共同规范研究总结报告.docx

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1、广船国际股份有限公司共同规范研究总结报告广船国际股份有限公司编制技术性能指标3一 货舱区船体结构设计与优化研究41） 结构设计依据:42） JTP规范对结构设计的影响比较分析53） 货舱区船体结构舯剖面设计优化114） 中纵舱壁及横舱壁设计13二 货舱区船体结构有限元分析方法评估171） 三维有限元模型的范围172） 边界条件213） 装载工况和有限元计算工况234） 应力衡准285） 计算结果30三 船体梁极限强度及屈曲强度评估371） 船体梁极限强度及评估372） 屈曲强度评估38四 结论411） 确定了舯剖面的结构形式和构件布置412） 研究确定纵、横舱壁结构形式和构件尺寸423） 应用

2、有限元分析方法计算评估船体结构屈服和屈曲强度434） 应用“一步法”计算校核船体梁极限强度435） 应用初步屈曲强度计算方法校核船体屈曲强度43四 疲劳评估与节点设计优化研究431） 纵骨疲劳强度评估名义应力法442） 热点位置的疲劳强度评估热点应力法453） 研究结论67五 研究成果的应用情况681） 应用前景682） 取得的经济效益68技术性能指标No技术项目技术参数指标1船型Handy Size Tanker2总长Loa183.20m垂线间长LBP176.00m型宽B32.20m型深D18.20m3设计吃水Td11.00m结构吃水TS13.00m4设计载重量42,500T结构吃水载重量5

3、0,500T5货舱容积VC58,300m36货舱壁形式带下墩的纵/横槽形舱壁清洁舱型燃料油舱形式双壳服务航速VS14.8kn8锅炉1 套, 每套 25 t/h9废气锅炉1 套, 1.0 t/h10柴油发电机组3 套, 每套约960kW11救生设备尾抛艇+救助艇一 货舱区船体结构设计与优化研究1） 结构设计依据:根据以上船型主尺度参数、船体布置、和结构型式上的特点，按船级社协会(IACS)JTP共同规范（COMMON STRUCTURAL RULES FOR DOUBLE HULL OIL TANKERS）中对适用双壳油船船型的规范要求，本型HANDYSIZE型成品油船完全满足本规范的适用范围，

4、见表1中所列出比较结果，所以在结构优化设计中应严格按JTP共同规范的要求进行结构形式研究、构件布置、结构强度校核、构件规格设计等。表1：成品油船满足JTP规范适用要求项目适用JTP规范要求成品油船比较结果船型参数Lpp (m)150满足Lpp/B5满足B/D0.7满足分舱布置双壳要求是满足双底是满足机舱和甲板室布置在货舱区后是满足布置内壳和一道中纵舱壁是满足船体构造船体为焊接形式是满足船体为板架构成是满足由横向舱壁、间隔强框架参与的纵向板架构成是满足船体结构布置双壳双底尺度满足法定要求（IMO&MARPOL）是满足单甲板结构是满足横纵舱壁位置满足法定要求（IMO&MARPOL）是满足2） JT

5、P规范对结构设计的影响比较分析JTP规范对150m以上双壳油船的结构设计在结构腐蚀余量、计算载荷、计算载荷点选取、结构设计细节、强度评估衡准等方面的要求较以往的规范作出了重大的改变，对船体结构设计要求更加严格，其影响深远。在结构设计优化过程中，通过熟悉和应用JTP规范对货舱区的纵、横构件进行规范设计，并与应用以前规范设计出的船体结构进行比较，得出JTP规范主要在下面几个方面导致结构重量大大增加。a） 合成计算载荷方面在结构设计衡准中设计载荷的计算较目前规范更加复杂，载荷分类被进一步的细化，见表2。在构件规范设计计算中应用的是在不同吃水下、不同装载状态下的合成载荷。表2：合成计算载荷的分类 合成

6、载荷载荷成分静载荷（S）静载荷+动载荷(S+D)破损载荷(A)冲击载荷(IMPACT)外载荷海水静载荷海水静载荷+波浪动载荷砰击载荷拍击载荷内载荷液货静载荷（所有液舱）液货静载荷+波浪诱导液舱内动载荷（所有液舱）平衡水线下的破损载荷水压试验载荷（所有液舱）置换法静载荷（压载舱）溢流法静载荷（压载舱）由表2可知，合成载荷总体上分为静载荷、动载荷、晃荡载荷、冲击载荷和破损载荷，这几种载荷在构件计算中根据构件的所在部位按内、外不同载荷成分进行合成计算，并在对应力计算衡准中要计及垂直和水平静水、波浪合成弯矩、剪力的影响。另外计算动载荷要考虑船体运动六个自由度以及船体与波浪方向的横浪、斜浪、迎浪不同状态

