3500t级浮船坞结构有限元结构强度计算
浮船坞船舶进坞时的强度简化计算方法
k ( 1+ 6), 其中, k = k1 k2 为 综 合 刚 性 系 数
IC
k1 + k2
(船坞桁架刚性系数 k1 由船坞出厂文件查取, 龙骨
墩刚性系数 k2 按公式 ( 3) 计算确定 )。
lk 为大 型船舶坐 墩的墩船 龙骨道长 度; MC ∀,
N C ∀, MC #, N C #为龙骨墩船道首尾端处的总弯矩及
-
d0 #+
dC ln
#+
d
8
# ,
( 7)
式中: d0 ∀、 d0 #为空船坞重量在墩船龙骨道首尾端
处平底水箱上的分配量; dC ∀+ d8 ∀, dC #+ d8 #为其
K ey w ord s: floating dock; streng th; ca lculat ing m ethod
1 前言
浮船坞作为漂浮在海上的大型船舶修理设施, 本身既 具有船舶的一般性能 ( 浮性、稳性、抗沉 性、机动性等 ), 又具有与其功能相适应的使用特 点。一般的 浮船 坞可 分为 船坞 ( 包 括墩 船 平台、 坞墙、坞塔等 ) 和坞底浮箱组 ( 含注、排水系统 ) 两大组成部分, 船坞作为船舶进坞后的修理、保养 工作平台, 而坞底浮箱组, 则是用来通过对其进行 注、排水操作, 来实现船坞的吃水改变。
强度计算、船坞的可变压载计算等。在存在船舶首
尾端外悬伸出, 可能会引起船体或墩船平台局部变 形时, 应对龙骨首尾墩进行补充压载试验。为了减 轻首尾端作用, 应合理地进行船坞配载, 在确定首 尾龙骨墩的压力强度和在计算总弯矩和剪切力时, 应当考虑到压载载荷的影响。
首尾龙骨墩的压力强度 r1、 r2 可近似地用下列 公式计算:
2600t级浮船坞结构有限元结构强度计算
2 所示。
2．计算载荷
（1）舷外水压力
舷外水压力载荷按船舶在波浪上（波峰在中和波谷在中）
处于平衡状态时舱段的浸水波面确定，也可按计算工况静水
平均吃水加半波高和减半波高的波面确定，并施加在模型浸
湿表面的板单元上。本船坞航区为 B 级航区，波高 h=1.5m，
收稿日期：2019-05-25 作者简介：崔 健，山东省青岛船舶检验技术服务中心。
LC3 抬船作业状态
抬船压力、自重
波高
舷外水压力、压载舱内水压力、 静平均吃水+半波
LC4 抬船作业状态
抬船压力、自重
高
舷外水压力、压载舱内水压力、 静平均吃水 半
LC5 最深下沉状态
自重
波高
2.596 1.35 2.85 6.85
舷外水压力、压载舱内水压力、 静平均吃水+半波
LC6 最深下沉状态
波高。
B 级航区 LC2 停泊状态时下：静水平均吃水 d=1.846m，
B 级航区半波高为 0.75m，舷外水压力 PS=ρg（d1 z） =9.8（2.596 z）kN/m2 式中： d1 —水平均吃水加半波
高。
B 级航区 LC3 抬船作业状态下：静水平均吃水 d=2.1m，
B 级航区半波高为 0.75m，舷外水压力 PS=ρg（d1 z） =9.8 （1.35 z）kN/m2 式中： d1 —静水平均吃水减半
d=7.6m，B 级航区半波高为 0.75m，舷外水压力 PS=ρg
（d1 z） =9.8 （6.85 z）kN/m2 式中： d1 —静水平
均吃水减半波高。
B 级航区 LC6 最深下沉状态状态下：静水平均吃水
d=7.6m，B 级航区半波高为 0.75m，舷外水压力 PS=ρg
分段型内河浮船坞连接装置设计及结构强度计算
分段型内河浮船坞连接装置设计及结构强度计算分段型内河浮船坞连接装置设计及结构强度计算引言分段型内河浮船坞是一种用于修船及建造船舶的设施。
为了确保分段型内河浮船坞的连接装置具备足够的结构强度，本文将进行相关设计及结构强度计算。
设计及结构强度计算设计目标：1.确保连接装置能够与分段型内河浮船坞有效连接，能够承受船舶的重量及外部力的作用。
2.考虑连接装置的可靠性，确保其能够长期使用。
设计步骤：1.确定连接装置的类型：根据分段型内河浮船坞的具体要求，选择适合的连接装置。
