船体结构板格屈曲强度直接计算研究

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武汉理工大学硕士学位论文基于散货船共同规范的船体结构板格屈曲强度直接计算研究姓名：陈炜申请学位级别：硕士专业：工程力学指导教师：张少雄20100501 武汉理一l：火学硕十学位论文摘要散货船共同结构规范于2006年4月1R作为IACS的统一规范生效。这是国际造船界有史以来第一次在全球范围内统一船舶设计规范，旨在造出更安全更牢固的新船。在共同规范中，极大地吸收了IACS成员的成功经验，增强了规范的透明度，同时还增加了一些灵活性的条款，有利于各国造船业进行技术创新。强度是结构抵抗外力作用，保证结构安全正常地完成预定使命的能力。对大多数结构来说，屈服强度计算是基本的必不可少的，而对某些受压或由高强度材料制成的结构构件，屈曲强度计算比屈服强度计算更为重要。结构屈曲强度是结构设计中的关键问题之一，它对保证结构的安全性和使用性起着至关重要的作用。随着现代力学、数学以及电子计算机技术的发展，有限元法无论是在理论，还是在实际应用方面都己取得了巨大的进步，对结构进行有限元分析所需要的成本也迅速减少。有限元法在船舶结构领域的应用最早始于20世纪60年代。经过几十年的发展，有限元法已成为船体结构分析中必不可少的重要工具。本文的主要内容包括：1．论述了散货船共同结构规范有关屈曲强度直接计算的主要内容和基本过程，包括船体结构有限元模型的选取和建立、边界条件的施加、计算工况的确定、载荷的计算与施加、屈曲校核衡准等。2．结合散货船共同结构规范的屈曲校核，详细研究了板的屈曲理论，包括临界应力、屈曲系数、后屈曲、极限强度、折减因子等问题。3．利用有限元软件MSC．PATRAN／NASTRAN、CCSTOOLS和CCS屈曲插件，依据共同规范和CCS指南的要求，对某散货船进行了屈曲强度直接计算。4．对按散货船共同结构规范和CCS直接计算指南校核的不满足屈曲强度的板格进行了加强，并与原船进行比较。5．通过计算结果，分析比较了共同规范与CCS指南在屈曲校核中的区别，阐述了计算中可能存在的问题并提出合理意见。关键词：散货船，共同结构规范，屈曲，有限元，直接计算 武汉理T大学硕士学位论文ABSTRACTCommonStmcturalRulesforbulkc硎ersise伍cientonAprillst2006．’11lisisme丘rSttimetouni匆meshipConstnlctionmleforint锄ationalshipbuildingcircles．Newmlesaimatsatis研ngwimmerequirementofbuildingstronger，moredurablealldsuitableship．CommonStructul-alRulesabsorba10tofsucceSs向lexp嘶ellceofm锄berSoftheIACS，atthes锄etime，someflexiblearticlesareincreaSedinmerules．Strengmisaa_bilitymatsmJc舨lresistextenlalforceandensuremestmcturalcompletemescheduledmissionswithoutaCcident．FormoststmctIlrcs，the)，ields仃Im西hcalculationisthebasicessential，howeV％thebucl(1ings慨l舀hcaIculationismoreimport锄tthallme姐elds仃engthcalculationforsome鳓m删subjectedtopressureorbemadeofthehi曲一strengthmaterials．111ebucklings慨gthismekeyissueinstnJctu】raldeSi印，itplaysaVitalr01et0ensurethesafety锄duseofs饥lc劬隰1．WithgreatdeVelopmentsofmod锄mechanics，computationalmathematics趾delec咖niccoⅡlputertecllIlolo鼢finiteelementanalysishaSmaderapidpro黟essiIlbotllmeoD，锄dcomputationaltechnology．Costsonperf．omlingFEAarereducedsh印ely．FiniteelemeIltmethodisappliedinthefieldofships仃uctllresbegaIlinnlethefirSt60yearsof20thcentu够W：it}lthedeVelopmentofseveraldecades，finiteelementmemodhaSbeComeaIlimportantaIldindispensabletoolontheaIlalysisofhulls仃uctIll．e．Themaillcontentsa1．easfbllows：1．DiscussthebasicprocessofCSRdirectc2Llculation，includiIlgFEmodelingofs_hips饥Jctllres，dealing、Ⅳithmeboundaryconditions，choosingmeloadingcondition，calculatingtheload，Buc“ing嘶t嘶aalldsoon．2．DiscuSsplatebucklingtheo吼includingtllecriticalstress，bucl(1ingcoe伍cient，post-bucklin舀uItimates仃en舀h，reductionfaCtorsaIldomerissueS，b嬲ed0nbucklingcheckofCS&3．UtilisedMSC．PAT砒～N／NAST黜～N，CCSTOOLSandCCSplu哥i11，bucHings慨gmdirectcalculationofabulkca币erhaSbeendoneacCordingt0CSR—BCandII 武汉理工大学硕士学位论文CCSmles．4．Checkedunderme觚omles，TheplatepaIlelmatdissatis母mebucklings臼en舀hisenhanced，andcoInparedwithmeori百nalship．5．TI啪u曲tllereSults，allalysethedifj衙eIlceofCSR-BC锄dCCSrules，des嘶bethepossibleproblelllsofcalculationaIld百Vereasonableadvices．Keywords：Bulkcarrier'CommonStmctllralRuleS，Buckling，FEM，DirectcalculationIII 独创性声明本人声明，所呈交的论文是本人在导师指导下进行的研究工作及取得的研究成果。尽我所知，除了文中特别加以标注和致谢的地方外，论文中不包含其他人已经发表或撰写过的研究成果，也不包含为获得武汉理工大学或其它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。签名：日期：学位论文使用授权书本人完全了解武汉理工大学有关保留、使用学位论文的规定，即：学校有权保留并向国家有关部门或机构送交论文的复印件和电子版，允许论文被查阅和借阅。本人授权武汉理工大学可以将本学位论文的全部内容编入有关数据库进行检索，可以采用影印、缩印或其他复制手段保存或汇编本学位论文。同时授权经武汉理工大学认可的国家有关机构或论文数据库使用或收录本学位论文，并向社会公众提供信息服务。(保密的论文在解密后应遵守此规定)研究生(签名)：导师(签名)：日期： 武汉理下人学硕十学位论文第1章绪论1．1选题的背景、目的和意义散货船是上世纪50年代诞生的一种专门从事散装货物运输的船舶。它们包括矿砂船、运煤船、散粮船、散装水泥船以及近来发展的兼用船等。散货船一般为单甲板、尾机型船。现代散货船都采用尾机型，这样可取得中部方整的货舱，提高容积利用率；有利于舱口布置，提高装卸效率；有利于结构的连续性和工艺性，提高纵向强度及材料的利用率。散货船一般依靠港口码头的专门设备进行装卸作业，船上可不设嚣起货设备，这样可以降低船体重量，增加船舶载重量。由于散货船货种单一，常常是单向运输，为了保证较好的适航性，必须注意散货船的压载航行状态。一般散货船的压载舱容都比较大，常达到其载重量的30~50％，对于一些浅吃水船，甚至可达90％以上。除了一般的压载水舱布置外，散货船还常常设有底边舱和顶边舱作为压载舱，设置舷部顶边舱是专用散货船独有的特点。散货船自诞生之同起，总体势头发展强劲，在国际航运业中扮演了极其重要的角色。散货船为世界三大主流船型之一，其数量仅次于油船，占商船中的第二位。在1960～1990年的30年间，散货船数量增长了9．8倍，载重吨数增长了27倍，1990年散货船保有量达5087艘、242555万载重吨。据英国劳氏船级社统计，2003年底时世界散货船保有量为5888艘、30711万载重吨，平均船龄为14．5年。在世界上，散货船运输占货物运输的30％以上；在国内，散货运输约占货运量的40％，日益发展的散货船队在能源运输、国际贸易中发挥着越来越重要的作用，在国民经济发展中占有重要地位。随着散货船在国际国内航运业中越来越广泛的使用，散货船的安全事故问题也频繁发生，散货船的安全问题正得到世人的普遍关注。据统计，2003年，全国运输船舶共发生水上交通事故634起，其中散、杂货船共发生事故250起，占事故总量的39．4％；2004年，全国运输船舶共发生水上交通事故562起，其中散、杂货船共发生事故198起，占事故总量的35．2％，给国家财产和人民生命造成了巨大的损失【l】。1978年～2003年全世界散货船海难事故共丧生船员1232人，90％以上是因船体结构破损所致。从中我们可以看出，通过研究改善散货船 武汉理I：人学硕士学位论文体结构，提高散货船的抗风险能力是一项十分艰巨而紧迫的任务。近十余年来频繁发生的海难事故和国际海事组织R益严格的环保要求是催生共同规范的主要原斟21。为了顺应航运业的发展，国际船级社协会(IACS)在2005年召开的第52次理事会上，经全体成员表决通过了油船共同结构规范(JTP)【3】和散货船共同结构规范(JBP)【41。共同结构规范(CSR)作为队CS的统一规范于2006年4月l同正式生效并强制执行。共同规范的施行具有里程碑式的历史意义，这是国际造船界历史上首次在全世界范围内将船舶设计规范统一起来，目的就是要造出更加牢固安全的新船。许多代表当今船舶科学技术发展前沿的新技术、新材料、新理念在规范的制定中都有所体现。