【正文】 裝載狀態(tài)下的合成載荷。b） 結(jié)構(gòu)腐蝕余量方面JTP 規(guī)范要求的構(gòu)件腐蝕余量較 ABS、DNV 等船級(jí)社目前規(guī)范的要求大7 / 71大增加，見(jiàn)表 4 中及圖 1 中所示的對(duì)于貨艙區(qū)船體構(gòu)件 JTP 規(guī)范要求值與ABS、DNV 以前規(guī)范要求值的比較圖 1：結(jié)構(gòu)腐蝕余量的比較8 / 71表 4： JTP 規(guī)范與原來(lái)規(guī)范對(duì)于腐蝕余量要求的比較（貨艙區(qū)）腐蝕余量值（mm）構(gòu)件部位ABS DNV JTP比較結(jié)果主甲板在液貨艙范圍內(nèi) ↑400%主甲板在壓載艙范圍內(nèi) ↑200%壓載艙內(nèi)部構(gòu)件在甲板下 內(nèi) ↑133%壓載艙內(nèi)部構(gòu)件在甲板下 外 ↑200%液貨艙內(nèi)部構(gòu)件在甲板下 內(nèi) ↑200%液貨艙內(nèi)部構(gòu)件在甲板下 外 ↑250%舷頂列板 ↑175%舷側(cè)外板 ↑300%內(nèi)殼板與斜底板 ↑233%內(nèi)底板 ↑300%外底板與舭部外板 ↑300%由上表看出，對(duì)于結(jié)構(gòu)構(gòu)件腐蝕余量 JTP 要求較以往規(guī)范要求大大增加，增加幅度在 100~400%之間，主甲板和內(nèi)底板腐蝕余量增加值達(dá)到了3mm，這將造成船體構(gòu)件的板厚大大增加，結(jié)構(gòu)重量越來(lái)越大。表 5:JTP 規(guī)范對(duì)于強(qiáng)度校核凈厚度要求不同校核方法 構(gòu)件類型 凈尺寸 tne最小板厚要求 所有構(gòu)件 t x tgroscor船體梁總縱強(qiáng)度 所有參與總縱強(qiáng)度的縱向構(gòu)件 t x trsr板材和局部扶強(qiáng)構(gòu)件 t x tgroscor結(jié)構(gòu)構(gòu)件規(guī)范尺度校核 主要支撐構(gòu)件（強(qiáng)框架、縱桁等） t x trsr船體梁極限強(qiáng)度 所有參與總縱強(qiáng)度的縱向構(gòu)件 t x tgroscor結(jié)構(gòu)有限元分析 所有構(gòu)件 t x trsr結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度評(píng)估 參與船體梁應(yīng)力計(jì)算構(gòu)件t x tgroscr10 / 71參與局部應(yīng)力計(jì)算構(gòu)件 t x tgroscort _____腐蝕余量；t _____建造厚度cor gros11 / 71通過(guò)目標(biāo)船的計(jì)算校核，JTP 規(guī)范要求總縱強(qiáng)度校核應(yīng)用凈尺寸與以往規(guī)范要求完全不同，以往規(guī)范在總縱強(qiáng)度計(jì)算中應(yīng)用構(gòu)件的建造厚度，而 JTP 規(guī)范要求扣除 倍的腐蝕余量，這樣導(dǎo)致應(yīng)用原來(lái)規(guī)范校核出的船體梁剖面模數(shù)不滿足 JTP 規(guī)范的總縱強(qiáng)度要求，結(jié)構(gòu)構(gòu)件的尺寸必然大大增加。詳細(xì)的疲勞設(shè)計(jì)優(yōu)化見(jiàn)第四部分。而且，舷側(cè)縱向構(gòu)件在水線附近承受波浪交變載荷，極易產(chǎn)生疲勞裂紋，不宜采用高強(qiáng)度鋼。