礦砂船船體結構強度直接計算指南(初排稿)中

中國船級社

礦砂船船體結構強度直接計算指南

2014

2014年7月1日生效

北京Beijing

指導性文件

GUIDANCENOTES

GD08-2014

出版說明

為適應國際上當前大型礦砂船的開發(fā)和設計的需要，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,經造船工程學會委托，中國船級社在

2009年基于我社《鋼質海船入級規(guī)范》、《雙舷側散貨船結構強度直接計算指

南》、《油船結構直接計算分析指南》、《船體結構疲勞強度指南》等規(guī)范及指

南的基礎上研究編寫了大型礦砂船結構強度直接計算指導性文件。

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性文件，

形成了《礦砂船船體結構強度直接計算指南》2014稿。

本指南的主要內容包括：

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、載荷計算及應力衡準；

3艙段直接計算的建模要求、工況定義、載荷計算及應力衡準;

4細化網格詳細應力評估的部位、建模要求、許用應力；

5疲勞強度評估的部位、計算方法及衡準；

6晃蕩載荷要求下的壓力計算、結構強度評估。

目錄

第1章總則

1.1一般規(guī)定

L2定義

1.3構件尺寸

第2章貨艙區(qū)域結構強度直接計算

2.1一般規(guī)定

2.2結構有限元建模

2.3屈服強度評估

2.4屈曲強度評估

2.5詳細應力評估

第3章整船結構強度直接計算

3.1一般規(guī)定

3.2結構有限元建模

3.3工況及載荷

3.4慣性平衡及邊界條件

3.5應力衡準

第4章疲勞強度評估

4.1一般要求

4.2有限元建模

4.3工況與載荷

4.4疲勞強度評估方法

4.5主要構件應力評估

4.6艙口角隅的應力評估

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

砂船船體結構強度直接計算評估。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、貨艙段主要結構在規(guī)定載荷作用下的強度評

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

提供所采用的計算機程序可靠性說明的文件。

1.1.4送審的直接計算技術文件應包括：

(1所使用的圖紙清單；

(2結構有限元模型的詳細描述；

(3結構模型和相關屬性圖形；

(4所使用的材料特性詳細情況；

(5邊界條件的詳細描述；

(6所施加的載荷的詳細情況；

(7描述與載荷有關的結構模型的響應的圖形和結果;

(8總體和局部變形的歸納與圖形；

(9描述所有構件的vonMises應力，各方向應力和剪應力不超過強度標準的匯總

和詳圖；

(10板格的屈曲分析和結果；

(11顯示滿足或不滿足強度標準的結果表格輸出；

(12必要時，對結構的建議修改方案，包括修改后的應力評估和屈曲特性。

1.2定義

1.2.1單位制定義

質量:噸(t;

長度:米(m；

時間:秒(s;

力:牛頓(N或千牛頓(kN;

應力: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；

CB——方形系數(shù);與《鋼規(guī)》第2篇第1章第1節(jié)的定義相同;

V-------結構吃水下最大設計航速,kn;

g-------重力加速度,g=9.81m/s2;

Cw——波浪系數(shù)；

p-------海水密度,p=1.025t/m3;

ae-------VonMises應力（N/mm2,ae=2xyyx2y2x3T◎◎◎◎+-+;

ox-------單元x方向的應力（N/mm2;

oy-------單元y方向的應力（N/mm2;

Txy-------單元xy平面的剪應力（N/mm2;

ol——船體梁縱向的應力（N/mm2;

oa-------梁單元軸向應力（N/mm2;

aw-------船體梁橫向或垂向的應力（N/mm2;

T——腹板總深度的平均剪應力（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。對鋼材,E=2.06x105N/mm2;

v——材料泊松比。對鋼材,v=0.3。

1.3構件尺寸

1.3.1除另有規(guī)定外，本指南直接計算中的構件尺寸指的是建造尺寸。

第2章貨艙區(qū)域結構強度直接計算

2.1一般規(guī)定

2.1.1對于船長在15()米及以上的礦砂船，應基于三維有限元分析進行貨艙區(qū)主

要構件的直接強度評估。

2」.2艙段區(qū)域結構強度有限元直接計算分析按以下要求進行：

(1結構有限元模型的生成按照本章2.2要求進行；

(2屈服強度直接計算分析按照本章2.3要求進行；

(3屈曲強度直接計算分析按照本章2.4要求進行；

(4詳細應力分析按照本章2.5要求進行；

2.1.3艙段結構強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結構有限元建模

2.2.1一般要求

221.1用于貨艙區(qū)主要構件屈服強度、屈曲強度、詳細應力評估以及用于疲

勞分析的熱

點應力評估的三維有限元模型應按照本節(jié)要求進行。

221.2所有主要構件應在有限元模型中建模,包括:外殼和內殼、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。這些構件上的所

有板和扶強材均應建模。

2.2.2模型范圍

222.1用于屈服強度、屈曲強度、詳細應力評估直接計算的艙段有限元模型，

應選取貨艙區(qū)以目標艙為中心，船艇各延伸1/2貨艙長，即1/2個貨艙+1個貨艙+1/2

個貨艙，見圖2.221(1。模型端部應延伸至鄰近強框架位置，見圖2.221(2。垂向范

圍為船體型深,包括艙口圍板結構。如艙段結構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。評估目標艙為中間艙段包括前后艙壁、凳結