共同规范以保证船舶营运时的安全为出发点，要求船舶结构在整个25年设计寿命内的基本安全得以保证，这是其与现有的各船级社规范的最大区别。共同规范的推广使用，已是大势所趋不可逆转，它的好处也是显而易见的：有效避免了队CS成员之间的恶性竞争，降低了船厂标准的选择余地，限制了船厂方面利用规范的差别进行市场竞价的做法；另外，CSR极大地借鉴并吸收了认cs成员的成功经验，增强了规范的透明度，同时还增加了一些有利于各国造船业进行技术创新的灵活性的条款。共同规范是一把双刃剑，掌握它则能发展，反之则受其所制【2】。共同规范的推出给中国造船业带来了前所未有的机遇与挑战，在机遇与挑战面前只有积极参与研究，参与竞争才能在未来实现我国的造船强国之梦。散货船共同规范在船体结构方面有较大的变化，其关键技术要点主要包括净尺度概念、设计载荷、船体梁极限强度、直接计算分析、疲劳、屈曲。本文针对散货船共同规范中有关屈曲强度直接计算的内容展开研究，阐述了规范中直接计算评估的主要内容和基本过程，在理论上研究了规范中用于屈曲校核所用方法的理论来源，利用大型通用有限元软件MSC．w汀黜蝌／NAST融≮N【5】和中国船级社(CCS)开发的相关计算插件CCSToOLS对某散货船进行了屈曲强度直接计算，通过有限元计算验证共同规范关于屈曲校核的正确性及其可靠性，并与《散货船结构强度直接计算分析指南》【6】做了对比说明。共同规范的推广及使用目前仍处于一个过渡和调整时期，对规范的解读和完善也需要大量研究工作和实践数据的支持，希望本文的工作能为以后的设计者和研究人员起到一定的参考作用。2 武汉理丁人学硕十学位论文1．2有限元方法及其应用有限元方法(FEM)是在20世纪50年代兴起的一种数值计算分析方法，是一门集应用数学、力学和计算机科学于一体的综合性交叉学科。它的兴起源于工程实际的需要，对于大多数形状和边界条件复杂的工程问题，要想获得问题的解析解是不可能的，实用上只能转而寻求各种近似的数值方法，而有限元方法就是这样一种行之有效的数值分析方法。有限元法数学逻辑严谨，物理概念清晰，能够灵活地处理和求解各种复杂问题，特别是它采用矩阵形式表达基本公式，便于运用计算机编程运算。这些优点赋予了有限单元法强大的生命力。有限单元法的基本思路是将结构物看成由有限个划分的单元组成的整体，以单元节点的位移或节点力作为基本未知量求解。在使用有限元法对结构物进行计算分析时，要将连续的结构物划分为若干个有限大小的子区域，即有限元(单元)。在对单元进行分析时，首先假定单元内部位移为节点位移的简单函数，建立单元的节点位移和节点力之间的关系，其次将这些单元组合成为整体，引入边界条件，通过求解整体节点力和节点位移关系的代数方程组，最终得到连续体在离散点处未知量(位移和应力)的解答。有限元法分析大体上有前处理、计算分析、后处理三个主要过程。在前处理阶段中，构造计算对象的几何模型，划分有限元网格，生成有限元分析的输入数据，建立有限元分析模型，这一步是有限元分析的关键。有限元分析过程主要包括单元分析、整体分析、载荷移置、引入约束、求解方程等步骤，其中单元分析是有限元分析的核心部分，有限元的理论思想主要体现在这一过程中。有限元分析的后处理过程主要是对计算结果的加工处理及图形显示，它可以把有限元计算得到的数据更直观的表达出来，以帮助设计者更好的分析判断结果数据，如应力分布状况、结构变形状态等。有限元法可分为线弹性有限元法和非线性有限元法两大类。线弹性有限元法是非线性有限元法的基础，非线性有限元问题与线弹性有限元问题又存在很大不同：(1)非线性问题的方程式非线性的，因此一般需要迭代求解；(2)非线性问题不能采用叠加原理；(3)非线性问题不总有一致解，有时甚至没有解。以上三个方面的因素使非线性问题的求解过程比线弹性问题更加复杂、费用更高且更具有不可预知性。随着电子计算机的出现而迅速发展起来的有限元方法，已成为解决工程实际问题的强有力的数值分析工具。有限元法在船舶结构领域的应用最早始于20 武汉理。l：人学硕士学位论文世纪60年代。强度直接计算是当今进行船体结构评估最基本也是最可靠的方法。有限元法在计算不规则、大型结构上的优势早已为世人所知，计算机科学技术的飞速发展，极大提升了计算机的性能及工作效率，使得船体划分为有限元网格进行直接计算有了更大的发挥空间。目前在船舶领域，舱段及全船有限元分析已越来越普遍被船东及船级社在设计中多采用，尤其是由新材料建造的船舶及新型结构的船舶设计，有限元分析更是设计者的重要依据之一【71。在共同规范推出以前，船舶结构的有限元分析是以各个船级社推出的直接计算指南为指导的。虽然各家船级社由于技术水平及利益关系的差异，其相关的直接计算指南在模型范围、载荷计算、边界处理及校核衡准等存在许多不同之处，但是，包括共同规范在内目前在工程实际中船体的有限元分析基本上还是采用的线弹性有限元方法。由于非线性有限元方法求解问题的复杂性和高消耗性，目前在船舶领域其更多的是被用在船体结构极限强度的研究中。例如Anllashi和Moan【8】【9】利用非线性有限元方法分析了一艘好望角型散货船在隔舱装载状态下的极限强度。Paik【10】利用非线性有限元方法对一艘按共同规范设计的AFRAMAx型油轮的甲板和船底位置加筋板进行极限强度评估，并与按其它规范设计的同类船型进行了比较。滕晓青，李润培【ll】考虑几何和材料非线性，采用通用非线性有限元程序ABAQUS对散货船槽型舱壁的极限强度进行了研究。使用非线性有限元法对结构进行分析，同时考虑几何和材料非线性的影响更能反映结构真实的受力及变形状态，有利于对结构进行更加准确的设计和评估，非线性有限元法的应用也将是今后发展的一个重要趋势。1．3船体板屈曲研究概述强度是结构抵抗外力作用而不被破坏，保证结构安全正常地完成预定使命的能力。结构要按照预定设计功能工作，必须保证其在各种外载荷的作用下构件不破坏，不产生大的变形。对大多数结构来说，屈服强度计算是基本的和必不可少的，而对某些受压或由高强度材料制成的结构构件，屈曲强度计算比屈服强度计算更为重要。结构屈曲强度是结构设计中的关键问题之一，它对保证结构的安全性和使用性起着至关重要的作用。屈曲问题是要找出外部作用力与结构内部抵抗力之间的不稳定平衡状态，即变形丌始急剧增长的状态，从而设法避免进入该状态【12】。4 武汉理．I：人学硕十学位论文加筋板是组成船体板的基本结构形式，当所受的外载荷达到一定值时，加筋子板的破坏以及整体加筋板格的失稳将导致船体的最终破坏【I引。加筋板是一种板和梁相耦合的结构，加上其可能存在的复杂几何形式，给问题的求解带来了很大的困难。在较早期的研究中，Mans00141、Troitsk，15】、Bmsh【16】将加筋板当作正交异性板来研究其整体屈曲行为，Koiter和Pi鳃atar0【17】、Tvergaard【18】以及S矗niVasalld【19】等用板条理论分析了加筋板介于整体屈曲和局部屈曲之间的非线性交互式屈曲，这些方法只能分析单向等跨均匀加筋的情况。ste铋【20】采用离散的加筋模型，运用能量原理来分析单向等跨加筋板的屈曲及后屈曲行为，“Long-”aIl和Pett一21】用能量法分析了单向加筋板屈曲的临界应力。加筋板通常受轴压、剪切和侧压等载荷作用，按照船舶结构的设计理念，扶强材的抗屈曲能力应大于板格，因此，在总体屈曲发生之前，加强筋之间的板格常常会出现局部屈曲，这时板的挠度增加较快，而筋没有明显变形。局部屈曲会降低结构的承载能力，影响外形的准确性，所以局部屈曲载荷是加筋板设计的重要参数之一。黄宝宗和姜泽亚【221提出一个统一的三角级数作为弹性边界矩形平板和圆柱曲板的挠度函数，用位能原理确定在轴压、剪切和侧压作用下板的局部屈曲临界载荷。J．s．PrzIIlieIliecl(i【23】在1973年对加筋板局部稳定性做的分析，他采用大挠度的应变一位移关系建立了板条元的刚度矩阵。Eim【B、脚um【24】利用半解析有限元方法，提出了一个新的在复合载荷作用下分析加筋板局部屈曲的有效模型。为了充分发挥材料性能，节省材料，提高材料强度的利用率，对结构屈曲强度来说，宜采用接近材料屈服极限的高临界应力设计，此时必须考虑结构的非线性(材料非线性及几何非线性)对屈曲承载能力的影响。在诸多影响船舶结构屈曲强度的因素中，材料物理非线性的影响将占主要地位【251。Paikcta1【26】和Fui如boetal【2。7】通过建立在非线性有限元方法基础上的曲线拟合得到了新的塑性屈曲强度修正经验公式。郭彦林，梅占馨【28】将线性样条有限元理论推广到大挠度弹塑性范围，建立了样条有限元非线性分析方法，成功地分析了纵向加筋板结构局部与整体稳定相关作用对其极限承载能力的影响。张涛，刘土光等【2明提出了一种加筋板大挠度弯曲的新解法，此方法将离散的梁与板结合起来建立一个统一的控制方程。Paiketa1【30】【3l】采用非线性有限元方法研究了在双向压力和侧向载荷作用下加筋钢板的极限承载能力。同样用钢量条件下，加筋板的稳定性能优于普通板件，但加筋板的缺陷敏感性较强，且其随着加筋数目的增加而增加【321。因此要想准确评估加筋板板格5 武汉理‘I：人学硕十学位论文的屈曲强度，还应考虑各种缺陷(主要为残余应力和仞始变形)对加筋板的影响。船体结构在焊接过程中及焊后都将产生应力和变形，这会给船体下一阶段的焊接和装配带来很大的困难，还会引起舱壁和外(壳)板的凹凸变形，使船体结构强度降低13引。由于初始缺陷在设计之初很难判断而且其特征通常是不明显的，在实际设计中一般用简化的模型来表示初始缺陷的影响。Paiketal【26J将焊接残余应力考虑到屈曲设计公式中，其中为了准确地衡量强度计算中焊接初始缺陷，Paik用了一个理想化的模型来代表焊接残余缺陷的分布。C．P．Pantelides【34】研究了初始缺陷对加筋薄板屈曲和后屈曲性能的影响，研究表明初始几何缺陷对板的弹性临界应力有显著影响。Mazzol趴iet“35】研究了焊接对铝薄板的局部屈曲强度的影响。Ya0etal【361，研究了单轴向压应力作用下，焊接残余应力和初始变形对板的屈曲和极限强度的影响。6 武汉理．1：人学硕+学位论文2．1引言第2章CSR屈曲强度直接计算要求散货船共同结构规范规定船长大于l50m的船舶应基于三维有限元分析对船体主要支撑构件进行强度直接评估，其直接计算涉及结构的屈服、屈曲及疲劳评估。规范中对评估时使用的有限元模型、载荷及边界施加、计算工况的选取等都有明确的指导性的说明。强度直接计算应基于规范规定的净尺寸，通过施加10培概率水平的设计载荷进行，将可能出现船体结构上的最恶劣载荷状念的静、动载荷组合施加到三维有限元模型上。船体结构重量的作用在静载荷中考虑，而动载荷不考虑。基本板格是指扶强材之间板材的最小未加强部分。目前，对船体板的屈曲评估几乎都是基于基本板格提出的，这主要是为了控制加筋板的局部屈曲。基本思路是将直接计算的得到的应力作为板格周围的载荷施加，并按要求选取相应的边界条件，利用理论的简化公式计算板格的临界应力(或极限强度)，通过屈曲衡准来判断板格是否满足屈曲强度要求。