7、下引起的加速度变化，见表3。表3：货舱区的动载荷工况JTP规范的设计载荷要求大体上与DNV规范设计载荷的要求基本类似，但计算载荷的合成与计算过程更加复杂，繁琐，同时由于压载水置换法和溢流法的引入，使弯矩和剪力大大增加，载荷计算值中要考虑过压载荷，造成压载舱周围边界构件计算载荷较原来有所增大，导致结构构件的尺寸大大增加。b） 结构腐蚀余量方面JTP规范要求的构件腐蚀余量较ABS、DNV等船级社目前规范的要求大大增加，见表4中及图1中所示的对于货舱区船体构件JTP规范要求值与ABS、DNV以前规范要求值的比较图1：结构腐蚀余量的比较表4：JTP规范与原来规范对于腐蚀余量要求的比较（货舱区）构件部位

8、腐蚀余量值（mm）比较结果ABSDNVJTP主甲板在液货舱范围内1.01.04.0400%主甲板在压载舱范围内2.02.04.0200%压载舱内部构件在甲板下3.0m内2.03.04.0133%压载舱内部构件在甲板下3.0m外1.01.53.0200%液货舱内部构件在甲板下3.0m内1.52.04.0200%液货舱内部构件在甲板下3.0m外1.01.02.5250%舷顶列板2.02.03.5175%舷侧外板1.01.03.0300%内壳板与斜底板1.51.03.5233%内底板1.51.54.5300%外底板与舭部外板1.01.03.0300%由上表看出，对于结构构件腐蚀余量JTP要求较以往规

9、范要求大大增加，增加幅度在100400%之间，主甲板和内底板腐蚀余量增加值达到了3mm，这将造成船体构件的板厚大大增加，结构重量越来越大。c) 结构计算的“净厚度”应用在上述计算载荷和结构腐蚀余量要求增加的情况下，JTP规范要求在船体结构强度计算校核中应用构件的“净厚度”，即要求用于强度计算的构件尺寸是建造厚度扣除腐蚀余量后的净尺寸，如图2。图2：净厚度示意图根据校核不同的结构部位和不同的校核方法，规范对“净厚度”的定义不同。见表5中结构校核中“净厚度”的定义。表5:JTP规范对于强度校核净厚度要求不同校核方法构件类型净尺寸t最小板厚要求所有构件t-1.0 x t船体梁总纵强度所有参与总纵强度

10、的纵向构件t-0.5 x t结构构件规范尺度校核板材和局部扶强构件t-1.0 x t主要支撑构件（强框架、纵桁等）t-0.5 x t船体梁极限强度所有参与总纵强度的纵向构件t-0.5 x t结构有限元分析所有构件t-0.5 x t结构疲劳强度评估参与船体梁应力计算构件t-0.25 x t参与局部应力计算构件t-0.5 x tt_腐蚀余量；t_建造厚度通过目标船的计算校核，JTP规范要求总纵强度校核应用净尺寸与以往规范要求完全不同，以往规范在总纵强度计算中应用构件的建造厚度，而JTP规范要求扣除0.5倍的腐蚀余量，这样导致应用原来规范校核出的船体梁剖面模数不满足JTP规范的总纵强度要求，结构构件

11、的尺寸必然大大增加。d） 结构疲劳寿命的改变JTP规范中有关船体结构疲劳年限和疲劳校核的外部波浪环境要求较以往规范有较大的改变，疲劳年限由20年改为25年。相比于以往的设计寿命20年，设计寿命的增加除了是由于年限的增加，还由于外部波浪环境由原来规范要求的无限航区，改为船舶完全在北大西洋波浪环境中营运的疲劳评估标准的提高。另外JTP所使用的Weibull形状参数、SN曲线、不同位置、不同应力成分的组合因子等的不同，也使得结构疲劳寿命的要求更加严格。详细的疲劳设计优化见第四部分。e) 结构重量变化比较通过对目标船规的范设计校核结果与应用DNV规范设计出的货舱区船体结构进行了比较，得到依据JTP规范