構區(qū)域。

圖2.221(2艙段有限元模型

222.2用于疲勞強度的熱點應力評估的有限元模型，應選取貨艙區(qū)以目標艙為

中心的三艙段全寬模型,且端部需根據(jù)實際結構包括完整的艙壁、凳結構，見圖

222.2。

txxneads(oo1

圖222.2艙段有限元全寬模型

2.2.3坐標系規(guī)定

x——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。

224艙段有限元模型

2.2.4.1選擇單元類型應按照以下原則:

(1承受側向載荷的扶強材使用梁單元，不承受側向載荷的扶強材可使用桿單

兀。

(2船體的內外殼板、強框架、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。建模中應盡可能使用少使用三角形單元，特別

是高應力區(qū)域和開孔周圍、肘板連接處和折角連接處等應力梯度大的區(qū)域，應避免

使用三角形單元。(3板單元長寬比應不超過3,在可能產生高應力或高應力梯度的

區(qū)域，板單元的長寬比應盡可能接近lo

224.2有限元網格應盡可能遵從結構中骨材的實際排列方式，以表示骨材之間

的實際板格，具體劃分時應按照以下原則：

(1船底板、舷側外板、甲板、縱艙壁、內底板，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

腹板加強筋之間為一單元。

(2雙層底縱桁和肋板、甲板強橫梁、邊艙強框架及其水平桁、邊艙橫撐材沿

腹板高度至少劃分3個網格。如果腹板高度較小,則可以劃分兩個網格，但在腹板

每兩個相鄰加強筋之間至少為一個網格,且與相鄰構件的網格匹配。

(3邊艙強框架的網格應描述強框架上開孔的實際形狀;對主要支撐構件的大肘

板自由邊的曲率應準確描述，以避免由于幾何不連續(xù)導致不真實的高應力。

(4槽形艙壁和壁凳應用殼單元建模,模型應包括壁凳隔板和壁凳板上的內部縱

向、垂向加強筋，槽條面板、腹板的殼單元網格應遵循壁凳的骨材間距。

(5以梁單元建模的骨材，應與實際結構位置匹配，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。

224.3在前后端面中和軸與縱中剖面相交處各建一個獨立點，端面各縱向構件

節(jié)點自由度與獨立點相關。

2.2.4.4結構尺寸采用船舶建造厚度,應充分反應基于強度原因的加強，但對于船

東的特殊設計要求的尺寸或加強不予考慮。

224.5板單元許用應力標準采用的是膜應力，即:彎曲板單元的中面應力。梁單

元采用的是軸向應力。

2.2.5細化網格模型

2.2.5.1按照本章2.5進行詳細應力評估的有限元模型中高應力區(qū)域的網格細化

應滿足本條要求。

2.2.5.2高應力區(qū)域細化分析模型使用以下兩種方法：

(1細化區(qū)域可直接包含在整船分析的有限元模型中。

(2細化區(qū)域的詳細應力可用單獨的子模型分析。

225.3細化網格劃分應滿足以下原則：

(1細化區(qū)域的單元尺寸應為相應區(qū)域普通扶強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盡可能為90。,或者在45。和135°

之間，應盡量避免三角形單元的使用。

(3細化網格區(qū)域內所有板材應以板單元表示，包括扶強材。

226精細網格模型

2.2.6.1按照第4章要求進行疲勞分析的熱點應力評估的有限元模型的熱點區(qū)域

精細網格細化應滿足本條要求。

2.262用于熱點應力評估的整艙段有限元模型范圍應滿足2.222要求,熱點區(qū)

域應采用精細網格建模，見圖226.2。

圖2.262精細網格的整體艙段模型的部分

2.2.6.3熱點區(qū)域精細網格單元尺寸應近似等于評估區(qū)域的板凈厚度,單元長寬

比應接近1,過渡網格應從熱點位置向外所有方向至少四分之一肋骨范圍。

圖226.4精細網格過渡區(qū)域示意圖

2.2.6.4網格尺寸應從精細網格逐漸過渡到細化網格，過渡區(qū)域如圖226.4所

示。過渡區(qū)域內所有構件，包括肘板、扶強材、縱骨、橫框架面板凳，應使用板單元

建模。焊接的幾何形狀不必建模。

2.2.6.5精細網格有限元模型單元尺寸采用凈厚度，按照建造厚度減去().5tc求

得。主要構件腐蝕增量tc見表2.265。

船體主要構件腐蝕增量表2.265

(1干散貨艙上部對應于貨艙高速的上三分之一區(qū)域。

(2縱艙壁為整體傾斜,則為內底向上1/3區(qū)域。縱艙壁為上部垂直下部傾斜，則

為下部傾斜區(qū)域。

2.3屈服強度評估

2.3.1一般要求

2.3.1.1貨艙區(qū)船體結構屈服強度評估應按照本節(jié)要求進行。

2.3.2計算工況

2.3.2.1屈服強度典型計算工況的選取按照表2.321的要求。

232.2對于裝載手冊中未設計多港裝載的船舶,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2.321規(guī)定的典型工況,還應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附加標志的船舶,應補充下述快速裝載過程中的港內