图2．1屈曲强度直接计算流程图7 武汉理1：大学硕十学位论文2．2分析模型2．2．1模型范围有限元模型的纵向应覆盖三个货舱长度和四个横舱壁。模型端部的横舱壁应连同各自壁凳包括在模型中。模型端部应形成垂直平面，任何位于端面位置的强框架应包括在模型中。三个货舱长度的有限元模型，其中中间舱为评估目标。有限元模型应覆盖船舶的两舷，以考虑横向波浪载荷的不对称性。所有主要构件应在有限元模型中建模，其中包括：内壳和外壳、双层底肋板和桁材系统、横框架和垂直桁材、水平纵桁以及横舱壁和纵舱壁。这些结构单元上的所有板和骨材均应建模。(评估目标)2．2．2有限元建模图2-2有限元模型的纵向范围有限元网格边界应尽可能模拟实际结构的骨材排列规律，以表示骨材之间板格的实际几何形状。每个构件的刚度应以适当的单元类型表示。选择单元类型应按照以下准则：(1)骨材应以梁单元或具有轴向、扭转、双向剪切和弯曲刚度的杆单元建模。不过，主要支撑构件的腹板加强筋和面板可用仅具有轴向刚度，沿单元长度剖面积不变的杆单元建模。(2)板应以具有面外弯曲刚度、双轴向刚度和面内刚度的壳单元表示。不过对于不承受侧向压力的板可以用仅具有双轴向、面内刚度的膜单元建模。对于膜元和壳元，应仅采用线性四边形或三角形单元。应尽可能避免三角形单元，特别是在高应力区域和开孔周围、肘板连接处和折角连接处等应力梯度大的区 武汉理l：人学硕十学位论文域。(3)加筋板建模时，可使用二维(2D)正交各向异性单元，以恰当表示板格刚度。当有限元模型中没有正交各向异性单元时：●网格尺寸应小于或等于所表示的纵骨间距或舷侧肋骨间距。●骨材应以杆和／或梁／棒单元建模。●如设置双壳，主要支撑件腹板沿高度方向应至少分为三个单元。●如不设置双壳，舷侧肋骨和端部肘板的腹板应以壳单元建模，面板应以板／梁／杆单元建模。舷侧肋骨腹板沿高度方向可不必分为多个单元。◆单元长宽比应不超过l：4。当有限元模型中加筋板有正交各向异性单元时：·对于双层底纵桁或肋板构件，单元高度应为双层底高度。·如骨材位于两个J下交各向异性单元问的边缘，骨材可通过使用梁／杆元建模，也可通过将扶强材刚度赋到两个J下交各向异性单元上来虚拟建模。●如果骨材位于一个J下交各向异性单元和一个膜／壳单元间的边缘，骨材应以梁／杆单元建模。●如果骨材位于两个膜／壳单元问的边缘，骨材应以梁／杆单元建模。·如设置双壳，主要支撑构件的腹板沿高度应以一个单元建模。·如不设置双壳，至少三档肋骨应有一根建模，与其相连的端部肘板的腹板应以壳单元建模，面板应以壳／梁单元建模。·单元长宽比应不超过1：2。2．3；争尺度“净尺度”必须在船舶新建阶段一直到整个船舶设计寿命中都得以保持，以满足结构强度的要求。该方法清楚地将净厚度与为了船舶在航行期间可能发生的腐蚀而加上的厚度区分开来，该尺度提供了承受载荷所需的强度特性。按照共同规范的第3章第2节净尺寸方法的规定，进行有限元分析的主要支撑构件，其板材的净厚度应从总提供厚度中减去0．兑求得。厶E皿倒=名一。删一O．筑=乞6。，，f一‰栅mw。批。一O．筑(2—1)进行屈曲强度校核，并使用直接计算分析所得到的应力，所应计及的板厚，9 武汉理jT：人学硕十学位论文其净厚度应从总提供厚度中减去t求得。tFE～确aH帔2t昏n％珏．啦r硪一tc=t∞．‰h—tmbu唧一谳％嘲一tct2-2]式中：k删——屈服强度直接计算时所需的净厚度，mm。fPF。。——屈曲强度直接计算时所需的净厚度，I姗。’-一。tlc硪tH2k。虎倒——总提供厚度，为新建阶段中所提供的实际总厚度，mm。乞枷“——建造厚度，为新建阶段中所提供的实际厚度，mm。‘．D枷扭邝砌砌，广一自愿裕量厚度，mm。t——腐蚀裕量厚度，mm。构件两侧的总腐蚀裕量乞=按o．5向上舍入(乞l+乞2)+f名～舱室内部构件的总腐蚀裕量乞=按O．5向上舍入(211)+‰么m℃为储备厚度，取O．5mm。01，乞2为构件两侧的每一侧的腐蚀裕量，具体规定见．表2．1。表2．1构件一侧的腐蚀裕量腐蚀裕量，fc，或幻mm舱室类型构件船长人于等于150m其它BC-A或Bc．B的船舶主要构件的面板液舱顶部以下3m范fi4内‘3’2压载水舱‘2’任何其他地方1．5液舱顶部以下3m范围内‘3’1．7其他构件任何j￡他地方1．2上面部分‘4’2．41．O横舱壁底毙斜板和顶板5．22．6j￡他部分3．O1．5f：面部分‘4’单舷侧散货船边肋骨上端1．81．O干散货舱‘”肘板的腹板和折边其他构件单舷侧散货船边肋骨2．21．2下端肘板的腹板和折边其他部分2．OI．2连续木铺板2．O1．2底边舱斜板，内底板小连续术铺板3．72．4暴露于人气水、P构件和露天甲板‘4’1．710 武汉理I：人学硕+学位论文垂直构件1．O暴露于海水‘力1．O燃油舱和滑油舱‘2’O．7淡水舱O．7非正常可达到的舱室，如仅通过人孔、管隧等才空舱‘6)O．7可到达甲板室、机舱、泵舱、储藏室、舵机舱、等舱室干舱O．5的内部除I：述外的je他舱室0．5注：(1)干散货舱包括拟载运干散货的货舱，可以载运油或压载水。(2)压载水舱与重燃油舱之问板材的腐蚀裕量虑增加O．7mm。(3)不适用于内底及内底以下的构件。(4)货舱的上面部分相应于项边和内船壳或舷侧外板间的连接以上的区域。如果不设项边，则上面部分相心于货舱高度的上三分之一。(5)水平构件系指角度在200以下的构件视为水平线。(6)管隧处的外板的腐蚀余量应视为压载水舱的构件考虑。(7)正常压载吃水和满载吃水间的舷侧外板增加0．5mm。2．4边界条件边界条件的处理是舱段有限元计算分析的关键问题，其直接关系到有限元计算结果的合理性和准确性。规范中规定的边界条件，如表2．2和表2．3所示。其中模型两端简支，端部剖面的纵向连续构件应与位于中心线上中和轴处的独立点刚性相关。．表2．3独立点的支撑条件平移旋转独立点的位置胍协Dz瓜砂勉所有纵向构件相关模型前端的独立点固定 武汉理I：人学硕十学位论文2．5设计载荷采用等效设计波方法(EDw)用于设定设计载荷，包括在静水和波浪中垂直于半个的侧向载荷及船体梁载荷。采用等效设计波法时，关键的问题是如何确定设计波的参数，使得按它计算出来的船体应力范围能代表实际船体航行过程中一定超越概率水平的应力范围。采用等效设计波确定设计载荷，能够反应结构的细节，使考虑的设计载荷更加合理。使用为每一等效设计波确定的载荷组合因数，将波浪侧向载荷和船体梁波浪载荷造成的应力组合起来。2．5．1载荷状态所产生响应值与对结构构件起主要影响的载荷分量长期响应值相等的规则波，设定为等效设计波(EDWs)，其组成部分为：当垂直波浪弯矩在迎浪中达到最大时的规则波(EDW“H”)当垂直波浪弯矩在随浪中达到最大时的规则波(EDW“F”)当横摇运动达到最大时的规则波(EDw“R，’)当水线处水动压力达到最大时的规则波(EDW“P”)弋～～～、、～～i一一．．／一一＼L，／一＼、～．L／／7＼＼、_弋·／!＼(a)对班)w-H-(b)对四w。F-图2．3EDw“H”和“F”波峰和波谷定义上风舷向下t风眩向上)船首向下船首向上图2—4船舶运动定义12 武汉理fj人学硕十学位论文表24载荷状态的定义裁铀{跫惫H1H2FlF2RlR二PlP2EDW—H”“F’+R一一p’横淀澎竣fil≈缝波姥浪f^。鳜：卜阪弘’f，}眩：}‘f矗般，疑J、≈醒i懿，、巧麓翳j、描蠢自：，、讣’，：，强力彩嗍；弘旗}，揿t{，蕊{；挣(+)t-}(+)(一)2．5．2船体梁载荷2．5．2．1弯矩和剪力惯用符号·垂直弯矩Ms矽和MM矿当在强力甲板引起拉应力(中拱弯矩)时为正值；反之(中垂弯矩)则为负值；●水平弯矩必删当在右舷引起拉应力(中拱弯矩)时为诈值；反之则为负值；·垂直剪力Q对所考虑船舶横截面之前的向下合力和船舶横截面之后的向上合力为正值；反之则为负值。Q口i圈f[]船首船尾‰M习(围)[]M垤抖船首船尾口(圈)[)图2．5剪力和弯矩惯用符号2．5．2．2静水弯矩船体任一横剖面的设计静水弯矩鸭晰何和坞职s分别为该船体横剖面中拱和中垂工况下的最大计算静水弯矩，不得取为小于由以下各式所得者：中拱工况：虮肌Ⅳ=175四口(G+o．7)lO一一M觚Ⅳ中垂工况：M册s=175掰口(G+0．7)10-3一％矿。5(2—3)(2·4) 武汉理l：人学硕十学位论文2．5．2．3静水剪力船体任一横剖面的设计静水剪力丛∥为该船体横剖面在所定义的装载工况下的最大计算正或负剪力。2．5．2．4波浪载荷垂直波浪弯矩(KN．m)：中拱工况：M眦Ⅳ=190％厶C已BGlO-3中垂工况：M∥ns=11吒厶甜B(G+O．7)10-3式中：砌由表2—5所定义的分布因数(参见图2．6)表2—5分布因素砌绥’f岔；钽譬￡{§if乏瓮分彩因数厶O二二x矿>一l诺≥l茁*7．{53一li：，{6．26一10妙》对z>l，"‘L卫一"。ft钰．：5—0．13y)兰1．25vS—lK一{l一杪l。S．97S铲争殍；2ft霆一f‘!河一R}；72i■∥；8’一i’l≥妙≥O口≥li一‘，ty+J．I，f=秘．25一O。12矿}Sl，25。·叫U：；kLluv口。震=z卜鲁I对z《4kL■舂。最卜g掣R=O：2对五≥蠢。l!矗三王．5。，一暑∞弘l缈《‘一弘0～警|口‘二O>v>一li曼一l{￡一^ift毒；：掣，。：l一磐o；，q艺ol勺‘；口》lS一j拿(587。187盘：^。二互Z：_穆．5，岔’对l兰乃3蔓3盘’呻●l岛-!．对直接载赫引起眈％lS口兰印ll一詈印·黯弯曲3Il一矿》式。最f粤{-s．975(一般情况下)弓I起的q4‘l口，f：=o．对极端工况下(如vS—l州障扣，5水釜舱鐾)的夸蓝弓l起的唧廖'胃。Z2l兰震3{1一矽》以s粥f孚；‘《，+√厂：一．；|4廿1．87l7。五+-羔+三边界条件说明⋯—-扳曲为鲁I荛一鞭边为询支一扳边力臣定 武汉理l：人学硕十学何论文娶一：一舅』12薯=，20lo．425。上：￡．貔。未⋯审』口》0如+l"·|．热童一"。k—l对p”““叫O>∥芝一lK．彳o．{25．．；il+I|；，}一瓤：，fl一3．42ylZ曼O．7’球。?4q。∥★侥)lu‘嚣tV啊，，乏≯O．7[丑l1≥矽乏一i口》Or=『042s·专1半、搿‘二n．}．：F；，，，SK：K，西‘．乙。．．口≥l量=!淄辛j：；LJ≯=ik堡垒·lDcatl《。；{+罂；譬．。l封口’Z墨08-}K=X。r匕l一月J0lc￡‘。￡麓cof蠢m霉toioadea§e5^}鼍固逐r=鼬mcn％s岛c镯}fZ>O。黟毒t。一’+’，：{l一垒}l一拿}1．皇皇J～口，蠢毒／嗽蔓奠兰o．7and≤蔓蔓o。?a≥：64足=!：8k—l对81吼Z兰O．7誊一!一～罾奠口《1．6．}￡，毒+o．56．o．1k：kt_广■-=■眄口‘，r·U．)lL：：!：．iZ》O．78r一697挥之一行，ar3r1丑，K。三+2．