12、设计出的货舱区船体结构重量增加为720吨，增加的重量较以前规范计算出的船体钢料重量的增幅达到了10%，不同结构部位纵向构件板厚重量增加的比例见图3。图3：纵向板厚增加的比较3） 货舱区船体结构舯剖面设计优化以JTP规范作为设计依据，根据总体性能研究的装载计算中得出的最大静水弯矩作为最大设计静水弯矩，借助NAUTICS计算程序，从纵骨间距、强框架间距、材料的选用和总纵强度校核等几个方面，对舯剖面纵向构件进行了细致的优化研究。a）结构材料的使用在船舶结构设计中，使用高强度钢可以提高结构强度，降低结构重量，但高强度钢结构构件尺寸变小，容易发生失稳变形，抗疲劳性能差。而且，舷侧纵向构件在水线附近承受波

13、浪交变载荷，极易产生疲劳裂纹，不宜采用高强度钢。另一方面，由于舯剖面中和轴附近总纵弯曲应力较小，使用普通碳钢很容易满足结构强度和疲劳的要求。本专题对方案1（全部采用普通碳钢）的舯剖面结构和方案2（部分采用高强度钢）的舯剖面结构进行计算比较，以得出较为合理的材料选用设计方案。见表6。表6：选用不同材料时，货舱区船体结构板厚及型材的比较 材料选用方案比较项目方案1方案2舯剖面纵向连续构件截面积Am (m2)3.6553.298中和轴距基线高度h (m)7.6757.387规范要求甲板剖面模数Zr (m3)12.08111.852规范要求船底板剖面模数Zr (m3)17.63515.195甲板实际剖

14、面模数Zda(m3)（NET）14.60113.583船底板实际剖面模数Zba(m3)(NET)20.35419.972(Zda/Zr)%120.9114.6(Zba/Zr)%115.4131.4最大甲板板厚（mm）局部强度要求值15.514实取值1614.5(AH32)甲板纵骨局部强度要求值SMR=271(HP200X11.5)SMR=159(FB200X12)实取值SMA=446(HP260X12)SMA=269(HP220X12)最大内底板板厚（mm）1616内底纵骨HP300X12HP300X12最大外底板板厚（mm）14.514.5外底纵骨HP320X13HP320X13货舱区总长L

15、C.T.(m)135.8货舱区纵向连续构件重量W1(t)38963516从表6中可以看出，方案中的板厚和型材尺寸均比方案的小，焊接加工时的工作量小。重要的是，方案2的材料选用将使纵向连续构件的重量减轻9.8%。所以本船结构设计中的材料选用确定为第方案。并经过优化调整，最终计算出50500t化学品/成品油船的高强度钢（AH36）用量约占全船钢料重量的38%。b） 总纵强度校核据装载稳性计算得到的中拱、中垂状态下最大静水弯矩和JTP规范要求垂直波浪弯矩，在总纵弯矩合成应力的作用下，应用规范中的计算公式，计算得到规范要求的甲板和底部的最小剖面模数为11.852m和15.195m，船体梁净剖面模数（船

16、体梁构件的建造厚度减去0.5倍的腐蚀厚度后计算得到的船体梁剖面模数）Zv-net应不小于规范要求的最小剖面模数。通过DNV船级社NAUTICS计算程序，应用腐蚀余量扣除后净板厚实际计算得到船体梁甲板和底部的净剖面模数分别为 13.583 m和19.972 m，较规范要求的最小剖面模数分别有14.6%和31.4%的储备。底部的实际剖面模数差别较大是由于货舱内、外底板局部强度要求造成的。4） 中纵舱壁及横舱壁设计一般来说舱壁有四种形式：带水平桁和垂向扶强材的平板舱壁、带垂直桁的水平槽形舱壁、双平板舱壁以及带上下墩结构的垂直槽形舱壁。本船在综合考虑各方面因素后采用最后一种舱壁形式，即中心纵舱壁及横舱

17、壁都采用带下墩结构的垂直槽形舱壁。槽型舱壁结构形式采用较为常见的梯形槽型剖面，据统计和规范要求，梯形剖面的夹角在6080之间板厚和槽型间距最经济，槽型的平面部分与槽型的斜面部分基本相等，同时槽型的深度越深，槽型的强度越好。本船根据总体分舱布置、舱型等因素，对纵横舱壁槽型进行优化设计。根据有关资料分析，梯形槽型舱壁板的腹板和面板近似相等时槽型剖面板厚最经济，而此时影响槽型的是两个参数，分别是槽深和槽型剖面夹角。我们根据DNV提供的表格对槽形舱壁进行了优化，如表7，最后选取了目标船的形式，如图4和图5所示。表7：槽形舱壁的优化最后优化的槽形舱壁为：槽深：1160mm，槽形剖面的夹角为：77，板的厚