常见的连接装置有螺栓连接、焊接连接等。
2.进行结构设计：根据连接装置的类型，进行相应的结构设计。
确保连接装置具备足够的强度和刚度。
3.结构强度计算：根据设计结果，进行结构强度计算。
计算连接装置在正常使用条件下承受的最大载荷，并与材料的强度参数进行比较，确保连接装置具备足够的结构强度。
结构强度计算：1.计算连接装置的载荷：根据分段型内河浮船坞的设计要求，计算连接装置在正常使用条件下承受的最大载荷。
2.选择合适的材料：根据连接装置的要求，选择合适的材料。
常见的材料有碳钢、不锈钢等。
根据材料的强度参数，计算材料的承载力。
3.确定连接装置的数量和尺寸：根据连接装置的设计要求，确定连接装置的数量和尺寸。
根据连接装置的类型，计算连接装置在承载载荷时所需的面积或直径等尺寸信息。
4.计算连接装置的强度：根据连接装置的数量和尺寸，计算连接装置在承载载荷时的强度。
比较连接装置的强度与材料的承载力，确保连接装置具备足够的结构强度。
结论通过对分段型内河浮船坞连接装置的设计及结构强度计算，可以确保连接装置能够与分段型内河浮船坞有效连接，并具备足够的结构强度。
这对于分段型内河浮船坞的使用和维护具有重要的意义。
在实际应用中，还需要根据具体情况进行实施，并进行必要的监测和维护工作，以确保连接装置的安全可靠性。
28000 t多用途船首楼加强结构有限元强度分析
28000 t多用途船首楼加强结构有限元强度分析本文将针对一艘28000 t多用途船的首楼加强结构进行有限元强度分析。
首先，介绍该船的基本情况和首楼结构设计方案，然后，给出有限元模型和边界条件。
接着，进行计算，并分析其结果。
最后，提出一些建议和结论。
一、船舶基本情况该船为中国造船集团公司设计研究院设计，船长度为190.00m，船宽为32.26m，型深为18.10m，设计总吨位为28000t。
该船为多用途船，可用于散货运输、集装箱运输、油船等不同类型的货物运输。
首楼位于船头部分，是船体结构中较为重要的部分，需要进行加强以达到防护和支撑作用。
二、首楼结构设计方案为了提高首楼强度和稳定性，在船体设计中需要对首楼进行加强。
首先，在原有首楼结构基础上加装侧板，提高侧部强度；其次，加装绞刀柱和纵梁，提高纵向支撑能力；再次，加固首楼底板，增加底部强度。
三、有限元模型和边界条件在进行有限元分析前，需要建立一个精细的有限元模型。
首先，对整个船体进行数值化建模，包括船体的各个结构部分。
然后，按照首楼加强结构设计方案，对首楼部分进行加固，建立新的有限元模型。
接着，需要确定边界条件。
在进行有限元计算时，需要确定边界条件，以便进行一个完整的力学分析。
由于首楼位于船体的前部，处于海浪和风浪影响较大的区域，需要考虑风浪载荷的影响。
同时，还需要考虑船体的移动和弯曲等因素。
四、计算与分析在确定有限元模型和边界条件后，进行了有限元计算和强度分析。
在计算过程中，考虑了船体在不同风浪条件下的载荷，进行了强度分析和振动分析。
根据计算结果可以得出：首楼加强结构设计方案符合设计要求，能够提高船体的强度和稳定性。
在不同风浪条件下，首楼结构都有足够的强度和稳定性，能够保证船舶在航行时的安全性和稳定性。
五、建议和结论针对以上计算和分析结果，提出如下建议和结论：(1) 首楼加强结构设计方案符合设计要求，能够提高船体的强度和稳定性。
(2) 在进行船体设计时，需要综合考虑船舶的航行条件和使用要求，以便确定最佳的结构设计方案。
十七万吨级浮船坞结构有限元强度计算
摘要 ： 十七万吨级 浮船坞为超大 型浮船坞 ， 浮箱 由三段 组成 ， 其中首尾 浮箱与 中段 浮箱间的过 渡区结构 相对较 弱。文中选择 了典 型的载荷工况对浮船坞船体结构进行 了三维结构有限元强度计算 ， 计算出坞体及过 渡区结构 的变形 和应力 分布。计算表 明， 浮船坞结构强度满 足要 求 ， 强度足够 。 关键词 ： 船舶 ； 构 ； 结 强度 ； 限元 ； 有 船舶设计