s‘5搿2口《一口‘；‘，，；9口24￡一4‰-l甜r’Yq．|>口)ll一+甬4棚毒五蔓O．83营一二窟薹_：l玮{o兰2；L。m^j口S1．c。二I_+2．07+o．67盘：L^∥j吐’对五》o，83lO盘_二．；￡一百．97疗=竹。4》口>l￡一·[孚》宫，国王L：jf：．1口≤Ix。jI+2，07，幸口2☆+边界条件说明⋯一谚边为自由——浠边为鞫妻一陋边茏固定注：表2一14的载荷上况为一般Ij况。应力的每个分量(似，吖)戍理解为局部坐标之28 武汉理Ii人学硕十学位论文第3章板屈曲的基本理论3．1板稳定性的分析方法在船体结构中存在许多受压构件，研究稳定性问题对保证船体强度有十分重要的意义。承受中面压力或剪力的平板，当压力或剪力大到一定程度时板将不能保持原有的平衡状态而发生弯曲，即发生失稳。研究板的稳定性问题最关键的是要求出使板发生失稳的临界载荷或临界应力。船体结构中的板通常情况应按薄板分析，所谓薄板是指板的厚度f与板短边6的比值在以下范围之内：(志一志)<昙<(㈦‘周边荷载作用下，根据弹性力学的小挠度理论，得到板的屈曲平衡方程为：d窘+2岛+雾卜c窘+乃等+2弓意=。㈣t)式中：D=厨3／12(1一∥2)为板单位宽度的抗弯刚度，C，L为板在x和y方向单位宽度的中面压力，瓦为单位宽度的中面剪力，缈为板的挠度函数。式(3．1)是挠度国的齐次微分方程，而所谓薄板可能发生的屈曲，是以这一微分方程具有满足边界条件的非零解表示的。偏微分方程与常微分方程的一个重要区别是：后者只有一个函数满足方程，而前者可以有多个函数满足方程，因此常把满足式(3．1)的位移函数用二重三角级数表示。在数学上稳定性问题是一个特征值问题，存在多个可能的载荷会使板丧失稳定性办即存在多个屈曲模式，而我们最为关心的就是使板失稳的最小的临界载荷。于是求临界载荷的问题就成为，求解屈曲平衡方程(3．1)具有满足边界条件非零解的最小值的问题。由于数学分析和计算上的困难，许多问题很难用通常的求解偏微分方程的方法来解决，而能量法是研究弹性稳定问题的有力工具。当薄板在一定分布方式的平面载荷作用下处于平面平衡状态时，为了判断这个状态是否稳定，只需判断薄板受到横向干扰力而进入邻近的某一弯曲状态，在干扰力去除之后，它 武汉理I：人学硕}：学何论文是否恢复原来的平面状念。根据能麓的观点，只需判别当薄板从该平面平衡状态进入弯曲状态时，势能是增加还是减少。如果势能增加，则表示该平面状念下的势能为极小，对应于稳定平衡；如果势能减少，则表示该平面状念下的势能为极大，对应于不稳定平衡；如果势能保持不变就表示该平面状态下的平衡是稳定平衡的极限，而相应于这一极限状态的平面内载荷就是临界荷载。使用能量法求解板临界应力的一般步骤为：(1)假定板的挠曲面方程式彩=∑e。‰，其中‰是满足位移边界条件的函数，巴是互不依赖的待定系数。(2)计算板中性平衡时的应变能，对于刚性矩形板中性平衡时的应变能为：y=罢f『{(窘+雾)2+20一∥收器)2_等雾I卜㈦2，(3)计算板中性平衡时的力函数，因为板在弯曲时外力不变化，所以这时力函数U即为外力功胍u=∥=三』『卜(鲁]2+。(茜]2+2。等等卜c3剐(3)根据板中性平衡时的虚位移原理硼=O求解。n=矿一u=詈『『{(警+雾]2+20一∥收器]2．等雾l卜一吉jJlt(警]2+l(等)2+2L警爹卜c3舢3．2矩形板的临界应力在理论上，关于矩形薄板的稳定性的研究已相当完备。弹性范围内，利用传统的求解偏微分方程的解法或通过能量法求解的板临界应力可用下通式表示：对于单向受压的矩形板：盯，，=后刀2D加2f(3．5)对于剪应力作用的矩形板：f。，=后万2D／62f(3．6)式中：尼是和边长比与载荷分布有关的系数，定义为屈曲系数。 武汉理J：人学硕十学何论文令盯。=万2D／62f为基准应力，对于船体结构用钢盯。=o．9E(∥6)2。由此不难看出，板的临界应力可以表示为屈曲系数与基准应力的乘积。因此对于绝大多数情况，只要求出板的屈曲系数后就能求得板在对应情况下的临界应力。3．2．1单向均匀受压板的屈曲系数图3．1单向均匀受压矩形板图3．1表示一单向均匀受压的矩形板，在6边上作用着均命载荷盯，f，f为板的厚度。假定这些边为简支，因此板能绕这些边自由转动。平行于x轴的边(口边)可以有各种不同的支撑方式。上述z方向均匀受压的矩形板，板的屈曲平衡方程可简化为：d雾+2等+等)+D≯窘=。㈦7，对于四边简支的情况：工=O厥=口处y=O及少=6处(3．8)逋常将上述I叫趑满足边界条件及屈曲半衡万程明逋群与成二重二角级数：吣∽2莓莓厶siIl等siIl等(3．”将式(3．6)代入式(3．4)中，可求得：仃。：宴f所鱼+生竺1‘(3-lo)巳2百【所：+iiJ妈。1∞因此屈曲系数七=b彰口+，z2口／m6)2，为了求得板的临界应力，必须选择，，l与行使得忌值最小。由于当刀增大时盯，亦随着增大，故必须取以=l，这表示在0=渤一酽勘一矿=缈 武汉理I：人学硕十学何论文失稳时在J，方向形成一个半波，相应于不同的边长比舶，假定聊=l，2，3⋯即可画出忌的曲线(图3．2)。图3—2纵向均匀受压简支板的屈曲系数K可以看到，对于任意的，，l值，忌的最小值等于4，而且除口／比1的一段外，图中实曲线的七值变化不大。因此，当口／怂1时，对任何聊和口／6均可取扣4。表3．1列出了不受载边为不同约束情况的板屈曲系数后。表3．1不同约束情况的板屈曲系数情况不受竣边的支承情况^1两边曲支·f4．∞＼、、～二—，／lI—I2一边筒史．一边周定．-f5．●2．一■▲l8曲边皓f定6．9y．．t．一_一一一l-I4一边脑支．一边自由．，O．425一＼：l一-J5一边固定，一边自由．fI．277r～_J叫32 武汉理1：人学硕}?学何论文3．2．2非均布纵向压力作用板的屈曲系数图3．3纵向非均匀受压板对于图3．3纵向非均匀受压的矩形板，板边载荷可表示为吒2q卜刮(3-⋯式中77是与载荷分布有关的系数。当77=O时，板均匀受压；当77=2时，板受纯弯曲载荷。对于四边简支的情况，可采用与(3—6)相同的位移函数进行求解，但计算过程十分繁杂。在表3．2中对系数77和比值口=口／6的一些数值列出了相应的板因数尼值。从表中可以看出，在每一横行中都有一个七得最小值，对于77=2的情况，这一最小值在口=2／3时出现，而对于77=O的情况则在口=1时出现。表3．2在非均布纵向压力下矩形板的屈曲系数后口应力分布形式0．4O．50．60．6670．750．81．O1．5一‘M中叩29．125．624．123．924．124．425．624．1璐川咖23．617．715．716．416．915．7·阱嘶18．712．911．511．211．011．5堰■15．19．78．48．17．88．4-厦删10．87．16．16．O5．86．1t圈■8．45．24．34．24．O4．3 武汉理。I：大学硕+学位论文表3．3列出了纵向边固定的板的屈曲系数。表3．3纵向边固定，在非均布纵向压力下的板屈曲系数a应力分布形式O．4O．47O-50．8O．a5O．70。8——(妒g42．789．8鹊．7正1-845．8眨哆妒17．714．813．713．8工3．714．33．2．3纯剪切作用板的屈曲系数f·●●—肿·‘●——一图34纯剪切作用的板如上图所示受纯剪切作用的矩形板，均布分布的剪应力为f，单位宽度的剪力为疋，=f．f，则平衡微分方程为：D(窘+2嘉+窘】+2f．r意=。协㈣解此偏微分方程十分复杂，一般宜采用能量法求解。对于四边简支的情况可采取与式(3．6)相同的位移函数。为了求得更精确的后值在计算时要采用更多的项，SkaIl和Soutllwell求得当口=∞时七的精确值5．34，Sevdel求得了当口=1时非常精确的尼值9．34。Stein和Neff从十阶行列式计算出了在其他比值下的最好的后值，如图3．5所示。图中输出了七值对口=1／口 武汉理I：人。学硕+学何论文的变化关系。从这一曲线的形状可以看出，它可用一抛物线来代替，抛物线通过1／口=O时的尼=5．34和1／口=1时的足=9．34。图3．5绘出了这一抛物线，可以看出它很接近理论曲线。这样可以得到下列用于设计工作中的简单公式：七：5．34+-二；，a≥1(3．13)口‘七：4．o+罂，口2．O时J，-·v”J勺(3．31) 武汉理T大学硕士学位论文七=付一5铂2“。从式中可以看出，板的长宽比在一定程度上影响板的极限强度值，而厚度不再成为影响板极限强度的主要因素。为了验证上述经验公式的正确性，Paik将利用上述公式求解的极限强度值与有限元计算结果进行了比较，见图3．12。OD0004o．6O鼻1．0止愚图3．12开孔板剪切极限强度经验公式与有限元计算结果比较3．5极限强度设计公式船体结构中的板常常受到多种载荷的同时作用，对于同时受压应力和剪应力作用的矩形板，计算和实验结果表明当压应力和剪应力形成某一组合时板将丧失承载能力。对于一定边长比的板，这种组合有无穷多个。复合受力的矩形板极限强度可用下列相关方程校核：(等)2-吐薏][芒)+(罟]2+(詈]2_·协33)其中：‰表示工方向的平均轴向应力，仃。，表示y方向的平均轴向应力仃。．和仃。表示单个轴向载荷作用下的板格的极限强度；t。表示剪切应力作用下的板格的极限强度。42、，，、l3，L时1l，l>一<6一口6一口当 武汉理‘J：火学硕+学位论文第4章实船屈曲强度直接计算本章节利用MSc．PA脉AN／NAsTRAN和CCSTOOLs计算软件对一条71000DWT散货船进行了屈曲强度直接计算分析，其中CCSToOLS是中国船级社基于MSC．PATRAN／NAST黜埘，开发的符合CSR规范的直接计算软件，由于CsR规范的复杂性，用传统的手工计算方法确定载荷、腐蚀扣除和结果处理已经不太可能。4．1基本资料4．1．1结构形式该散货船货舱区为单舷侧、双层底结构，采用槽型横舱壁设置底凳和顶凳，设有顶边舱和底边舱，双层底高1680n：llIl，肋位间距850mm。隔舱装载状态下N2、N4及N6货舱为空舱，且N4货舱为重压载舱。4．1．2主参数主参数总长223．7m垂线间长218．5m型宽32．2m型深18．6m设计吃水12．4m结构吃水13．43m正常压载吃水5．39m最小重压载吃水7．9m最大重压载吃水8．1m方形系数0．85航速14Kn43 武议理f人学硕I。学付论文4．i3建造材料船体采用低碳钢、AH32和AH36钢建造，其丰要材料参数包括：扬氏模量E=206000N^nm2．泊松比旷03．质量密度舻785妇^42有限元模型概述42．1模型范围采用l+l+1三舱段有限元建模，有限元模型的纵向范围覆盖三个货舱长度和四个横舱壁；横向范围为船体型宽，覆盖船舶的两舷，以考虑横向波浪载荷的不对称性：垂向范围为船体型涤。即模型范围为：N05舱+N04舶’N03舱(Fr94～Frl88)有限元模型变u圉4-l。一4．2．2坐标系圈4一l三舱段模型坐标系采用右手坐标系，参见罔4-l。