18、度为：纵舱壁19mm（AH36），横舱壁19.5mm（AH36）优化后的舱壁入图所示图4：优化后的HANDY SIZE 成品油/化学品船典型横舱壁图图5：优化后的HANDY SIZE 成品油/化学品船典型纵舱壁图二 货舱区船体结构有限元分析方法评估1） 三维有限元模型的范围船体结构强度的有限元计算在规范中是强制性规定。计算范围包括两部分：一是货舱区分析，校核纵向构件、主要支撑构件和横舱壁的强度；二是细网格分析，校核局部结构应力水平。按JTP的要求，有限元模型的最小纵向范围应覆盖中部货舱区三个液货舱长度，其范围应能充分表示中部区域内的结构，如图6。图6：货舱区有限元模型的范围目标船建立了从FR8

19、8到FR180，全长64.4米的三个舱段的模型，包括第三舱的全舱，第四舱的全舱、第五舱的全舱和分别向两端舱延伸至第一个强框的部分。根据JTP规范，由于模型边界距离横舱壁已有一个舱长的距离，因而边界条件产生的误差在横舱壁处已经基本消除，两横舱壁及在其间的中舱段计算结果是可信的。该模型完整表达了舱段中的全部构件，每两个纵向扶强材之间有一个单元，横舱壁每个扶强材之间有一个单元,在每个强肋骨、横撑和纵桁的两个扶强材之间有一个单元格,在双层底内的纵桁和实肋板、横向和垂向的强肋骨、横舱壁的水平桁材高度内有三个单元,对于撑杆和具有较小腹板的制荡横舱壁和纵舱壁上的甲板强横梁和水平桁材，在其腹板高度上使用两个单

20、元来表示,底边舱腹板上的网格精细到足以表示腹板开口的形状,主要构件大肘板的自由边的形状也尽可能与实际一样，避免了由于形状引起的应力集中，从而保证该区域的结构应力计算有较高的精度。模型中采用的厚度是设计厚度-0.5倍的腐蚀厚度。计算有限元模型见图7。计算模型有限元厚度分布见图8、图9和图10。图11和图12给出了有限元模型的网格示意图。该计算采用了十分精细的模型网格，因而可以认为应力计算结果详细而准确图7：三舱段有限元模型图8：三舱段有限元模型厚度1图9：三舱段有限元模型厚度2图10：三舱段有限元模型厚度3图11：三舱段有限元模型的网格划分1图12：三舱段有限元模型的网格划分22） 边界条件根据

21、JTP规范附录B/2.6关于有限元模型的边界条件的要求，在模型前后端面中和轴与中纵剖面相交处分别建立一个独立点，使模型前后端面上的所有纵向单元节点的自由度、与其对应端面上的独立点相关，模型中通过多点约束(MPC)来实现如图13所示，同时沿甲板，内底板和外底板上的节点施加一端刚固，另一端在总体坐标系y自由度上有刚度的弹簧单元来约束这些构件的；沿舷侧板，内壳纵舱壁和中纵舱壁的垂直部分节点施加一端刚固，另一端在总体坐标系z自由度上有刚度的弹簧单元来约束这些构件的，见表8。弹簧单元约束如图14所示。簧的刚度公式为：弹簧单元可以由杆单元来替代。图13：三舱段有限元模型的边界条件图14：端部模拟图表8：模

22、型端部的边界条件位置平移旋转后端后端（所有纵向单元）RLRLRL后端独立点，见 图13固定Mv-endMh-end甲板，内底和外板弹簧舷侧，内壳板和纵舱壁弹簧前端前端（所有纵向单元）RLRLRL前端独立点，见图13Mv-endMh-end甲板，内底和外板弹簧舷侧，内壳板和纵舱壁弹簧其中： 不施加约束（自由）RL 刚性连接到中心线中和轴独立点的所有纵向单元的节点注： 1 所有的平移和旋转位移均按照JTP规范第4/1.4节规定。2 如未使用，前后端部的独立点在中是自由的。3 如未使用，前后端部的独立点在中是自由的。4 如未使用弯矩，前后端部的独立点在和中是自由的。5 如使用弯矩作为节点力，前后端部