工況;如快速裝載手冊中存在更為嚴重的其它裝載工況,也應進行結構強度直接計

算。屈服強度計算工況表2.321

注：

TSC:結構吃水;TNB:正常壓載吃水;THB:重壓載吃水。壓載吃水以該壓載

工況船中最大吃水為準。MSW,S:中垂許用靜水彎矩;MSW,H:中拱許用靜水彎矩;

MSW,P,S:中垂許用港內靜水彎矩;MSW,P,H:中拱許用港內靜水彎矩

MFull:均勻裝載工況下，貨艙內貨物去虛擬密度(載貨量/艙容,最小取1.0t/m3

裝至艙口圍頂部時

的載貨量,t;MH:最大吃水時，均勻裝載下貨艙內實際載貨量,t。

重貨密度按裝載手冊中最大貨物密度取值。

EL100標志，應計算港內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

舷外水壓力由靜水壓力和波浪水動壓力兩部分組成

在基線處：wbCdP5.110+=kN/m2

在水線處:wwCP3=kN/m2

在舷側頂端處：()3PPs=kN/m2

甲板上的水動壓力：()4.2PPd=kN/m2

式中：

(67.00dDCPw-=

300m

L90m100300(75.105.1

?—=LCw

350mL300m75.10?=

500m

L350m150350(75.105.1<<-=L

(2其他狀態(tài)

在基線處：abdP10=kN/m2

在水線處:0.0=wPkN/m2

式中:da——對應裝載工況下的實際吃水,mo

上述給出了基線、水線、舷側頂端處的水動壓力計算公式，舷側其他部位的舷

外水壓力按線性插值確定。

2.3.3.2內部載荷

(1礦砂產生的壓力按下式計算

dbb

cihkCa

P35.01(100

+=pkN/m2

式中：

cp------貨物密度,t/m3;

1067.0100300(75.10[3

5.10LVL

La+--=(90m<L<300m

]2.025.32[1

LVL+=(300m<L<500m

013a222cos5.045(tansin+-=obk

a——板與水平面之間的夾角(如,艙壁、舷側板為9()0,內底板為0o;

8——貨物的休止角(礦石為35o;

hd——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233.2,

船長方向認為是均勻分布的。

貨物頂面,沿縱向均布;沿橫向，為拋物線方程：

1(22

bs

yhzs-x=

b=B1/2,B1為拋物線頂面與艙壁相交處連線寬度（5=35o

拋物線部分的面積為A=5tan322

b

zhhzhdbsd-++=0

式中：

hd——貨物頂面至計算點的距離,m;

zs——貨物頂面至連線的距離,m;

hdb——雙層底高度,m;

z——計算點的垂向坐標,從基線量起,m;

hO——應根據(jù)該艙的載貨量、貨物密度以及橫剖面形狀計算,m。

圖233.2貨物頂面形狀

(2液體壓力

壓載艙內液體產生的壓力通過下式確定：

0(2.5Pghp=+kN/m2

式中：

pO——艙內液貨的密度,不小于1.025t/m3;

h——艙頂?shù)接嬎泓c的垂直距離,mo

2.333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:

rwsMMMM-+=

式中：

Ms——靜水彎矩，取許用靜水彎矩，當采用半寬模型時，取1/2值；

Mw——波浪彎矩，按233.3(1計算，當采用半寬模型時，取1/2值；

Mr——局部載荷產生的附加彎矩，按2.333(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(-應按下列公式計算：

WM(+=1902

MwBFCLBCx310

WM(-=-1102MwFCLB(BC+0.7x3

1()

kN-m

式中：

FM——彎矩分布系數(shù)，見圖233.3。

FFEAE

圖2.333彎矩分布系數(shù)

L——規(guī)范船長,m;

B——船寬,m;

CB——方形系數(shù)，但計算取值不小于().60;

Cw——系數(shù)，按2.331(1計算：

(2彎矩Mr是由于局部載荷引起的附加彎矩，按以下方法計算。

(a當如圖2.2.1所示的L1=L2-0.5Lm時

記中間艙段模型的線性均布壓力為Qm,兩端艙段的線性均布壓力為Qe,沿

Z軸正向為正：

mmcagrobmLWbPQ/-x=

eecagrobeLWbPQ/-x=

式中：

Pb——船底外壓，見2.3.3.1,kN/m2;

Wmcargo——中間貨艙的貨物重量(含壓載水的重量，當采用半寬模型時，取艙

內總重量的一半,kN;

第13頁

Wecargo——端部貨艙的貨物重量(含壓載水的重量，當采用半寬模型時，取艙

內總重量的一半,kN;

Le------與Wecargo對應的端部貨艙長度，m;

Lm——中間貨艙長度,m;

L0一段模型的總長度,m;

b——模型的寬度，當采用半寬模型時等于B/2,B為型寬,m;

2

02

321323LQLQMemrx+x=kNm

（b當如圖2.1.1所示的L屏L2#）.5Lm時，可用梁彎曲理論進行計算,壓力采用

（a中建議的值,Mr取模型中目標艙區(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,則縱中剖面內節(jié)點的橫向線位移為0,繞縱中剖面內