首、 尾段 浮箱 间 的过 渡 区域结 构 相对 较 弱 。这 种 结 构属 我 国 目前浮 船 坞规 范 所指 的分离 型 ， 即坞 墙 为 连续而底 部 浮箱 是 非连续 结 构 。为 了确 保 浮船 坞在 设计 使用 作业 工况 下 的结 构强 度 ， 浮 船坞坞 体结 对 构进行 了三 维有 限元 计算 分 析 ， 得到 了坞 体 和 连接 处结 构 的变 形 和应 力 分 布 ， 过计 算 可使 设计 者 在 通 设 计 中了解 坞体 结 构 的强 度 特性 ， 证坞 体结 构 的使 用 安 全。 保
２ 十七 万吨级钢质浮船坞 的计算参数
２１ 浮船坞 的 主要 尺度 参数 ．
十七万 吨级 钢 质浮船 坞 的 主要 尺度 参数 如下 ： 箱长 ３ ７８ｍ， 墙长 ３０３ｍ。 浮 １．１ 坞 ０ ．１ 浮坞 内宽 ５ ． ｍ， ２０
收稿 日期 ： ０ ６ Ｏ 一 ２ ２ ０ 一 １Ｏ
１ 引 言
十 七万 吨级 钢 质 浮 船坞 是 我 国 目前最 大 的浮 船坞 ， 箱 长 ３０ 浮 箱 宽 ６ｍ， 承 担 ８１０ Ｅ 浮 ２ ｍ， ０ 可 ０ Ｔ Ｕ
集装箱船的进坞修船业务 。本坞 由两艘旧油船改建而成 ， 其中浮箱部分由中段浮箱和首 、 尾段浮箱三 段 组成 。中段 浮 箱 由一艘 巨型油 轮结构 改 建 ， 首 、 而 尾段 浮箱 由另一艘 较 小 的油轮 改 建而成 。所 以 ， 在
船舶结构强度直接计算中板单元应力的取法
32 . 06 89 . 27 44 . 89 93 . 92 44 . 87 93 . 00
- 32 . 99 - 42 . 79 - 46 . 19 - 56 . 01 - 46 . 20 - 46 . 42
- 35 . 93 - 20 . 04 - 50 . 31 - 34 . 65 - 50 . 32 - 77 . 43
3）正常载荷作用下，由板的局部弯曲引起的应 力与板的薄膜应力相比并不大。 1.2 测试模型
显然，作用在板上的横向载荷越大，板的局部弯 曲越大，上述!4 就越大。不考虑如砰击、晃荡引起 的局部动力载荷时，船舶结构中的板结构一般在外 底或内底所受的压力最大。
为了讨论和分析在有限元计算中，板的局部弯 曲应力对计算结果的影响，进行如下测试与分析。
1）受到骨架支持的板格，只要骨架有足够的刚 度而不失稳，板格表面小的局部屈服并不会引起其 承载力的明显减小和正常使用；
2）根据 3 种常规船型结构强度直接计算分析指 南中规定的建模准则，有限元网格沿横向按纵骨间 距或类似的间距划分，纵向按肋骨间距或类似的间 距划分，而板壳单元采用线性位移模式的 4 节点四 边形单元或 3 节点三角形单元，也就是说按照这样 的网格模型，由板的局部弯曲引起的弯曲应力是算 不出来的；
" 中面应力与表面应力
1.1 分析 船体是由许多构件组成的复杂结构，每一构件
各自承担 着 一 定 的 作 用，其 受 力 和 变 形 极 其 复 杂。 但它们具有的共同特点是，在承受外部载荷后，将顺 序地传递所受到的力，并发生相应的变形。构件在 受力和传力的过程中会受到多种作用，产生多种应 力。在传统的船体结构强度分析方法中，对于纵向 强力构件，习惯上把应力人为地区分为 4 种，即总纵 弯曲应力（!1）、板架弯曲应力（!2）、由纵骨弯曲引起 的应力（!3）和由板格局部弯曲引起的应力（!4），根 据各种构件在传递载荷过程中所产生的应力种类和 数目，用合成应力来校核其总纵强度。这种方法是 近似的和不合理的［3］。
3500t级浮船坞结构有限元结构强度计算
别为甲板边线处３００ｍｍ 和甲板中心处４００ｍｍ，
满足规范要求。
２ 有 限 元 模 型
２．１ 模 型 范 围 整船有限元板 梁 组 合 模 型 包 括 整 个 船 长、船
宽 、型 深 范 围 的 船 体 结 构 ，对 局 部 的 支 承 构 件 如 肘 板等 不 计 入 模 型 中，桁 材、肘 板 的 开 孔 忽 略 不 计，
