” (橫浪4.3.1.3計算工況根據(jù)裝載工況與載荷工況結(jié)合,見表 4.3.1.3。

53、第 33頁疲勞強(qiáng)度評估的計算工況 表 4.3.1.3 注:a T :型吃水; T NB :正常壓載工況下吃水; T HB :重壓載工況下吃水。備注:1 計算干貨壓力時,貨物密度應(yīng)取 M H / V H 。2 僅當(dāng)中間艙不被指定為壓載艙時,該工況才要求。3 僅當(dāng)中間艙被指定為壓載艙時,該工況才要求。4空艙位置應(yīng)根據(jù)實際裝載情況確定。第 34頁第 35頁4.3.2 載荷計算4.3.2.1船舶運動加速度系數(shù),按下式計算(02346001.580.47p B a f C LL =-式中:f p 與概率水平對應(yīng)的系數(shù),疲勞強(qiáng)度評估取 0.5。 C B 方形系數(shù)。4.3.2.2橫搖周期 T R , s ,

54、和橫搖單幅值 , deg ,由下式得出:GM k T rR 3. 2=(75025. 025. 19000+-=B k f T bp R式中:k b 系數(shù),取:k b = 1.2 ,無舭龍骨的船舶; k b = 1.0 ,有舭龍骨的船舶;k r 橫搖回轉(zhuǎn)半徑, m ,沒有確切數(shù)值時,按下式計算: k r =0.35B 輕貨均勻滿載 k r =0.42B 重貨均勻滿載 k r =0.45B 正常壓載 k r =0.40B 重壓載GM 所考慮裝載工況的穩(wěn)性高度, m 沒有確切數(shù)值時,按下式計算: GM =0.12B 輕貨均勻滿載 GM =0.25B 重貨均勻滿載 GM =0.33B 正常壓載 GM =0.25B 重壓載4.3.2.3縱搖周期 T P ,