兩個坐標軸的角位移為0,即:by=0x=0z=0;

2.3A.2如果載荷左右反對稱，則縱中剖面內節(jié)點沿縱中剖面內兩個坐標軸方向

的線位移為0,繞垂直于縱中剖面的坐標軸的角位移為0,即:6x=8z=0y=0;

2.3.4.3端面約束:一端獨立點約束8x,8y,8z,0x,0z，另一端獨立點約束8y,8z,

0x,0z，如表234.3;

圖234.1端面約束

邊界條件施加表（載荷對稱半寬模型表234.3

注：

①cons.------表示對應的位移約束；

②Link——面內相關點位移與獨立點連接；

③BM------端面所受的總體彎矩。

④采用全寬模型，無縱中剖面約束，在表2.343基礎上，端面A、B須關聯(lián)y位

移。2.3.5許用應力

2.3.5.1對應于標準工況主要構件的應力一般不超過表235.1中給出的值。

2.352對于艙壁，槽型端部的應力可以通過艙壁板內的平均應力外推得到。

2.3.5.3平均剪應力t系指主要構件的腹板深度范圍內的平均剪應力。

2.354對于應力集中和形狀很差的單元應力可以不采納。

最大許用應力表2.351

第14頁

2.4屈曲強度評估

2.4.1一般要求

2.4.1.1采用有限元方法評估貨艙區(qū)主要構件的平板屈曲強度應按照本節(jié)要求進

行。2.4.1.2屈曲強度評估有限元模型按照本章2.2節(jié)要求進行，計算工況與載荷按

照2.3節(jié)屈服強度要求進行。

2.4.1.3貨艙區(qū)主要構件下列區(qū)域在進行屈曲強度評估是應引起注意:

(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，甲板和舷側內外板

(4船底板和內底板，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

?凳的外側板

241.4平板屈曲計算基于表241.4中給出的標準減縮厚度。

241.5在屈曲計算中，所必需的最小屈曲安全系數(shù)入如表2.4.2所示。

第15頁

標準減縮厚度，用來計算臨界屈曲應力表241.4平板屈曲所需要的安全因子入

表2.4.1.5

2.4.2計算方法

2.4.2.1有限元模型應滿足2.2節(jié)結構建模要求，網格按照基本網格建模。

2.4.2.2工況定義、載荷計算和邊界條件按照2.3節(jié)要求進行。

242.3應考慮雙向軸向壓應力和剪應力，一般情況下板內的中面應力用來計算

屈曲計算。

2.424屈曲強度，按以下要求進行：

(1由有限元計算得到的應力，按表2.4.1.4的標準減薄厚度進行應力修正。

oA=ot/(t-tr

式中：

oA——屈曲計算中的工作應力；

o——由有限元計算得到的應力；

t——有限元計算中所使用的原始板厚值；

tr——表341中所列的標準減薄厚度。

(2臨界屈曲應力及彈塑性修正

①短邊受壓板格彈性臨界屈曲應力oxcr_e定義如下：

第16頁

第17頁22_12(12(1xcrexEtkCs

nav=-N/mm2式中：

kx——短邊受壓屈曲系數(shù)，見表2.424(1要求計算；

C1——邊界約束系數(shù)，見表2.424(2,同時還應考慮以下情況：

C=1.3,由肋板或高腹板梁扶強的板格;

C=1.21,加強筋是角鋼或T型材；

C=1.10,加強筋是球扁鋼；

C=1.05,加強筋是扁鋼；

t------板格厚度,mm;

s——板格的短邊長度,mm。取縱骨、加強筋或扶強材間距;x——定義為板

格長邊軸向。

板格屈曲系數(shù)表2.424(1

第18頁

3232

1S1S<>

板格邊界約束系數(shù)Cl、C2表2.424(2

②長邊受壓板格彈性臨界屈曲應力oycr_e定義如下：

22

_22

(12(1yere

yEtkCs

7tov="N/mm2式中：

ky——長邊受壓屈曲系數(shù)，按表2.424(1計算:C2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①

③受剪切板格彈性臨界屈曲應力Tcr_e定義如下：

22

_22

(12(1yere

yEtkCs

7TTV=-N/mm2式中：

第19頁

2

434.51s

kt(+=

其余符號同①、②。

④應對板格的臨界彈性屈曲應力進行修正，彈塑性修正公式如下:

(

—(_

(_2

(142

eHxcre

xcre

yereyerexcreH

eH

yereHxcrexcreyereyereRRRRooo

o

Q

<

>

當當

>

-<=2

41(2

S

eereerSSS

ecre

crcrTTTT

TTTTT當

當

式中：

oxcr_e>eycr_e、xcre------分別為板格在單軸應力作用下的X軸、Y軸的彈

性臨界屈曲壓應力和臨界屈曲剪應力,見①、②、③;ReH——材料屈服強度，

N/mm2;TS-------

3

S

Oo(3屈曲強度校核

①按表2.424(3計算板格在復合應力作用下的臨界屈曲應力與計算的實際壓

應力之比九應不小于表241.5中的安全因子。

②ox、oy、txy在計算時取絕對值計入。若X軸、Y軸的工作應力為拉應

力時,該應力分量取為零。

入計算值表2.424(3

第20頁

式中：

xcr

xyery1oooo=

k,xcr

xcrxy2OOTT=

k,yer

ycrxy3OOTT=

k

注：

①ex、cy、Txy分別為板格中板單元所受的X軸、Y軸的工作壓應力和剪

應力。

②oxer、oyer>ter分別為板格在單軸應力作用下的X軸、Y軸的彈塑性修

正后的臨界屈曲壓應力和臨界屈曲剪應力。

2.5詳細應力評估

2.5.1一般要求

2.5.1.1貨艙區(qū)主要構件詳細應力評估應按照本節(jié)要求進行。2.5.2評估部位

(1規(guī)定的部位應進行細化網格有限元分析

(2規(guī)定的部位，如果在艙段模型分析中相當應力超出90%許用應力時，則應進行

細化網格有限元分析。細化的部位為：

(a縱艙壁與內底板相交處;(b縱艙壁折角處;(c縱艙壁與甲板相交處;(d槽型橫

艙壁與底凳相交處;(e底凳與內底相交處;(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材與甲板縱骨、外底縱骨相交處;(i高應力區(qū)域開孔

處。253有限元模型

2.5.3.1艙段整體模型應按照2.2節(jié)要求進行,細化網格模型應滿足225要求。

253.2采用子模型方法細化時,子模型的最小范圍是:子模型的邊界對應于相鄰主要

支撐構件所在的位置。

2.5.3.3對于252(2中e~h部位，如果細化網格尺寸不足以模擬結構細部，則可

采用更小的網格尺寸。

2.5.4細化網格強度標準

2.5.4.1細化網格尺寸為1/4骨材間距時,以粗網格應力衡準的1.2倍為許用應

力。254.2當按253.3采用更小的網格尺寸,2.5.4.1應力衡準適用于與之規(guī)定尺寸

的單個單元相當?shù)膮^(qū)域中所包含的所有單元的平均應力。

第3章整船結構強度直接計算

3.1一般規(guī)定

3.1.1對于船長在350米及以上的礦砂船，應進行整船結構強度直接計算。對于

船長在30()米及以上的礦砂船,一般應采用整船結構直接計算方法對其貨艙區(qū)主要

結構的強度進行評估。

3.1.2對擬采用直接計算法進行整船主要結構總體強度(不包括扭轉強度評估的

礦砂船，其計算模型、載荷工況及載荷計算、強度衡準可按本指南的規(guī)定。

3.1.3整船結構強度有限元直接計算流程見圖3.1.3。

圖3.1.3整船結構直接計算流程圖

第21頁

3.2結構有限元建模

3.2.1有限元模型范圍

整船三維有限元模型應覆蓋整個船長、船寬范圍的船體結構,包括所有的船體

主要構件,如甲板結構、舷側結構、雙層底結構、橫艙壁、內殼縱艙壁、腦腱結構

等;機艙內主機、上層建筑、尾軸等可以作適當簡化處理;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321所示。

3.2.2坐標系

整船模型的總體坐標系采用右手直角坐標系，原點設在目標船縱中剖面內尾垂

線和基線相交處：

x軸:縱向軸，從船艇指向船艄為正；

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.典型礦砂船整船有限元模型

3.2.3有限元建模

323.1選擇單元類型應按照224.1的要求。主機、大型設備，可采用集中質量

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有限元網格劃分原則按照2.242的要求。并對貨艙區(qū)域以外結構，應符

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

一個網格,寬度方向不能大于兩個橫骨間距,并且與相鄰構件網格協(xié)調;其他主要構

件板單元的網格劃分,參照貨艙區(qū)網格劃分方法，以骨材、加強筋的實際位置作為

網格劃分依據(jù)，對構件連接區(qū)域、型線變化大的區(qū)域，可適當進行局部調整。

(2腦尖艙、艦尖艙及機艙，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)在艄解區(qū)域時,須保證該區(qū)域網格與貨艙區(qū)

具有相同的精度。

第22頁

3.2.4細化網格模型

3.2.4.1整船有限元計算下列區(qū)域應力結果超過3.5.1規(guī)定的許用應力的95%時,

則應予以細化網格分析：

(1應力最大的橫向主要支撐構件:雙層底、邊艙、縱艙壁；

(2橫艙壁及相關底凳:槽條與底凳的連接部分應力最大處、底凳與內底的連接

部應力最大處；

(3內底與斜縱艙壁的連接部應力最大處:內底、斜縱艙壁、肋板、縱桁；

(4應力最大的艙口角隅處的甲板。

3.2.4.2細化分析模型可采用225.2的兩種方法。

324.3細化網格劃分應滿足225.3的要求。

325空船重量、重心調整

3.2.5.1調整原則

整船模型以艙段進行屬性定義，保證整船質量分布應與船舶靜水浮態(tài)相匹配。

總重力與總浮力的誤差不超過排水量的0.0001倍。且質心與浮心的縱坐標誤差不

大于0.0025L,橫向坐標誤差不大于0.001B。

325.2調整方法

(1對于陋裝、建模引起的差異,可以通過修改材料密度進行調整；

(2對于大型設備，如主機等,可采用虛擬梁單元或集中質量單元等方法進行調

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。一般應計算的裝載工況

見表3.3.1,如有隔艙裝載、多港等工況，也應考慮作為計算工況。

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上疊加相應的波浪載荷工況見表3.3.3。采用波浪載

荷預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、貨艙內貨物載荷和液艙內部的載荷。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