轴向船首为正方向，y轴向左舷为正方向，多原点D位于Fr94号船底中线处，xz轴向上为正方向。 武汉理上人学硕十学位论文4．2．3网格划分模型中以二维平面单元划分外底板、内底板、底纵桁、双层底实肋板、舷侧外板、底边舱斜板、顶边舱斜板、舷侧肋板、横隔板、甲板等结构中的板构件以及肘板腹扳等，用一维线单元划分板上骨材、扶强材、加强筋。二维平面单元以四边形单元(4节点)为主，在构件连接和圆弧过渡的地方配以少量的三角形单元(3节点)。模型中不采用各向异性单元，单元网格的长宽比控制在l：4以内。舱段模型中典型位置的网格划分参见图4_2。厂■1．．．．．．．．．．．』c)d)e)a)外底板b)舷侧肋骨c)底边舱横隔扳d)顶边舱横隔扳e)底边舱与底凳交汇处图4—2典型位置的网格划分424模型分组为了显示及操作的方便需要对模型进行分组．通常可依据船体各主要构件来划分，本模型中共有21个组，其中1代表纵向构件2代表横向构件，见表4-l。 武汉理T大学硕十学位论文表4．1模型分组NO名称构件1b吼外底板2l-btIIlgir底纵桁31deck主甲板4lhatch纵向舱口围板51jlopper底边舱斜板6lilIbtm内底板71sheU舷侧外板81一wing顶边舱斜板92bhd槽型横舱壁102bracket肘板112cdeck横向甲板122noor实肋板132noor2内底横梁142fhme强肋骨152hatch横向舱口围板162—hopp刚eb底边舱横隔板172lowstool底凳182sheder卸货板192』lpstool顶凳202win2wcb顶边舱横隔板一'-，一2lall全部4．2．5单元属性二维平面单元定义为板单元(Shell)，主要用来模拟船体中的板壳结构。一维线单元定义为梁单元(Be锄)或杆单元(Rod)，以模拟各种板壳构件上的纵骨、扶强材、加强筋等。梁单元需按照实际情况定义梁截面和考虑偏心，参见表4．3。板和梁单元属性定义界面如图4-3所示； 武汉理1：大学硕士学位论文1静^!!二_屋目h。，—一l’l}目i#————一Il’x_～‘’l}nmr———_I1日％_——一1气in—一『性参数定义根据23节的要求，直接计算时采用净厚度，应从总提供厚度中减去o．5岛，对于本船总提供厚度即为船体的建造厚度。部分主要板构件实际建造厚度及用于直接计算的净尺度，参见表4．2。表4—2部分板单元的实际板厚及直接计算使用的净厚度属性名称材料板厚腐蚀厚度净厚度构件名称om‰205AHAII20519Dm№19AII^H19175D∞Ⅻ17AH^II17155外底板口。岫虹15AHAH15135口oum血155AHAH15514⋯bhenlSAH36AH36181625DoⅡt曲e¨16AH“AH161425口mltd”Ⅱ16AH”AII16145舷侧外板oou删”U16AHml^H1614口om妇U16AHm2AH161425oml曲eUl6AHlow内底扳p_ho舭_155AH底边舱斜板ph叩peLl4AH甲板 武汉理工大学硕+学位论文17p_bnngir-21．5AHAH21．53．519．7518p_b诅lgiL26AHAH263．524-2519p．b缸IIgir_18．5AHAH18．53．516．7520p_bnllgir_15AHAH153．513．252l小nn903AHAH333．531．2522p_b恤lgir_19AHAH193．517．2523p_btIngtl7AHAH173．515．2524p_btnlgt20AHAH203．518．25底纵桁25p-btIIlgirj3AHAH133．511．2526p_btIngir-11AHAH1l3．59．2527p-btmgif-24AHAH243．522．2528p-btmgtl2．5AHAH12．53．510．7529p-btnlgir．_14AHAH143．512．2530pJ恤gir-16AHAH163．514．253lp_bnIlgir_14．5AHAH14．53．512．7532p』血g-18AHSAH36184．515．7533p谢ng14．5AH二lAH14．54．512．2534p-峨14．5AHjAH14．5412．5顶边舱斜板35p_win艮13．5AHAH13．5411．536p、析ng12．5AHAH12．5410．537p_bhd-14AH．uAH145．511．2538p-bhd_14AH．mAH146．5lO．7539p_bhd_18AHAH186．514．75槽型舱壁40p_bhd．10AHJAH105．57．254lpJhtl0灿L．mAH106．56．7542p-b随13AHAH136．59．7543疋noor-11AHAHll3．59．2544p-noor_11．5AHAH11．53．59．7545p』00r-12．5AHAH12．53．510．7546p_noor-14．5AHAH14．53．512．75双层底肋板47p-nooLl5．5AHAH15．53．513．7548p．noor-18．5AHAH18．53．516．7549p_noor_13．5AHAH13．53．511．75表4．3部分梁单元截面及其偏心NO属性名称截面形式偏心所属构件lb-outbtnlJ25虻10AHT250x10／90×15外底板2¨u劬elLT250_yT250×10／90×15舷侧外板3b_outShelLT250一-yT250×lO／90×154b_outshen—T200』yT200×9／90x14<0．．144．O0．>5bjutshcUJ200JT200×9／90×14<0．144．OO．> 武汉理工人学硕十学何论文6b』utshelL了300JT300×ll／90×167b．outshelLT30虻一yT300×11／90x16<0．．198．0．>8b_outshelL300AH』y300×23<0．．150．O．>9b_ou曲elL300AH|-y300×23<0．150．0．>10koutshelL300AHSj，300×23<0．150．O．>1lboutSheUj00AHS_『y300x23<0．．150．O．>12b_iIlbtnl-T345j0AHT345x10／125×lO内底板13b_hoppeIJ250_1吐lT250×10／90×15<0．116．6．125．6>14b-hopper：—T250一10jT250×10／90x15<0．．116．6．125．6>15b-hopper二T300_10_2T300×ll／90×16底边舱斜16b—hopper-T300-10-lT300×ll／90×16<0．134．7．145．0>板17b-hoppelJ250-12jT250×12／90×16<0．114．4．123．2>18khopper』250_12_2T250x12／90×16<0．．114．4123．2>19b_-deck-300AHS300x23<0．O．一150．>20b_deck_250AHs250×23<0．0．．125．>甲板2lb』-deck-180-9．5180x9．5<0．0．．90．>22b-b劬gir-150J150xlO23b-bnIlgir．-l50』y150×lO24h_btmg吐185J185×12．5<0．92．50．>底纵桁25b-bnIlg吐250J250x1226b_bnIlgiI．_250』y250×12<0．．125．O．>27b研ng250一l250x2328b-wing_300AHs_l300x2329帅良300AH_l300×23<0．75．4129．6>30b_讹gJ300—11jT300×11／90x16<0．99．6171．1>31b_wingJ300—13-1T300×13／90x17顶边舱斜33帅g'T350』T350×12／100×17板34k咖g』30吐13_2T300x13／90x1735b』ngJ300j1jT300×1l／90x16<0．一99．6171．1>36b_w咄250-2250×2337帅g_300AHs-2300×23《O．．75．4129．6>38b—win良300AH-2300×2339knoor_150』250×12<125．O．0．>双层底肋40b-n00r-150』x250x12<．125．O．0．>板49 武汉理下大学硕士学位论文4．3计算工况选取满载、不满载、隔舱装载、重压载、港内等5个装载状态共计12个工况，对本船结构进行屈曲强度直接计算，具体见表4-4、表4．5。表4．4适用于弯矩分析的工况垂向静编号描述吃水装载模式后中前载荷状态水弯矩LCl满载乃迭划函匡匡PlO．％雕LC2不满载乃函固固函Pl0LC3最大压载THB蕊巳固艮R1心唧LC4最大压载TH8忑￡巳图艮RlMS邺LC5最大压载TH8蕊不t＆图艮PlM弧sLC6隔舱装载弓吲啦。吲隆瞳两F2MSwHLC7隔舱装载五吲眦。剧慝隆两PlOLC8重压载TH3忑E匪，。圄匪，。HlM渐sF一，，‘bi；僦#∞嘲磁鹾翰霹甄日霸日鼍鼗_’r_’。骘磁瑷臻易臻g'露LC9重压载％脑【圄巳RlMswsLCl0重压载THB田翔巳匣巳R1OLCll港内O．67珏燃固匡固固Ms哪H 武汉理工大学硕士学位论文表4．5适用于剪力分析的工况垂向静水弯矩编号描述吃水装载模式后中前载荷状态静水切力o舄MswHLCl2隔舱装载五吲眦。吲函区函F2Q∥4．4载荷及边界施加1．分组并调整单元方向通过“产生组名”生成68个特定组名，这里只是生成载荷所需要的组名，根据CCSToOLS使用手册，手动将组名所包含的单元分到相应的组中，并调整单元方向。正确的分组及单元方向是加载成功的基础。2．参数输入输入主参数、模型参数及舱室参数，这些参数是计算船体梁载荷及侧向载荷所必须的基本数据。主要包括船体主尺度、许用静水弯矩／剪力、货舱长度、货舱体积、双层底高度等。3．工况定义将4．3节选取的拟分析的计算工况从“可选择工况”添加到“已选择工况”中，每一工况可根据需要输入或修改相应数据，一般不用操作，直接使用前面定义的参数即可，具体见图44。点击“应用”按钮，生成已定义的工况及其包括的域和LOAD／BC。4．提交计算形成工况后提交计算(必须在州Requests中选择AppliedLoads)，以生成节点力，用于弯矩剪力调整。5．弯矩剪力调整读入第一次计算结果，输入目标位置在模型中的纵向坐标，进行弯矩剪力调整，形成新的计算工况，具体见图4．5。至此已完成载荷施加，重新提交计算即可。 武汉埋『．大学硕士学位论文l踽．陲鲰，詹”～～⋯j，’_一自吣1eo⋯‘t目t^ImBt■扭—■■■目■●一■■日■■■■l障墙甜背心1匦|：嚣嚣器脯E⋯uol⋯⋯1F牌#{蝗”唧_1p懋e野一■Ⅱ■嘛自i一一h冠日F—日r一ⅧwF⋯“¨q‘Ⅳ～一●⋯r■一】I■⋯}●t—I⋯⋯㈨⋯⋯⋯⋯In一■■⋯-■—n■月⋯●_图44csR散货船工况定义图4-5弯矩剪力调整4．