浮船坞是一 种 将 船 舶 抬 出 水 面 进 行 修 理、检 查的特种工程船，也 可 用 于 船 舶 的 改 建 和 几 个 船 舶 总 段 的 合 龙 成 整 船 ，能 够 作 为 浮 动 的 造 船 、修 船 基地。它 本 身 既 具 有 船 舶 的 一 般 性 能 （浮 性、稳 性 、抗 沉 性 、机 动 性 等 ），又 具 有 与 其 功 能 相 适 应 的 使用特点 。 ［１］ 由 于 浮 船 坞 相 对 于 干 船 坞 而 言，具 有投 资 少、可 灵 活 移 动 等 优 点，历 来 被 人 们 所 青 睐 。 ［２］ 但是对于 浮 船 坞 而 言，由 于 其 船 型 尺 度 和 作业 工 况 特 殊，因 此 总 强 度、总 纵 强 度、横 强 度 等 结构要求 比 较 高 。 ［３］ 本 文 以 ３５００ｔ级 浮 船 坞 为 例，采用 ＡＮＳＹＳ整船建 模，对 使 用 中 最 危 险 的 ３ 种工况进行了三 维 有 限 元 计 算 分 析，得 到 了 各 工 况下坞体和连接 处 结 构 的 变 形 和 应 力 分 布，并 进 行 应 力 、变 形 强 度 评 估 ，为 坞 体 结 构 的 使 用 安 全 提 供了保障。
除设置水密横舱 壁 外，还 在 每 一 压 载 水 舱 中 设 置
１ 道 非 水 密 支 撑 舱 壁 ，以 保 证 横 向 强 度 。
30 000 DWT散货船货舱段结构强度有限元计算
第2期(总第119期)船舶设计通讯N O．2(Ser i al N O．119) 2008年l1月J O U R N A L O F S H I P D E SIG N N o vem be r2008--●●_●●__●__●__l_●-_●-●___l_-●-__--_●-_-●-____●__-I●●l-●I●-I-II l l●-_●●●_-●_--●-●_●_-___●●●●-__-__l●___I●_-●-l_-●●-●l-30000D W T散货船货舱段结构强度有限元计算詹明珠王新宇【摘要】利用M SC Pat ran，N ast r an和英国劳氏船级社(L R)的S hi pRi ght SD A软件对30000D W T散货船进行货舱段结构强度直接计算，使其满足散货船共同结构规范直接强度分析的要求。
利用整体舱段的粗网格模型计算结果．建立子模型划分精细网格进行结构细部疲劳评估。
[关键词】散货船共同结构规范；有限元计算；疲劳评估【中图分类号]U661．43[文献标识码】A[文章编号】1001--4624(2008)02-0037．--05Fi ni t e E l em ent C al cul at i on on C ar go St r uct ur e St r engt hf or30000D W T B ul k C ar r i erZ han M i ngz hu W ang X i nyuA bs t r act：Thi s paper i nt roduce s t he f i ni t e el em ent c al cul a t i on of c ar go hol d st r uct ur e s of30000D W TB ul kC ar r i er．w hi ch m eet s t he r eq ui r em ent of C om m on St r uc t ure R ul es For B ul k C ar der s by usi ng M S C Pa t r an／N as t r an and Shi pR i ght SD A．B y i m port i ng r e sul t s f r om t he gl obal m odel，s om e sub-m odel s w i t h very f i ne m e sh ar e creat ed t o do fa t i gue as s es sm ent of st r uc t ur e detai l s．K e yw or ds：C om m on S t ruct ur e R ul es For B ul k C ar r i er s；f i ni t e el em ent anal ysi s；f at i gue as ses s m ent^■●■-_一U刖罱为防止各船级社在最低安全标准上可能出现的竞争，基于1M O对“目标型标准”新造船要求的设想，散货船共同结构规范…(C S R)应运而生，并于2006年4月1日正式生效并实施。