23、的独立点相应的旋转自由度（即和/或）是自由的。3） 装载工况和有限元计算工况在采用3维有限元方法对油船船体结构强度进行直接计算时，对于每种装载工况，需要对几种动载荷工况进行校核，如表10，每个有限元计算工况都是装载工况和动载荷工况的组合。本项目对JTP规范上要求的所有装载工况都进行了有限元强度计算。装载工况如表9所示表9：有限元直接计算装载工况表表10：强度评估（有限元方法）的动载荷工况a） 载荷分类根据JTP规范AppenxB规定，采用三维有限元方法对油船船体结构强度进行直接计算时要考虑的荷载有：船体结构的重量（基于净尺寸），货油舱和压载舱的内部压力（静+动），舷外水的压力（静+动），船体梁

24、的垂向弯矩和剪切力，船体梁的水平弯矩，甲板上的荷载（甲板上的规范最小静压力+上浪荷载）。分析时计算荷载、加速度的载荷参数和位置按照JIP规范要求，如表11所示。加载时，根据单元中心计算所得的压力，以压力常数加载于单元。表11：载荷计算时载荷参数的位置参考点c） 载荷及其组合根据JTP规范的要求，各种装载工况下施加的载荷，见表12。d） 船体梁附加弯矩和切力计算三舱段有限元模型根据JTP规范要施加相应的船体梁载荷。船体梁载荷分为静水载荷和波浪载荷两部分，分别包括静水弯矩、剪力，垂向波浪弯矩、剪力和水平波浪弯矩、剪力等。船体梁载荷各成分根据装载状况许用的最大值或规范计算值按照JTP规范第7/6节的

25、要求进行组合，最终确定的船体梁载荷加在模型端面的独立点上。表12：各种工况下载荷的组合载荷组合载荷分量SS+DA+-+-露天甲板-船体外壳+-压载舱(顺序交换)两式大者：a) b) + +货油舱(包括压载舱)+-其它液体舱+水密边界-干燥区域的内部甲板+-重型部件处的甲板+-对施加JTP规范要求的边界条件的三舱段有限元模型，除按工况规定的装载状态进行局部载荷施加外，还需要调整三舱段有限元模型的船体梁水平弯矩、垂向剪力和垂向弯矩的分布，以使特定位置处达到目标值。弯矩平衡和剪力平衡的调整见JTP规范附录B/2.5，做法是根据简支梁的原理，首先求出施加局部载荷所引起的三舱段有限元模型中部舱前后舱壁处

26、的剪切力、邻近中间处的弯矩、模型两端的支反力，由此得到每档强框架位置上所要施加的附加垂向分布载荷，按规范要求施加于每档强框架位置处，以使前舱壁处达到规范规定的目标值。计算出局部载荷包括附加垂向载荷在内所引起的中部舱最大弯矩，由此得到有限元模型端部的附加垂向和水平弯矩，施加在模型两端的独立点上，以使中部舱最大弯矩处达到目标值。具体做法为求出模型一端到目标位置之间所有单元上作用力或者单元各节点力(包括三个分量)。然后由积分或求和得出这部分模型的局部载荷在目标位置处产生的附加船体梁载荷，于是所应该施加的垂向分布载荷以及附加垂向和水平弯矩也就可以确定了。4） 应力衡准JTP规范规定所有的结构构件按各部

27、分荷载计算得到的应力组合成等效应力进行校核即von Mises 应力，本文所给得应力计算结果均为von Mises应力。a） 三舱段有限元应力衡准根据JTP规范9-/2.2.5规定对于舱室内部结构以及舱室边界结构构件的应力屈服因子如表13所示。对于该油船的舱段有限元校核的计算工况都属于静+动的工况组合，因此对于舱室的内部结构构件其强度应满足屈服因子小于等于1.0，对于舱室边界结构其强度应满足屈服因子小于等于0.9，对于内底、外底、槽型横舱壁、密性肋板、密性纵桁及腹板应满足屈服因子小于等于0.8强度衡准。b） 局部模型有限元应力衡准舱段有限元模型中，如果位于应进行细化网格校核区域的单元von M

28、ises应力超出表13规定的许用值，则由细化网格分析得到的，面积相当于舱段有限元模型网格大小的细化网格von Mises应力计算结果的平均值应不超过表14规定的许用值。最大许用应力基于50X50的网格大小。如果使用更小的网格，则应根据附录B/3.5.1，用与上述网格尺度面积相当的单元平均von Mises应力与许用应力比较。表13：不同部位构件的应力衡准值表14：细网格分析的最大许用膜应力5） 计算结果该计算采用Sesam软件对该HANDYSIZE型油船的3号、4号和5号三个舱段进行了基于JTP规范的强度计算分析。计算结果分别给出了JTP要求的计算工况下舱段各主要构件的应力计算值。对有限元计算