5应力结果直接计算得到的应力将作为外载荷施加到基本扳格四周用于屈曲校核，部分工况下，中间舱段vonMiscs应力结果如图4．6～图4．10。嚣：等；嚣。，图4-6Lcl中问货舱应力结果云图(MPa) 武汉理J一人学硕+学位论文⋯t⋯l⋯⋯j■⋯～⋯⋯～⋯．1⋯⋯_ctI⋯⋯⋯一图4—7Lcll中间货舱应力结果云图(MPa)=1嚣譬嚣=．=意：==．==‰⋯。。图4_8Lc3l中间货舱应力结果云图(MPa)■■■—圈=二HU■啊目__=__■●■圈■■■■■=：T 武汉理r人学硕士学何论文图4—9Lc41中间货舱应力结果云图(MPa)图4—10Lc53中间货舱应力结果云图(Ⅷ-a) 武汉理】．人学硕十学惶论文4．6基本板格定义基本板格是纵横加强筋围成的最小未加强瓣分，基本板格定义需要考虑板格厚度、局部参考坐标、板格所在位置及其边界条件、是否考虑泊松影响等因素。本文选取了外底扳、内底板、底边舱斜板、底纵桁、双层底肋板、舷侧外板、甲板、横舱壁、底凳斜板、项边舱斜板上共计2270个基本板格进行了屈曲评估。创建基本扳格及其计算界面如图4-ll所示。M囤巨竺：j鼹丌f字亚[1匿舞I”w目”|瞄揣f胃F=2爿冒捌!&E三立J至翌J●■r埘·I啦·I》i竺厂=l47屈曲校核结果图4一11创建基本板格及计算界面本文对10个主要构件、12个计算工况，共2270个基本板格进行了屈曲评估。通过对本敞货船的计算分析，计算得到了各构件在不同工况下的屈曲衡准因子，并判断是否满足屈曲强度要求。令屈曲衡准因子分别为：和—坐bo1l‘％J 武汉理J’人学硕十学位论文妒【桀卜扣拦卜。^=[譬H警]f2-可≮引+(鬈卜。根据共同规范的要求，船体构件的基本板格均需满足上面的规定。通过对该船的屈曲分析及以往的经验，o．、^：、^一般都小于或等于^。，所以本节只分析^。的值是否满足要求，且下文中屈曲衡准因子均指的是^。。表4．6屈曲校核结果构件名称域大屈曲斯准因子对应域危险T况结果外底板小台格底纵桁基本台格甲板基本合格胁板基本台格底边船斜板小合格内底板合格底凳斜板不合格舷侧外扳不合格槽型舱肇午合格顶边舱斜板不台格外底板有36个板格不满足屈曲强度要求，最大屈曲衡准因子为l352，不合格板格主要分布在货舱中部平板龙骨加强区域边上的板格，见图4_12。i!；}j裂。*i图年12外底板最大屈曲衡准因子及不合格板格分布云图■■■； 武汉理『．人学硕{。牛忙论文底边舱斜板有106个板格不满足屈曲强度要求．最大屈曲衡准凼于为l766，板下部区域呈纵向排列的扳格基本都不合格，在靠近内底扳区域，屈曲问题更加突出，见图4．13。图4．13底边舱斜板最大屈曲德准凼了及不合格板格分布云图底凳斜板有17个扳格不满足屈曲强度要求，塌大屈曲衡准冈子为l338不合格板格主要分布在靠近舷侧两端区域，见罔4．14。Ii窖：蹁毒导b：图4．14底凳斜板最大屈曲街准因子及不合格板格分布云图舷侧外板有5个板格不满足屈曲强度要求．最大屈曲衡准因子为l366，不合格板格主要分布在货舱前端呈横骨架式排列的板格，见图4-15。图4_15舷侧外板最大屈曲街准l划子及不合格扳格分句云图r●i==■■^i目■■iiiiiU 武汉理1=大学硕士学仲论文顶边舱斜板有11个板格不满足屈曲强度要求，晟大屈曲衡准因子为l53l不合格扳格主要分布在货舱前端靠近舷侧的板格，见图4．16。l。。；。I!■‘甬F一舅■■■■■■图4_16顶边舱斜板最大屈曲衡准园子及不合格板格分布云图槽型舱壁有54个扳格不满足屈曲强度要求，最大屈曲衡准因子为2169在所校核的板格中均存在不同程度的屈曲问题，见图4．17。l图4_17横舱壁最大屈曲衡准因于及不合格板格分布云图从计算结果可以看出，该散货船存在严重的屈曲向题。不满足屈曲强度要求的板格主要集中在外底板、底边舱斜板、舷侧外板、底凳斜板及底边舱斜板。在顶边舱斜板不合格板格分布表现出了明显的不对称性，这主要是因为考虑不对称载荷的影响。从计算工况上看，在Lcl、Lc6、Lc7、Lc8、Lc9、Lcl2中届曲问题最为严重，主要是在满载、隔舱及重压载装载状态下。由于屈曲校核所使用的边界条件本身是偏于保守的，因此笔者认为最大屈曲衡准因子略大于规范中的许可值是可以接受的，故认为这些板格基本满足屈曲强度要求，在下文中不再对此扳格进行加强处理。I嚆 武汉理工大学硕士学位论文4．8加强方案加强方案基于以下几方面提出：(1)保持原船构件使用的材料属性不变；(2)对中间货舱的加强被应用到整个舱段；(3)基本不改变原船板厚分布；(4)考虑材料的充分利用，对板厚进行适当优化。最终采取的加强方案是，考虑到底边舱斜板及槽型舱壁屈曲问题比较突出，故有4nllll的增加，其余位置均增加2nlm作用，加强后中间舱段用钢量比原船增加了6．59％，具体参见表4—7。表4—7加强方案构件名称属性名称增加厚度(衄)新建造厚度(珊m)p-outb恤-15AH116外底板p-outbn玎Ll5．5AHl16．5poutshelLl6m218p-outsheIl_l6趾Lw218舷侧外板p_ou劬elLl6址{-m1218p_outshell-16AHm2218p．_pu劬elLl6√6岖一low218底边舱斜板phopper_14AH418岫g-12．5AH315．5pwjng13．5AH215．5顶边舱斜板儿、)l，ing_14．5AHl115．5p-wing-14．5AH2l15．5p_bhtl4妯{_m418槽型舱壁小hd-14AH．J418p-lowStooLs-13AH215底凳斜板pjowstooLs-14．5AH1．5164．9重新校核结果将加强后的模型重新加载计算，屈曲校核结果表明经过加强后的船体板格均已满足(或基本满足)规范中有关屈曲强度的要求且材料已充分利用。59 武汉理工大学硕士学位论文表描重新校核屈曲结果构件名称最大屈曲衡准因子对应最危险工况结果外底板合格晓纵桁LC6基本台格甲板基本台格叻板基本合格嚆边舱斜栖合格内底板合格昆凳斜板合格眩侧外板合格瞎型舱壁基本合档厦边臆斜板合格蘑卜。篷肇擘I圈4．18外底板和底边舱斜板最大屈曲衡准因子云图(加强)图4-19底凳斜板和舷侧外板最大屈曲衡准因子云图(加强)60●■■!■■4■■■■■■■■__d 武汉理T大学硕士学位论文如一⋯一j图4-20槽型舱壁和顶边舱斜扳最大屈曲衡准因子云图(加强) 武汉理【+大学硕十学位论文第5章CCS直接计算指南屈曲评估按照‘散货船结构强度直接计算分析指南》的要求对同一条散货船进行直接计算分析。并选取与第4章相同位置的板格进行屈曲评估，从中比较了两种规范在直接计算及板格屈曲评估的区别。5．1模型概述5ll模型范围模型纵向取完整的N4货舱，并向前后各延伸l，2个舱；由于船体结构以及施加的载荷左右对称，宽度方向仅模型化船体结构的左舷；高度方向取到舱口围板顶。即模型范围为：l，2N05舱+N“舱+1，2№3舱(Frlll～Frl71)有限元模型如图5．1。5．1．2坐标系图5-lccs舱段有限元计算模型采用右手坐标系，参见图5一l。原点位于Frlll船底中线处，瑚向船首为正瑚向左舷为正。确h垂直向上。∥ 武汉理T大学硕士学位论文5．1．3单元与网格模型中使用板单元、梁单元和杆单元模拟船体的主要板构件及其加强筋。对于二维平面单元以四边形单元为主，配以少量三角形单元作为过渡。双层底实肋板的开孔采用等效板厚的方式处理。具体可参见4．2．3节。5．1．4模型分组为了显示及操作的方便，按船体主要构件划分，将模型分成21个组。具体参见4．2．4节。5．2属性定义船体中纵剖面板材构件，由于采用半宽模型，模型中厚度取实际建造厚度的一半，其余构件按实际情况，取船舶建造厚度进行直接计算分析。5．3计算工况CCS指南要求考虑的装载工况包括：一个重压载工况，一个轻压载工况，两个隔舱装轻货工况及两个隔舱装重货工况。在计算中结合本船实际装载情况，选取重压载、轻压载、隔舱装重货(中间货舱装)、隔舱装轻货(中间货舱装)四个装载情况进行计算，具体见表5．1：表5．1按CCS指南选取的计算工况工况吃水弯矩货物密度(t／n13)苟图匿震’r1馥bt一l‘仁dAMs+Mw1．025l圜瞄=．km一鼯筐2d_=dAMs+Mw1．025篱旧红‘图3蝴Ms+Mw最大轻货密度F1囫：．圉——墓一‘国一阳4d=(1sMs+Mw3．Objd一菹．国—— 武汉理工人学硕十学位论文表中：dA——对应工况的实际吃水，mds——设计结构吃水，m5．4载荷及边界5．4．1压载水压力压载水压力按静水压力计算，以面压力的形式施加到压载舱相应构件的板单元上。p=缄^+2．5)l(N膨(5一1)式中：p=1．025‰3为海水的密度；g=9．81州s2为重力加速度；』Il为压力计算点距离液面的高度，m。(1)正常压载：压载水舱与顶压载水舱连通，计及通气管高度760mm和梁拱800mm，液面距基线的高度为20160n1Ill。则正常压载时的压载水压力函数(field)为：ballaSt1．Oe．5×(20160+2500．’Z)N／mm2(坐标Z单位为mm)(2)N4舱内的压载：舱内海水装至舱口围板顶，即液面距基线的高度为20600mm。则正常压载时的压载水压力函数(6eld)为：ball鹊tN41．0c．5×(20600+2500．，Z)N／mm2(坐标Z单位为mm)5．4．2货物压力货物压力以面压力的形式施加到货舱内底板、底边舱斜板、壁、顶边舱垂直板以及舱口围板等构件的板单元上。舱内的货物压力通过下式计算：只=10见(1+o．35鲁)屯％蝌詹06外壳板、横舱式中：以——货物密度时铲扣75一(等)1．5+o．唧矿固(9咖≤确‰)(5．2) 武汉理一r=人学硕十学位论文=扣．25+0．2矿厄】(3‰≤L<5。嘶)屯=sin2口taIl2(45。一0．5艿)+cos2口口——板与水平面之间的夹角(如，舱壁、舷侧板为90。，内底板为O。)；万——货物的休止角(矿石和煤为35，盐、黄砂、石子、谷物等为30，散装水泥为25)；％——计算点至货物顶面的垂直距离，m。货物项面的横向形状，假定舱内货物沿船长方向是均匀分布的。货物顶面，沿纵向均布；沿横向，为抛物线方程：．．2乙“×(1一参)式中：b=B／2，B为船宽；顶面至连线的最大距离为JIl=等tan艿(万：35·)抛物线部分的面积为彳=詈62taIl万％=z，+Jjlo+k—zJIlr货物顶面至计算点的距离，m；z广货物顶面至连线的距离，m；^d扩一双层底高度，m：卜计算点的垂向坐标值，从基线量起，m；％：根据货舱的载货量、货物密度以及横剖面形状计算，不小于底边舱斜板顶点至内底板的距离，m。5．4．2．1满载轻货一个货舱满载轻货时货物重量为11187t，按舱容计算货物密度约O．9‰3。满载轻货时货舱截面如图5．2示意。 武汉理T大学硕=}：学位论文图5．2满载轻货示意图计算满载轻货的压力，货物密度取1．Ot／m3，散货休止角d取30。，B伪d『的计算过程如下表所示。表5．2满载轻货Pf伪d计算表p。