表 6：選用不同材料時(shí)，貨艙區(qū)船體結(jié)構(gòu)板厚及型材的比較 材料選用方案比較項(xiàng)目方案 1 方案 2舯剖面縱向連續(xù)構(gòu)件截面積 Am (m2) 中和軸距基線高度 h (m) 規(guī)范要求甲板剖面模數(shù) Zr (m3) 規(guī)范要求船底板剖面模數(shù) Zr (m3) 甲板實(shí)際剖面模數(shù) Zda(m3)（NET） 船底板實(shí)際剖面模數(shù) Zba(m3)(NET) (Zda/Zr)% (Zba/Zr)% 局部強(qiáng)度要求值 14最大甲板板厚（mm） 實(shí)取值 16 (AH32)局部強(qiáng)度要求值 SMR=271() SMR=159(FB200X12)甲板縱骨 實(shí)取值 SMA=446(HP260X12) SMA=269(HP220X12)最大內(nèi)底板板厚（mm） 16 16內(nèi)底縱骨 HP300X12 HP300X12最大外底板板厚（mm） 外底縱骨 HP320X13 HP320X13貨艙區(qū)總長(zhǎng) .(m) 貨艙區(qū)縱向連續(xù)構(gòu)件重量 W1(t) 3896 351614 / 71從表 6 中可以看出，方案２中的板厚和型材尺寸均比方案１的小，焊接加工時(shí)的工作量小。b） 總縱強(qiáng)度校核據(jù)裝載穩(wěn)性計(jì)算得到的中拱、中垂?fàn)顟B(tài)下最大靜水彎矩和 JTP 規(guī)范要求垂直波浪彎矩，在總縱彎矩合成應(yīng)力的作用下，應(yīng)用規(guī)范中的計(jì)算公式，計(jì)算得到規(guī)范要求的甲板和底部的最小剖面模數(shù)為 和3 ，船體梁凈剖面模數(shù)（船體梁構(gòu)件的建造厚度減去 倍的腐蝕3厚度后計(jì)算得到的船體梁剖面模數(shù)）Zv 應(yīng)不小于規(guī)范要求的最小剖面模數(shù)。本船在綜合考慮各方面因素后采用最后一種艙壁形式，即中心縱艙壁及橫艙壁都采用帶下墩結(jié)構(gòu)的垂直槽形艙壁。我們根據(jù) DNV 提供的表格對(duì)槽形艙壁進(jìn)行了優(yōu)化，如表 7，最后選取了目標(biāo)船的形式，如圖 4 和圖 5 所示。圖 6：貨艙區(qū)有限元模型的范圍目標(biāo)船建立了從 FR88 到 FR180，全長(zhǎng) 米的三個(gè)艙段的模型，包括第三艙的全艙，第四艙的全艙、第五艙的全艙和分別向兩端艙延伸至第一個(gè)強(qiáng)框的部分。計(jì)算有限元模型見(jiàn)圖 7。彈簧單元約束如圖 14 所示。3 如未使用 ，前后端部的獨(dú)立點(diǎn)在 中是自由的。本項(xiàng)目對(duì) JTP 規(guī)范上要求的所有裝載工況都進(jìn)行了有限元強(qiáng)度計(jì)算。表 11：載荷計(jì)算時(shí)載荷參數(shù)的位置參考點(diǎn)c） 載荷及其組合根據(jù) JTP 規(guī)范的要求，各種裝載工況下施加的載荷，見(jiàn)表 12。29 / 71表 12：各種工況下載荷的組合載荷組合載荷分量 S S+D AtoalvM? harbswM?+seawM?wvtlh hQharbsQ?+seaQ?v露天甲板 dynwkPexP船體外殼 hysP+hsv?壓載艙(順序交換) +tkindynflodinP?貨油艙(包括壓載艙) +tiP?其它液體艙兩式大者：a) tesin?b) + airdop+tkindynflodin?inP水密邊界 fliP干燥區(qū)域的內(nèi)部甲板 staP+staPdynk?dkP重型部件處的甲板 tF+tF對(duì)施加 JTP 規(guī)范要求的邊界條件的三艙段有限元模型，除按工況規(guī)定的裝載狀態(tài)進(jìn)行局部載荷施加外，還需要調(diào)整三艙段有限元模型的船體梁水平彎矩、垂向剪力和垂向彎矩的分布，以使特定位置處達(dá)到目標(biāo)值。然后由積分或求和得出這部分模型的局部載荷在目標(biāo)位置處產(chǎn)生的附加船體梁載荷，于是所應(yīng)該施加的垂向分布載荷以及附加垂向和水平彎矩也就可以確定了。b） 局部模型有限元應(yīng)力衡準(zhǔn)艙段有限元模型中，如果位于應(yīng)進(jìn)行細(xì)化網(wǎng)格校核區(qū)域的單元 von Mises 應(yīng)力超出表 13 規(guī)定的許用值，則由細(xì)化網(wǎng)格分析得到的，面積相當(dāng)于艙段有限元模型網(wǎng)格大小的細(xì)化網(wǎng)格 von Mises 應(yīng)力計(jì)算結(jié)果的平均值應(yīng)不超過(guò)表 14 規(guī)定的許用值。