29、应力结果的评估分为两部分：a） 三舱段有限元评估三舱段有限元评估的目的是校核纵向构件、主要支撑构件和横舱壁的强度。根据JTP规范规定，中间舱段（本项目中为四号舱段）由于消除了边界的影响，其计算结果是可信的，可作为校核的依据。舱段结构的详细应力分布图示意图详见附录。附录中给出了在计算工况下四号舱段的各主要部位处应力的最大值及分布位置（包括甲板，内底板，外底板，内舷侧板，外舷侧板，纵舱壁）以及舱段内其他高应力值及出现的部位。纵观全部计算结果可以看出：甲板结构满足强度校核的要求，且材料使用率较高，应力分布呈现与纵舱壁、舷侧相交的纵向部位处为大应力条形区域的特点。内底板整体应力水平适中，结构满足强度校

30、核要求。外底板在货舱中部区域一部分的应力相对较高，但由于是高强度钢（原因见屈曲校核部分），满足强度校核的要求。外舷侧板、内舷侧板满足强度的校核要求，且材料使用率较高。应力分布呈现在与甲板、内底相交的附近区域为应力水平较高区域的特点。水密横舱壁在各计算工况下应力水平居中，满足强度校和的要求，且材料使用率较高。在舱段其他部位，甲板横梁端部有一个高应力点，一是由于网格的形状不是很好，二是对附近的结构进行了加强，因此不会引起结构的损伤。计算表明，该油船在危险工况下，按规范要求校核的主要构件如水密横舱壁、内底板、外底板、内舷侧、外舷侧、甲板的应力水平满足JTP规范的强度衡准要求。详细的应力分析见附录。b

31、） 局部模型评估局部细网格有限元分析的目的是为了校核局部结构应力水平。通过对该项目三舱段模型计算结果的分析，发现横舱壁的壁墩和纵舱壁的壁墩局部应力比较高，通过细网格有限元分析，应力水平在表14的衡准之内，满足JTP规范的要求。对普通钢:不临近焊缝的单元vm (235 y) /1.00=2351.70=399.5N/mm2 (S+D)vm (235 y) /1.00=2351.36=319.6N/ mm2 (S)临近焊缝的单元vm (235 y) /1.00=2351.50=352.5N/ mm2 (S+D)vm (235 y) /1.00=2351.20=282.0N/ mm2 (S)对高强度

32、钢:不临近焊缝的单元vm (235 y) /0.78=301.31.70=512.2N/ mm2 (S+D)vm (235 y) /0.78=301.31.36=409.7N/ mm2 (S)临近焊缝的单元vm (235 y) /0.78=301.31.50=452.0N/ mm2 (S+D)vm (235 y) /0.78=301.31.20=361.5N/ mm2 (S)通过Sesam软件对局部模型进行应力计算，见图1524。由计算结果得到：对纵舱壁的局部模型，最大的合成应力：航行状态下384 N/ mm2，港口状态下325 N/ mm2，他们的应力衡准要求分别为452.0 N/ mm2，

33、361.5.0 N/mm2。对横舱壁的局部模型，最大的合成应力：航行状态下433 N/ mm2，港口状态下333 N/ mm2，他们的应力衡准要求分别为452.0 N/ mm2，361.5.0 N/mm2。由此结果看到是满足JTP规范的局部有限元应力的横准。图15：纵舱壁局部有限元模型图16：细网格区域的板厚图17：细网格有限元区域的材料图18：航行状态下的合成应力图19：港口状态下的合成应力图20：横舱壁局部有限元模型图21：局部有限元模型的板厚图22：局部有限元模型的材料图23：航行状态下的合成应力图24：港口状态下的合成应力三 船体梁极限强度及屈曲强度评估1） 船体梁极限强度及评估对于极

34、限强度的计算，采用“一步法”进行计算。对于“一步法”要求的是仅适用于中垂状态下的船体梁极限弯曲能力预以评估和校核，以确保其符合规范要求的衡准。此衡准适用于在极端海况下的完整船体结构，并不包括中拱、港内或破损情况。船体梁极限能力的计算方法是要确定所有主要横向构件的临界失效模式。对于中垂状态下的油船，临界模式通常（假定）为强框架之间的甲板结构屈曲。如果结构受压超出了其屈曲极限，则强度就会降低。为确定框架之间的最弱失效模式，需要考虑各个单独构件的所有相关失效模式。对于中垂状态下的油船，仅考虑极限垂向弯曲。船体梁垂向极限弯曲能力应满足以下衡准：根据JTP规范有关船体梁的极限强度校核有关规定，本项目采用