(耐)6(o)仅oa(o)拓Pi|hd内底板01．0000011．35583底边舱斜板43O．691327．85055前底凳斜板62O．481525．46801后底凳斜板77O．368464．184221．030．OO．33098舷侧板90O．333333．78528横舱壁90O．333333．78528舱口围板90O．333333．78528卸货板450．666677．57056％从舱口围板顶算起(20600Im)，双层底高J|l如=16800n：1IIl，则满载轻货时的货物压力函数(jfield)为：表5．3满载轻货货物压力函数(N／mm2)1i曲Lca理roinbtmma)【(O，11．35583474e一3丰(20．6-1．68))1i曲Lpa理r0hoppermax(O，7．85055e．3枣(20．6-刁1000))li曲t_c鹕ojowstooLfmaX(O，4．18422e-3·(20-6．’刀1000))light_car90jowstool—_ama)((0，5．4680l争3·(20．6-’刀1000))li如龃goshelL-bhd_印锄ingmaX(O，3．78528e一3幸(20．6一’刀1000))li曲t-ca略oshedderma)【(O，7．57056e一3·(20．6-刀1Ooo)) 武汉理工人学硕+学位论文5．4．2．2满载重货一个货舱满载重货时货物重量为20006t，满载重货时货物顶面横向呈抛物线分布，货舱截面如图5．3示意。图5．3满载重货示意图计算满载重货的压力，货物密度取3．O恤3，散货休止角6取35。，B肠d的计算过程如下表所示。表5．4满载重货Pf肋d计算表pc(时)6(o)6cD仅(o)锄Plmd内底板O1．OO00034．06750底边舱斜板430．6623122．56319前底凳斜板62O．4327814．74370后底凳斜板77O．3091010．530313．O35．0O．33098舷侧板900．270679．22099横舱壁90O．270679．22099舱口围板90O．270679．22099卸货板45O．6353321．64425幻的计算过程如F：JIl：垒tall万：丝tall35。：5．632962m24乙=州l一詈)=5．632962×(1一羔)m％根据货舱的载货量、货物密度以及横剖面形状估算取5m，因此饬≈，+％+‰-z《．632962×(1一静)““．68_z67 武汉理工大学硕十学位论文满载重货的货物压力函数(field)为：表5．5满载重货时货物压力函数(N／埘吼2)maX(O，34．06750e一3宰(5．632962牛(1一五韶吁2彩印面6纽1Y木木2／16l00乖毒2)+5))maX(O，22．56319e-3拳(5．632962木(1一hea、，)，jargo—如ppertY木水2／16loo宰木2)+6．68·’Z／1000))max(0，10．5303le-3宰(5．632962木(1·heav)r-car99jowstool_fY枣木2／16100木木2)+6．68-’Z／1000))ma)((O，14．74370e-3掌(5．632962木(1-hea、7—ca理r0lowstool—aY木木2／l61oo枣木2)+6．68-’Z／1000))ma)【(O，9．22099e-3幸(5．632962幸(1-hea、，)I：cargoshell二bhd—．co锄ingY木拳2／16100木宰2)+6．68-’Z／l000))max(0，21．64425e-3木(5．632962木(1-hea、，)，_ca理roshedderY宰乖2／16100宰木2)+6．68一’Z／1000))5．4．3舷外水压力上。舷外水压力按照《指南》计算，以面压力的形式施加到模型中外板的单元满载工况计算公式：在基线处：在水线处：在舷侧顶端处：甲板上的水动压力：式中：计算如下：吃水13．43mCb0．8544Cw9．9663Po6．5024只=lOd+1．5q乞=3qe=3昂￡=2．4昂KN|矗KN|oKN|矗昂=q一0．67(D—d)q=10．75一(等)15(5．3)(5_4)(5_5)(5．6) 武汉理一r大学硕十学位论文所以，满载工况模型中施加舷外水压力的函数为：out如n13430z(撇)Pi(N／mm2)0O．149249134300．0298989186000．0195072甲板上的水压力为O．01560576N／mm2。其他工况(轻压载、重压载状态)计算公式：在基线处：￡=10d。Ⅺ、i／m2在水线处：己=O．OKN／m2式中：比为对应装载工况下的实际吃水，m。(1)轻压载工况舷外水压力吃水比=5．39m模型中施加到外板上之舷外水压力的函数为：out．jallaSt_5．39max(O，1．e一5×(5390一’Z))N／nlmz(2)重压载工况舷外水压力吃水以=7．39m模型中施加到外板上之舷外水压力的函数为：out．jleavy：ballaSt．-7．39max(O，1．e-5×(7390-’z))N／n1I∥5．4．4端面弯矩(5．7)(5-8)端面弯矩由静水弯矩M，、波浪弯矩胁以及附加弯矩胍三部分组成。静水弯矩M，根据装载手册取端面位置的实际静水弯矩或通过插值求得，若装载手册中无此工况可取对应满载工况模型范围内的最大静水弯矩代替。航行状态下的波浪弯矩M。按以下公式计算：M。(+)=190删BG·10。3№2(5—9)M。(一)=一110^删B(C：+0．7)·10qK蚶(5．10)式中：c：10．75一(型丝)1．5(90IIl≤L<300111)100￡、B和C6分别为船长、船宽和方形系数。 武汉理T大学硕士学位论文肘弯矩分布系数(按表2．5选取)本模型中后端面距Fro为92．05m>0．4￡=86m，而前端面距Fro为143．05m>0．65￡=139．75m，因此后端面的系数M取为1．O，前端面的系数』诹为O．957。代入上式计算可得本船后端面及前端面的波浪弯矩为：中拱状态下的波浪弯矩必“+)2408139．2kN．m2304589．2kN．m中垂状态下的波浪弯矩‰(．)．2536426．1kN．m．2427359．8kN．m模型中总的端面弯矩见表5．65．4．5边界条件表5．6端面弯矩后端面弯矩前端面弯矩工况(KN．M)LC12581201．322715821．72LC2．3347394．76．2734286．02LC32332846．70LC4．2937460．759．3012393．355在模型前后端面中和轴与中纵剖面相交处各建立一个独立点，所有纵向连续构件在前后端面上的节点之正、皖、191，和乡：自由度分别与这两个独立点相关。模型后端面的独立点上，约束t=正，=莎=以=矿=O，施加端面弯矩。模型前端面的独立点上，约束万．，=莎=以=矿=O，施加端面弯矩。在对称面上的节点(不包括被相关的节点)，约束最，=以=矿=O。详细边界条件见表5．7。表5．7边界条件线ti》=移约柬角侮移约束位嚣6x6y6zexey9z喑；纵别【自i嘲定吲定后端颤1移点翱关棚关相关榴美前端颤节点捆荚相关糨荚后端函f独立点麟定闽定阎定同定弯砸同定前端嘶独莸点蹶定嘲定阎定弯矩阎定 武汉理工大学硕士学恍论文5．5应力结果直接计算得到的应力将作为外载荷旃加到基本板格四周用于屈曲校核，中间舱段各计算工况下的vonMise应力结果．见图5-4～图5．7。图5-4Lcl中间货舱应力结果云图(Mpa)图5-5Lc2中间货舱应力结果云图(Mpa) 武汉理工大学硕十学位论文～⋯‘”⋯tt*：==嚣=兰==．：=：2；图5-6Lc3中间货舱应力结果云图(Mpa)图5-7Lc4中间货舱应力结果云图(Mpa)●■●霸朋几Ul川■—川r_—■■■■■■■■■_川_丁 武汉理工人学硕士学位论文5．6CCS屈曲评估要求5．6．1标准减缩厚度平板屈曲计算时的板格厚度需要进行折减，板格的标准减缩厚度见表5．8。表5．8用来计算屈曲临界应力的标准减缩厚度位踅躐绻厚艘衄风雨密甲板1．5m以内一边与鹾裁水榴连1．O豹乐载求鲶两边0乐羧承榴违2．0其饱部位1．O5．6．2最小屈曲安全系数九在屈曲计算中，所必需的最小屈曲安全系数九如表5．9所示。表5．9平板屈曲所需要的安全因子九屈曲安全因予天结构局都疵力加静水窍趣虑力规波浪弯曲应力甲板和项边舱的扳1．O船威板、内底承l底边舱l。0板双层斌纵桁1．0双层残jlj!I扳和顼底边1．1舱内铤架横向承承舱肇和琵1．2横向深舱舱壁和凳1．2符弓入=临界届曲应力／实际应力5．6．3用简化方法求解板格的屈曲强度由有限元计算得到的应力，按表5。8的标准减薄厚度进行应力修正：aA=Gt|Q—tj(5．11) 武汉理：[大学硕士学位论文式中：吒——屈曲计算中的工作应力；仃——由有限元计算得到的应力；f——有限元计算中所使用的原始板厚值；f，——表5．8中所列的标准减薄厚度。(2)临界屈曲应力及弹塑性修正①短边受压板格弹性临界屈曲应力％。定义如下：‰=吒q高(≥2N耐式中：k一短边受压及弯曲屈曲系数，按表5—11计算：C广_边界约束系数，见表5．12；卜板格厚度，舢；卜板格的短边长度，nHn。取纵骨、加强筋或扶强材间距；卜定义为板格长边轴向。②长边受压板格弹性临界屈曲应力‰，。定义如下：‰“，c2高(三)2N／衄2式中：厩一长边受压及弯曲屈曲系数，按表5．11计算：C广边界约束系数，见表5．12；卜定义为板格短边轴向。其余符号同①③受剪切板格弹性临界屈曲应力k。定义如下：L一。=tcl高(≥2N／衄2式中：缸一剪切屈曲系数，按表5．11计算其余符号同①、②④应对板格的临界弹性屈曲应力进行修正，弹塑性修正公式如下：74(5．12)(5．13)(5．14) 武汉理工大学硕十学位论文G蚶2‘)憎‘)t口2I茹当I嚣二刍≤≥(J仃一D(，口～PJ二喇一老，当I岛詈6。15’式中。％。、％。、o。——分别为板格在单轴应力作用下的X轴、y轴的弹性临界屈曲压应力和临界屈曲剪应力，见①、②、③；仃。——材料屈服强度，N／n瑚2；fS——as|～3(3)屈曲强度校核①按表5．10计算板格在复合应力作用下的临界屈曲应力与计算的实际压应力之比九，应不小于表5．9中的安全因子。②吒、仃，、o在计算时取绝对值计入。粼、y车由的工作应力为拉应力时，该应力分量取为零。表5．10九计算值淤．l≤三≤压压<三s8应力捩态＼j工lO船lO甜双翔压缩瓦丽百0(1以})axlo斑X轴厦缩+剪切‘(1+k；)axlo舛Y轴笨缩+剪切√(1+k多oylo搿双囱压缩+剪切√(1+k；+ki)ox其中：毛=班黔甏小箍756●I一5，L珞一2％一2<一>o当一一4岛一o0o碘 武汉理丁大学硕士学位论文①民，、毋，分别为板格边所受对应x轴、Y轴工作应力中的较大值；％、啦为对应的另一较小值，计算时％、a)，应按板格边中面应力的平均值计入；匆为平均剪应力。取，、％、吩，、嘞、碲如表5—1l中所示。