計(jì)算結(jié)果分別給出了 JTP 要求的計(jì)算工況下艙段各主要構(gòu)件的應(yīng)力計(jì)算值。附錄中給出了在計(jì)算工況下四號(hào)艙段的各主要部位處應(yīng)力的最大值及分布位置（包括甲板，內(nèi)底板，外底板，內(nèi)舷側(cè)板，外舷側(cè)板，縱艙壁）以及艙段內(nèi)其他高應(yīng)力值及出現(xiàn)的部位。外舷側(cè)板、內(nèi)舷側(cè)板滿足強(qiáng)度的校核要求，且材料使用率較高。計(jì)算表明，該油船在危險(xiǎn)工況下，按規(guī)范要求校核的主要構(gòu)件如水密橫艙壁、內(nèi)底板、外底板、內(nèi)舷側(cè)、外舷側(cè)、甲板的應(yīng)力水平滿足 JTP 規(guī)范的強(qiáng)度衡準(zhǔn)要求。對(duì)普通鋼:不臨近焊縫的單元σvm≤ (235 λy) /=235=(S+D)σvm≤ (235 λy) /=235=(S)臨近焊縫的單元σvm≤ (235 λy) /=235=(S+D)σvm≤ (235 λy) /=235=(S)對(duì)高強(qiáng)度鋼:不臨近焊縫的單元σvm≤ (235 λy) /==(S+D)σvm≤ (235 λy) /==(S)臨近焊縫的單元34 / 71σvm≤ (235 λy) /==(S+D)σvm≤ (235 λy) /==(S)通過(guò) Sesam 軟件對(duì)局部模型進(jìn)行應(yīng)力計(jì)算，見(jiàn)圖 15~24。圖 15：縱艙壁局部有限元模型35 / 71圖 16：細(xì)網(wǎng)格區(qū)域的板厚圖 17：細(xì)網(wǎng)格有限元區(qū)域的材料36 / 71圖 18：航行狀態(tài)下的合成應(yīng)力圖 19：港口狀態(tài)下的合成應(yīng)力37 / 71圖 20：橫艙壁局部有限元模型圖 21：局部有限元模型的板厚38 / 71圖 22：局部有限元模型的材料圖 23：航行狀態(tài)下的合成應(yīng)力39 / 71圖 24：港口狀態(tài)下的合成應(yīng)力三 船體梁極限強(qiáng)度及屈曲強(qiáng)度評(píng)估1） 船體梁極限強(qiáng)度及評(píng)估對(duì)于極限強(qiáng)度的計(jì)算，采用“一步法”進(jìn)行計(jì)算。對(duì)于中垂?fàn)顟B(tài)下的油船，臨界模式通常（假定）為強(qiáng)框架之間的甲板結(jié)構(gòu)屈曲。40 / 71船體梁垂向極限彎曲能力應(yīng)滿足以下衡準(zhǔn)： RUsagwvsM?????根據(jù) JTP 規(guī)范有關(guān)船體梁的極限強(qiáng)度校核有關(guān)規(guī)定，本項(xiàng)目采用一步法的極限能力方法進(jìn)行校核。τ 為實(shí)際的剪應(yīng)力，N/mm2；τcr 為臨界的剪應(yīng)力，N/mm2。通過(guò)對(duì)計(jì)算結(jié)果的分析發(fā)現(xiàn)：非水密強(qiáng)框架除舭部部分不滿足外，其他大部分都滿足要求。外殼在貨艙中間也有一部分不滿足屈曲強(qiáng)度的要求（LCB25B） ，通過(guò)對(duì)比研究，最后決定局部加厚板厚和加幾個(gè)短的骨材來(lái)解決問(wèn)題。貨艙區(qū)典型橫剖面結(jié)構(gòu)形式、構(gòu)件布置：貨艙區(qū)船體結(jié)構(gòu)縱向構(gòu)件材料：為滿足總縱強(qiáng)度等要求，除主甲板、甲板橫梁、外殼舷頂列板和內(nèi)殼舷頂列板采用的 AH32 高強(qiáng)度鋼，縱艙壁下列板、橫艙壁、縱橫壁墩頂板、壁墩斜板和旁縱桁 920 采用 AH36 的高強(qiáng)度鋼以外,其余均為普碳鋼；高強(qiáng)度鋼占主船體結(jié)構(gòu)鋼料總重的 38%。2） 研究確定縱、橫艙壁結(jié)構(gòu)形式和構(gòu)件尺寸在