35、一步法的极限能力方法进行校核。由JTP规范船体梁极限承载能力，由下式求得：2） 屈曲强度评估对于目标船的船体结构中承受船体梁压应力和剪应力的板材和纵桁，其屈曲强度评估采用了初步屈曲计算校核方法，初步屈曲计算采用IACS UR S11规定的屈曲强度要求。在计算船体梁强度时，分别考虑轴心船体梁压强和船体梁剪应力。a） 板的单向屈曲对板的单向屈曲引入了屈服利用因子的概念，实际的屈服利用因子要满足以下衡准：allow其中allow=0.9（0.5倍型深以下），allow=1.0（0.5倍型深以上）=/cr=/cr其中为实际的压应力，N/mm2；cr为临界压应力，N/mm2。为实际的剪应力，N/mm2；

36、cr为临界的剪应力，N/mm2。参考细长比由下式得出：=（/（KE）（1/2）其中K为屈服因子，见表15；E为参考应力，N/mm2；E=0.9E（tnet/la）2其中E为弹性模量，206000 N/mm2；tnet为板格净厚度，mm；la为板格长度，mm，见表15；yd为规定的材料最小屈服应力，N/mm2。承受压应力或剪切应力的板格临界屈曲应力，cr或cr分别由下式计算求得：cr=Cydcr=Cyd/（3）1/3其中C为折减因子，见表15表15：平面板格的屈服因子和折减因子续表15根据上述公式，对该油船进行板的屈曲校核时，根据船体板结构受力情况的不同按短边受压曲屈模式、长边受压屈曲模式、剪切

37、应力屈曲模式分别对船体外板、内底板、甲板、舷侧外板、内壳板、船底纵桁、舷侧平台部位的板进行了临界曲屈应力的衡准计算。详细的计算结果见附录。通过对计算结果的分析发现：非水密强框架除舭部部分不满足外，其他大部分都满足要求。水密的强框架都满足要求旁桁材部分不满足屈曲强度要求（LCB3-2），需要适当增加板厚。底部在货舱中间的部分有一部分不满足屈曲强度要求（LCB3-2），通过对比增加板厚、改成高强度钢和在板格中间加骨材之后，最后选在了在中加部分加一部分高强度钢和加几个短的骨材来解决问题。内壳舷顶列板最下面一列不满足屈曲强度要求（LCB2-1），最后通过比较，把高强度钢的舷顶列板向下延伸了一列，解决了

38、这一列板不满足要求的问题。外壳在货舱中间也有一部分不满足屈曲强度的要求（LCB2-5B），通过对比研究，最后决定局部加厚板厚和加几个短的骨材来解决问题。其他部分都基本上都满足屈曲强度的要求，详细结果见附录。四 结论1） 确定了舯剖面的结构形式和构件布置收集分析参考船和根据总体性能研究的基础上，通过对HANDYSIZE型成品油船标准船型的舯剖面结构形式和布置进行研究，对许多因素，诸如：货舱舱型、构件骨架形式、纵向连续构件布置、结构材料选取、纵骨间距、强框架间距等影响船体结构强度、总纵强度储备和船体结构重量进行了全方位的考虑、多方案的比较计算分析。通过全面分析计算，确定目标船主船体结构参数，对于结

39、构优化设计提出了合理的建议。货舱区典型横剖面结构形式、构件布置：货舱区船体结构纵向构件材料：为满足总纵强度等要求，除主甲板、甲板横梁、外壳舷顶列板和内壳舷顶列板采用的AH32高强度钢，纵舱壁下列板、横舱壁、纵横壁墩顶板、壁墩斜板和旁纵桁920采用AH36的高强度钢以外,其余均为普碳钢；高强度钢占主船体结构钢料总重的38%。货舱区纵骨间距：700mm。货舱区强框架间距：舷侧肋骨间距为700mm，强框架间距为2800mm；舯剖面纵向构件总纵强度裕度，为满足总纵强度等要求，甲板和底部的实船剖面模数分别为13.583m和19.972m，与规范要求的最小剖面模数11.852m和15.195m的比值分别为