(

SSLCpgTzp=-

式中：

pS——海水密度，取1.025t/m3;

g——重力加速度，取9.81m/s2;

TLC——所考慮裝載工況下的吃水,m;

Z載荷點的垂向坐標,m，且應不大于TLC,見圖3.3.4.U

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1o

334.2貨艙內礦砂載荷

貨艙內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

起的靜壓力貨艙內礦砂的靜壓力由下式計算

（CSCCCDBpgKhhzp=+-

（2礦砂引起的慣性力

貨艙內礦砂由于船體運動產生的慣性力,由下式計算:

(((0.250.25CWCXGYGCZCDBpaxxayyKahhzp=-+-++J1LJ

(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PCS-S(向下至內底板為正值，kN/m2,由

下式得出：

(sincossinCSSCCDBPghhzp\|/aa-=+-

波浪中礦砂由于垂向加速度引起的剪切載荷PCW-S-V(向下至內底板為正值，

kN/m2,由下式得出：

(sincossinCWSVCZCDBPahhzp\|/aa—=+-

波浪中礦砂由于縱向加速度引起的剪切載荷PCWSL(向前為正值，kN/m2,由

下式得出：

((0.75cos0.75CXCDBCWSL

CXCDBahhzPahhzpap—+-(I

貨艙內縱向構件

貨艙內橫向構件波浪中礦砂由于橫向加速度引起的剪切載荷PCW-S-T(上風

舷為正值，kN/m2,由下式得出：

((YY0.750.75cosCCDBCWSTCCDBahhzPahhzppa-+-fl+-1I

貨艙內縱向構件貨艙內橫向構件

式中：

pc------礦砂密度,t/m3;g-------重力加速度，取9.81m/s2;(a\|/a22sinsinIcos-

+=CK

a-板與水平面之間的夾角，度;v——礦砂的休止角，取為35°;

aX、aY和aZ——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,由載荷預報直接計算得到,具體參見附錄1;

xG、yG------所考慮貨艙形心在全局坐標系中的X,Y坐標,m;x,y,z-------

計算點在總坐標系下的船長、船寬和垂向坐標,m;hDB——雙層底高度,m;

hC——所考慮裝載工況下礦砂上表面距離內底板的高度,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

3.342(1,船

長方向認為均勻分布、沿橫向為拋物線方程：

OCshzh=+

h()——貨物連線至內底的距離,根據(jù)該艙的載貨量、貨物密度以及橫剖面形

狀計算,m;zs——貨物頂面至連線的距離,m;

2

2(1syzhb

=x-

b=B1/2,B1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=tan2

b

拋物線部分的面積為:

A=22

tan3

bw

圖334.2(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，礦砂上表面應以艙壁為界限的

貨艙內，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

3.342(2。

12Chhh=+

式中：

h1頂?shù)市卑逑卵刂羶鹊椎木嚯x,m;

h2頂?shù)市卑逑卵刂霖浳锏刃矫娴母叨?m，根據(jù)該艙的頂?shù)?、甲板?/p>

艙口圍形狀計算：

C

HC

LBVh22=

VHC——頂?shù)市卑逑卵匾陨现僚摽趪涎氐呢浥擉w積,m3;

B2——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?/p>

點處貨艙寬度；

CL——貨艙長度,m;

圖3.3.4.2(2貨物頂面等效形狀

3.343液艙內的液體載荷

液艙內液體載荷包括液體如壓載艙內壓載水和油艙內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：

(BSLtopairpgzhzp=+-

(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行計算：

((([]

zhzayyaxxapairTOPzyxLBW-++-+-=00p

式中：

Lp------液體密度,t/m3;

TOPz——正浮工況下液艙頂點的Z坐標,m;airh——空氣管或溢流管高度,

m;

ax、ay和az——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,由載荷預報直接計算得到,具體參見附錄1;

x,y,z------計算點在總坐標系下的坐標,m;

x0,y(),z0------參考點坐標,m,見圖3.34.3(1-圖3.3.43(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垂向加速度產生的液艙內部壓力

V-VI

?A

圖3.3.4.3(2橫向加速度產生的液艙內部壓力

注:壓載艙設計為徑流法作為壓載水交換的方法，則參考點z0應取在艙室空氣

管/溢流管的頂點位置處。

圖334.3(3縱向加速度產生的液艙內部壓力

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構質量（不包括貨物、壓載水等質量組成的質量

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

及動平衡調整來實現(xiàn)。整船動平衡調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,船體梁模型應處于動平衡狀態(tài),

此時的外部水動壓力應與空船慣性力和貨物載荷相平衡。對每一種載荷工況，應計

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

不超過排水量的2%。在進行結構有限元分析以前,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行結構強度分析時，需要對一個節(jié)點進