②％、嘶、勖分别为板格在单轴应力作用下的x轴、Y轴的弹塑性修正后的临界屈曲压应力和临界屈曲剪应力。表5．11板格屈曲系数缏蠛蹙薯暖奄麴翱卿饶力学暖黧鹾睦系数口t-．．口“．8．41，吒。石丽—叫yjL-—1L。．_卜～，苌～_，额一。口。争dd—f—d癣=p翻缝其中：O≤巅la¨仃n屯一7．6—6．49+lOp’受，●＼魇寻lt。。．_盎膏妻口t#营口d—Z一4-奢|审a矗藏中i一'《pcoa萨妒秭鲫屯=[1+研南Ⅲu￡埘划长业。．m丌讯可订边口萨妒即卸疑巾zO《磷1毋庐妒即和w删+雌+硝却受●P’h～—划善，压。l+l唧+似争’L-——-_fx-‘-随呻。曩。，—弋弋≮?'_-—一口垆尹唧I和麓牛l一，≤9co7H鼻以34+4(争2⋯⋯⋯^边’)‘争，撩t|争tt．-．．—-+}q受。‘势t，工争t}⋯⋯_76 武汉理1：人学硕十学位论文表5．12板格边界约束系数Cl、C2C2边界情况Cl位十双层巍或毅壳之f}ij其他位鼹角镶或T挈铰强材1．11．31．2扁镶或球扇馏1．O1．21．15．7屈曲校核结果屈曲强度结果汇总于下表：表5．13屈曲校核结果表构件名称最小屈曲安全因子对应最危险工况结果外底板0．617LC4不合格内底板1．25LC5合格底边舱斜板0．618LC4不合格底纵桁0．634LC4不合格舷侧外板1．21LC6合格顶边舱斜板1．38LC5合格甲板1．14LC6合格肋板0．646LC6不合格底凳斜板1．13LC5合格槽型舱壁1．55LCl合格屈曲安全因子=临界屈曲应力／实际应力通过采用CCS指南对原船主要构件的屈曲强度校核可以发现原船大部分构件都满足屈曲强度要求，但在外底板、底边舱斜板、底纵桁和肋板存在较为严重的屈曲问题。由于CCs指南在屈曲强度直接计算上的理念与共同规范存在着比较大的差异(例如计算模型范围、载荷计算、用于屈曲校核的理论等)，因此在结果上有些出入是合理的。由于指南在屈曲评估时考虑了弹塑性修正及其本身偏于保守的缘故，+因此在局部位置特别是在双层底范围内屈曲问题比根据共同规范校核的表现得更为严重。 武汉理工大学硕士学位论文图5—8外底板最小屈曲强度安全因子结果云图L图5．9底边舱斜板器小屈曲强度安全因子结果云图 武汉理J=大学硕士学位论文5．8加强方案图5．10底纵桁最小屈曲强度安全因子结果云图采用与4．8节相同的处理方式，对不满足屈曲强度要求的构件进行加强。最终加强方案见表5．14。表5．14加强方案构件名称属性名称增加厚度(皿)新建造厚度(皿曲p．棚m诅L15^Hp_Ⅲm吐155AH外雇板p_吣m岫-17^Hp—埘m恤L19AH底边臆斜板p_h0Wtl4埘底纵桁p|M呲1lAHp_noOr-ll^Il肋扳 武汉理下大学硕十学位论文5．9重新校核结果经过加强后的船体板格都已满足屈曲强度要求，各个主要构件的最小屈曲安全因子均接近于1，表明材料已充分利用，加强后船体板格的最小屈曲安全因子见表5．15。表5．15屈曲校核结果表构件名称最小屈曲安全冈子对应最危险工况结果外底板1．03LC4合格内底板1．23LC5合格底边舱斜板1．00LC4合格底纵桁1．11LC4合格舷侧外板1．15LC6合格顶边舱斜板1．39LC5合格主甲板1．15LC6合格肋板1．00LC6合格底凳斜板1．13LC5合格槽犁舱壁1．53LC1合格屈曲安全因子=临界屈曲应力／实际J衄力通过加强后，船上主要支撑构件均己满足(或基本满足)了指南中关于船体主要构件的屈曲强度要求，加强后的船体比原船重量增加了2．9l％。从以上的计算分析不难看出，外底板、底纵桁和肋板根据指南校核的屈曲问题比根据共同规范校核的要更为严重，因此在这些位置需要更大的板厚才能满足要求。但从整体上来看，共同规范对整个船体的屈曲强度有更高的要求，其板厚分布也更加合理。 武汉理]：大学项士学位论文图5—11外底板板格屈曲强度安全因子结果云图图5．12底纵桁板格屈曲强度安全因子结果云图 武汉理T大学硕士学位论文L图5．13底边舱斜板板格屈曲强度安全因子结果云图 武汉理：I：大学硕十学位论文6．1结论第6章结论与展望本文对执CS《散货船共同结构规范》屈曲强度直接计算做了深入的研究分析，系统的论述了应用规范进行强度直接计算的主要内容和基本过程，阐明了基本板格屈曲强度校核标准的理论依据，并按照规范要求对某散货船进行了屈曲强度计算。通过本文的工作，可以得到以下结论：1．共同规范中采用三舱段全宽的有限元模型，而仅对中间货舱进行评估，这样不仅考虑了载荷不对称性的影响，而且还更好的消除了边界条件对评估结果的影响；2．采用净厚度对船舶进行有限元直接计算，更符合船舶营运过程中因腐蚀而使船体构件厚度减少的实际情况；采用等效设计波法求解船体载荷，使载荷的计算更为合理；3．共同规范中要求的计算工况数量比船级社规范有很大的增加，这样使考虑的问题更加全面更符合实际情况，但同时也大大增加了计算评估的工作量，如果不借助一些船级社开发的专业软件，要完成这些工作的难度相当大；4．散货船共同结构规范的屈曲校核考虑了板的后屈曲性能，采用板的极限强度作为评估标准，两指南中的屈曲校核考虑了弹塑性修正的问题；5．根据敖货船结构共同规范，对某散货船的屈曲强度进行了直接计算，在满载、隔舱及重压载装载状态下，该散货船外底板、底边舱斜板、舷侧外板、底凳斜板及底边舱斜板存在严重的屈曲问题；6．对原船不满足屈曲强度的板格进行了加强，并按共同规范进行重新校核直到满足屈曲强度要求为止，加强后的船体结构比原船在用钢量上增加了6．59％，符合～般认为的用钢量增加5‰7％的观点；7．按CCS指南对该船进行屈曲校核，结果表明整体上不满足屈曲强度的板格分布与按CSR校核基本上一致的，只是在双层底结构中表现的更为严重；8．采用相同方式对按CCS指南校核不满足屈曲要求的构件进行了加强，加强后的船体中问舱段用钢量比原船增加了2．91％。总而言之，通过本文的工作证明了利用共同规范对板格进行屈曲直接计算评估是准确可靠的，其结果也更安全合理。 武汉理]：大学硕+学位论文6．2展望本文基于散货船共同结构规范对屈曲强度直接计算作了详细研究，但是由于作者的理论实践水平和时间的局限性，还有许多地方需要进一步改善及研究。1．文中对母船不满足屈曲强度的构件进行了优化加强，但是这种优化还是比较粗略的，要想得到板厚分布更加合理的船型还需要迸一步研究。2．本文只对散货船共同结构规范中的屈曲校核进行了研究，而油船和散货船两本规范的统一将是一个必然趋势，这方面工作还有待继续。3．本文只对一条散货船进行了属曲强度直接计算分析，要想对规范有更深入的理解还需大量实践及计算数据的支持。 武汉理r大学硕士学位论文致谢首先衷心的感谢我的导师张少雄教授。张老师在论文的写作过程中，给予了我巨大的支持，正是由于张老师的帮助本文才得以顺利完成。他以严谨的治学态度、丰富的实践经验给予我正确的指导，以极大的耐心和热情帮我克服一个又一个的困难，而且在生活上给予了作者无微不至的关怀。导师谆谆的教诲使我受益匪浅，必将激励我在以后的人生道路上更加努力。此外，我要向所有传授我知识的老师深表谢意，感谢他们传授我丰富的知识、感谢他们孜孜不倦的教导。感谢各位同窗好友以及师兄弟们，感谢他们在学习和生活上对作者的帮助和关心，还要特别感谢中国船级社的胡丰梁师兄，给予我的帮助和支持。最后，感谢我的父母，谢谢他们一直以来对我支持和鼓励，正是他们的默默付出才有了我的今天。 武汉理工大学硕士学位论文参考文献【l】崔燕．散货船安全仍在痛．中国船检．2005年．【2】陈映秋．队cscsR中的计算力学的应用及对传统船—省略一设计方案的影响_兼论风险设计方．2007年．【3】认CS．Commons虮lct啪lml髂fordoublehuUoiltaIll【ers．hltcnlational触sociationofCl勰sificationsociety：July2008．嗍队CS．CommonStnl舳lRulcsforBull【C删ers．hl蜘1alionalA豁ociationofCksificationsocie阢『uly2008．【5】刘兵山，黄聪．懈AN从入门到精通一匕京：中国水利水电出版社，2003．【6】中国船级社．散货船结构强度直接计算分析指南J匕京：人民交通出版社，2003．【7】孙丽萍．船舶有限元结构分析．哈尔滨：哈尔滨工程大学出版社，2004．【8】Hadi＆KAml鹪hi，To曙eifMoan．Ultinlates仃髓gm锄alysisofabull【carrierhullg硼er硼deraltenlateholdlo赫ngconditiom．AcasestudyPan1．NonliIlearfmiteel咖咖modelling跚以ultimatehullgirdercapaci够M缸iIleSnllctuf鹳。2008，、，01．2l，pp．327-352．f9】HadiKKAmlashi，To罂eirMoan．Ulti扣aates嘞gm锄alysisofabulk∞疵凹hungird贸llnderalt锄ateholdloa缸培condition，Pan2：S嘛sdistributionillmedoublebottomandsimplifiedapl)roachcs．M羽meS咖c仰髑．2009，V0屹2，pp．522—544．【lO】Jeom10∞Pail【．Ultima把limitstatepem釉锄ceofoil纽lkers缸uctur∞desi印edby队CScommons仃ucturalnIles．髓in—W甜ledS舡uctIlres．2007，V01．45脚．1022-l034．【ll】滕晓青，李润培．槽型舱壁极限强度．船舶力学．4，2000年8月，第4卷．【12】王仕统．结构稳定．广州：华南理工大学出版社，1997．【13】徐向东，崔维成．加筋板格屈曲及极限强度分析．中国造船，1999年2月第一期，总第144期．【14】MaIlsoWA．on也enonline盯nleo巧ofo油。仃opicplates【J】．J．shipRes．，197l，v01．12卯．266七77．【15】TroitskyMS．stif‰cdPla峨B饥dingstabil晦andVibmtions[M】．Else访erSci即tific，N明rYo伙．1976．f16】B础DOAhnrotllBO．Bucklillgofb鸥Plat龄姐dsheHs【M】．Mc(衲1w—Hill，N聃广愀，1975．【l7】XDi衙W■Pi盟ata∞M．A丑alt锄撕ve聊achtotlleinteI私tionbe坩e吼10calandove掘nbIlcklinginsti珏．饥edpaIlels【A】．hIUTAMS班耳，osi啪【C】，C锄妊dg洲SA(edi刷．byB．Budi越sky)，Sprillg％New龇1974．133-148． 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