40、114.6%和131.4%。货舱区主船体重量较满足以前规范船舶增加约为10%。2） 研究确定纵、横舱壁结构形式和构件尺寸在液舱典型纵/横舱壁设计和优化方面，根据目标船的分舱、舱型设计和成品油船的设计要求，分别对不同槽深、不同剖面角的垂直槽型纵/横舱壁进行了设计比较计算和规范强度校核，并根据不同形式的横、纵舱壁结构重量方面的比较，通过减小结构重量和方便施工等多方面的考虑分析，确定了本型船的典型纵、横舱壁结构形式和构件大小。典型垂直槽型横舱壁结构形式：垂直槽型、设置下墩；槽型参数：槽深1160mm，面板宽度1140mm，腹板宽度1189mm；舱壁构件尺寸：舱壁板厚分别为19.5(AH36)mm。垂

41、直槽型纵中舱壁：结构形式：垂直槽型、设置上下墩；槽型参数：槽深1160mm，面板宽度1140mm，腹板宽度1189mm。舱壁构件尺寸：舱壁板厚分别为：19（A）mm、19(AH36)mm。3） 应用有限元分析方法计算评估船体结构屈服和屈曲强度通过根据JTP规范要求，建立三舱段结构有限元模型，应用有限元分析技术，包括载荷计算、加载技术、中部舱段的弯矩和剪力调整技术等，并根据JTP规范的强度衡准进行结构有限元粗网格计算分析、结构屈服和屈曲强度评估，对初步规范设计结构构件提出进一步的完善和改进建议。4） 应用“一步法”计算校核船体梁极限强度根据JTP规范要求，应用“一步法”计算中垂状态下船体梁的极限

42、强度，考虑甲板加筋板格的有效抗屈曲能力，应用船体梁折减后的有效抗屈曲面积及惯性矩，计算船体梁的极限抗弯弯矩，并根据JTP规范衡准要求，校核中垂工况下的船体梁极限强度安全系数。5） 应用初步屈曲强度计算方法校核船体屈曲强度根据JTP规范要求，应用初步屈曲强度计算方法校核船体屈曲强度，分别校核了甲板板、内外底板、舷侧外板、内壳板及槽型舱壁板等板格的临界屈曲应力，并根据JTP规范衡准要求，校核完成船体屈曲强度，通过适当的构件尺度修改，使目标船的屈曲强度满足规范要求。四 疲劳评估与节点设计优化研究对于双壳油船结构的疲劳强度评估有两种方法，分别是“名义应力法”和“热点应力法”。名义应力法是基于梁理论的疲

43、劳强度简化评估方法；对于结构或载荷复杂的关键部位就要采用数值方法（细化网格有限元分析）计算疲劳应力和焊趾位置的热点应力，进而分析结构的疲劳寿命，这就是疲劳强度评估的热点应力法。1） 纵骨疲劳强度评估名义应力法纵骨节点是船体结构中比较容易产生疲劳现象的构件，是疲劳校核的重要组成部分。按照JTP规范的要求，采用DNV NAUTICS软件对HANDYSIZE型成品油船肿剖面上船体纵骨节点进行疲劳校核，评估该船纵骨疲劳强度特点，提出改善纵骨疲劳寿命的优化结构节点形式。a） 校核截面、纵骨及载荷确定纵骨疲劳强度评估所选择的校核截面为肿剖面；纵骨为选择截面上纵向强力构件。节点为截面和纵骨的交点。考虑内、外

44、、动、静载荷的影响，研究的实质是在不同装载工况对研究节点静载荷作用下，最终影响在疲劳分析节点上的动载荷。b） 应力成分计算和应力组合应力成分包括整体应力和局部应力，整体应力包括波浪诱导垂直弯曲应力和水平弯曲应力，局部应力包括外压力和内压力引起的应力。对于外压力和内压力需分别计算。最后必须通过应力组合计算出用于计算疲劳寿命的应力范围。c） 改进节点纵骨节点疲劳寿命要求大于25年，不满足要求的纵骨节点需对纵骨和横舱壁或强肋框的连接形式作修改。主要是改进连接肘板的尺寸，通过少许增大肘板尺寸、增加纵骨尺寸和改变段部连接形式来提高纵骨的疲劳寿命。增加肘板的尺寸可以减小纵骨跨度，增加纵骨可以使得局部应力下降，改变端部连接形式可以改变纵骨的疲劳等级。通过用DNV的NAUTICUS HULL软件计算，在计算中发现：如果端部骨材用到150mm以上，疲劳等级就从F降低到了F2，疲劳不满足要求。后来研究