行6個自由度的約束（虛支座。針對該支座，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，然后將加速度轉化為慣性力反向施加到每個節(jié)點上,由此構

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，可通過設定參考點進行邊界約束。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（縱中剖面處在船腦（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應力衡準

3.5.1整船有限元應力衡準

3.5.1.1板材（包括桁材腹板的許用應力為：

flKe/2359.Ox=oN/mm2

3.5.1.2梁單元的許用應力為：

口Ka/2359.Ox=cN/mm2

3.5.2局部有限元細化的應力衡準

3.5.2.1細化網格尺寸為1/4骨材間距時,細化網格模型的應力衡準應取為整船

有限元許用應力的1.2倍。

352.2細化網格尺寸為1/8骨材間距時,細化網格模型的應力衡準應取為整船

有限元許用應力的1.4倍。

第4章疲勞強度評估

4.1一般要求

4.1.1本章要求適用于船長150m及以上，設計壽命為25年的礦砂船進行疲勞強

度評估。

4.1.2貨艙區(qū)域縱向構件應按照CCS《船體結構疲勞強度指南》的要求進行名

義應力法的疲勞強度評估。

4.1.3貨艙區(qū)主要構件熱點應力疲勞強度評估按照本章要求進行。評估部位為

縱艙壁與內底連接處。

4.1.4艙口角隅疲勞強度評估按照本章4.6節(jié)要求進行。

4.2有限元建模

4.2.1整體艙段有限元模型應滿足2.2節(jié)要求，模型范圍應滿足222.2要求。

4.2.2熱點區(qū)域精細網格應滿足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滿足2.533要求。

424邊界條件

4.2.4.1模型兩端應按表4.2.4.1(1和表4.2.4.1(2要求簡支。端部兩剖面的縱向

構件節(jié)點應與位于中心線上中和軸處的獨立點剛性關聯(lián)，見表424.1(1。兩端獨立

點應按表424.1(2約束。

兩端的剛性關聯(lián)表424.1(1

獨立點的支撐條件表4.2.4.1(2

4.3工況與載荷

4.3.1裝載工況

4.3.1.1疲勞強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，應于考慮的載荷工況為：

(a與EDW“H"對應的"H1”和“H2”(迎浪

(b與EDW"F"對應的“F1”和“F2”(隨浪

(c與EDW“R”對應的“R1”和“R2”(橫浪

(d與EDW“P”對應的“Pl”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合，見表4.3.1.3o

第33頁

疲勞強度評估的計算工況表4.3.1.3

注:aT:型吃水;TNB:正常壓載工況下吃水;THB:重壓載工況下吃水。

備注:1計算干貨壓力時,貨物密度應取MH/VH。

2僅當中間艙不被指定為壓載艙時，該工況才要求。

3僅當中間艙被指定為壓載艙時，該工況才要求。

4空艙位置應根據(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

(02346001.580.47pBafCL

L)

=-\)

式中：

fp——與概率水平對應的系數(shù)，疲勞強度評估取0.5。CB方形系數(shù)。

4.3.2.2橫搖周期TR,s，和橫搖單幅值，deg，由下式得出：

GMkTr

R3.2=

((兀

075025.025.19000+-=

BkfTb

PR

式中：

kb------系數(shù)，?。?/p>

kb=1.2，無船:龍骨的船舶;kb=1.0，有毗龍骨的船舶;

kr——橫搖回轉半徑,m，沒有確切數(shù)值時,按下式計算:kr=0.35B輕貨均勻滿

載kr=0.42B重貨均勻滿載kr=0.45B正常壓載kr=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TP,s，和橫搖單幅值①,deg，由下式得出：

gTP兀入2=

4

960B

P

CV

Lf=O

式中06(1LC

S

TLTX=+

4.3.2.4垂蕩引起的加速度,m/s2,由下式得出：

第36頁

gaaheave0=

432.5橫蕩引起的加速度,m/s2,由下式得出：

gaasway03.0=

4.3.2.6縱蕩引起的加速度,m/s2,由下式得出：

gaasurge02.0=

43.2.7任意一點的縱向、橫向和垂向加速度參考值由下式得出：?縱向xpitch

XPsurgeXSXGXaCaCgCa++=<Dsin?橫向yrollYRswayYSYGYaCaCgC

a++=0sin?垂向zpitchZPzrollZRheaveZHZaCaCaCa++=

式中:CXG,CXS,CXP,CYG,CYS,CYR,CZH,CZR和CZP為載荷組

合因子，見表4.327。

載荷組合因子表4.3.2.7

apitchx------縱搖引起的縱向加速度，m/s2

第37頁

RTaPxpitch2

2180IIJI

=7171

arolly------橫搖引起的縱向加速度，m/s2

RTaRyroll2

21801IJI

arollz------橫搖引起的垂向加速度,m/s2

yTaRzroll2

2180IIJI

1/=兀兀0

apitchz------縱搖引起的垂向加速度m/s2

(

LxTaPzpitch45.021802

-Iu

其中(0.45xL-應取不小于0.2L;

min(

,422

LCTDDRz=-+4.3.2.8靜水彎矩應不小于下式計算得到的值,kN.m;如由設計

者規(guī)定，可考慮更大的值。

?中拱工況：

23,,175(0.710SWHWBWVHMCLBCM-=+-

?中垂工況：

23,,175(0.71OSWSWBWVSMCLBCM-=+-

式中:HWVM,和SWVM,是垂向波浪彎矩,kN-m,定義見432.9。4.3.2.9

垂向波浪彎矩,kN-m,按下式公式得到：

?中拱工況:

23

,19010WVHMPWBMFfCLBC-=

?中垂工況：

23

,110(0.710WVSMPWBMFfCLBC-=+

式中：

第38頁FM——分布因子(見圖233.3。

4.3.2.10垂向波浪剪力,kN，按下式公式得到：

230(0.710WVQPWBQFfCLBC-=+

式中：

FQ——表4.3.2.10所定義的正剪力和負剪力分布因子(見圖4.3.2.10。

分布因子QF表4.3.2.10

7

圖4.3.2.10分布因子FQ

4.3.2.11水平波浪彎矩,kNm，按下式公式得到：

第39頁2(0.32000WHMPWLCBLMFfCLTC=+4.3.2.12波浪扭矩,

kN-m,按下式公式得到：

(21WTWTPWTMMfM+=

式中：

2

110.4WTWBTMCBDCF=

2220.22WTWBTMCLBCF=

FT1,FT2——分布因子，定義如下：

2sin(lLx

FT兀=

(sin22Lx

FT7i=

4.3.2.13外板上任何一點的總壓力p,kN/m2,應由下式得此且不應為負值:

WSppp+=

式中：

pS——靜水壓力,定義見(1;

pW——視具體情況而定，與(2,(3或(4所定義的水動壓力相等的波浪壓力,并

按(5修正。

(1靜水壓力,對各裝載工況,外板上任何一點對應于靜水中吃水的靜水壓力Sp,

kN/m2,由表4.3.2.13(1中公式得出(見圖4.3.2.13(1。

靜水壓力pS表4.3.243(1

第40頁

圖4.3.2.13(1靜水壓力pS

(2對于載荷工況Hl、H2、Fl和F2,水線以下外板上任何一點的水動壓力H

p和Fp,kN/m2,應按表4.3213(2得出。壓力pF2分布示意圖見圖4.3.2.13(2。

載荷工況Hl、H2、F1和F2的水動壓力表4.3.2.13(2式中：

12(1253++-+=iLCinlpHFByTzLLCffpX;K0.12<i

By

,z應取不大于LCiT

nlf:考慮非線性影響的系數(shù)，?。?/p>

nlf=O9,對10-8概率水平

nlf=1.0,對10-4概率水平

k——沿船舶縱向的幅值系數(shù)，?。?/p>

3

5.021(121-+=L

xBy

CkB,對5.0/0.0<<Lx

3

5.043(6

1-+=L

xByCkB,對0.1/5.0<<Lx

kp——沿船舶縱向的相位系數(shù)，取:

第41頁

25.0

5.02cos(25.1(+—=S

LCSLC

pTTLLxTTk兀，對局部強度分析(非滿

載工況，直接強度分析和疲勞強度評估

pk=-1.0,對局部強度計算(滿載工況

X------波長,m，?。?/p>

LTTS

LC

1(6.0+=X，對載荷工況H1和H2

LTTS

LC

321(6.0+=兒對載荷工況F1和F2

圖4.3.2.13(2船中處水動壓力pF2的分布

(3對于載荷工況R1和R2,水線以下外板上任何一點的水動壓力Rp,kN/m2

，應

由下列公式得出。壓力IRp的分布示意圖見圖4.3.2.13(3。

12(12588.Osin10(l+-++=By

LLCfyfppnlRXO

12RRpp-=

式中:

fnl考慮非線性影響的系數(shù)，取:

nlf=0.8,對10-8

概率水平

nlf=1.(),對10-4概率水平

2

2RTg

兀九=

y——載荷點Y坐標,m，左舷取為正值

第42頁

圖4.3.2.13(3船中處水動壓力pR1的分布

(4對于載荷工況P1和P2,水線以下外板上任何一點的水動壓力pp,kN/m2

，應

由表4.3.2.13(3得出。壓力Ipp的分布示意圖見圖432.13(4。

載荷工況P1和P2的水動壓力表4.3.2.13(3

式中：

2

32(125

5.4B

yTz

LLCffpLCinlpp+?+=九

nlf——考慮非線性影響的系數(shù)，取：

nlf=0.65,對10-8

概率水平

nlf=1.0,對10-4概率水平

LTTS

LC

4.02.0(+=入

y------載荷點Y坐標,m，定義見[1.4.1];

第43頁

圖4.3.2.13(4船中處水動壓力Ipp的分布

(5對于水線處的正水動壓力(載荷工況Hl、H2、Fl、RkR2和Pl,舷側處

水線以上的水動壓力CWp,,kN/m2,由下式得出(見圖4.3.2.13(5:

?(,,zTgppLCiWLWCW-+=p,LCiWLCiThzT+<<

?0,=CWp,對LCiWThz+N

式中：

WLWp,——所考慮載荷工況下在水線處的正水動壓力gphWL

WWp,=

對于水線處的負水動壓力(載荷工況Hl、H2、F2、RI、R