船舶结构强度有限元计算分析中的技巧
船舶结构强度有限元计算分析中的技巧陈有芳、章伟星中国船级社北京科研所船舶结构强度有限元计算分析中的技巧Skills of Ship Structural Strength Analysis By FEM陈有芳、章伟星（中国船级社北京科研所）摘要：在对船舶结构进行有限元计算分析和评估中，一般采用的是舱段板梁模型，不可避免要面临应力的选取问题。
对于弯曲板单元，有限元计算输出的应力包括上下表面的应力，我们在评估中一般采用中面应力作为工作应力，中面应力应该是上下表面应力的平均，如果在实际操作中采用上下表面应力的平均的方法来得到中面应力，将比较麻烦，也不直观。
本文对在船舶结构有限元分析评估中采用中面应力作为工作应力的原理、方法以及如何在MSC.Patran中如何得到中面应力的技巧做一介绍，供船舶结构分析工程师参考使用。
并做了一些测试和分析。
关键词：船舶结构有限元强度中面应力 MSC.PatranAbstract: In analyzing and evaluating of ship structures by FEM, a plate-beam FE model within holds is generally used and it is unavoidable to solve how to select the stress used. For bending plate, the output stresses include the stresses of up-surface and lower-surface, but in ship structure strength analysis, the mid-surface stress is used as applied stress in general. As we know, the mid-surface stress is the average value of up-surface stress and the lower-surface stress. It is discommodious to obtain the mid-surface stress by the up-surface stress and lower-surface stress in practice. The paper introduces the theory and method of using the mid-surface stress as the applying stress in ship structure strength analysis, and the skills about how to obtain the mid-surface stress in MSC/PATRAN. Some tests and analysis have also been carried in this paper.Keys:Ship Structure Finite Element Strength Mid-surface Stress MSC.patran1 概述一般来讲，对承受面外压力的板进行强度校核时，应对板的上下表面应力进行校核，相应的强度标准也是对应的上下表面应力，这些均应该建立在能对板的应力精确计算的基础上。
30000吨多用途船船体舱段强度的有限元计算分析_英文_
第4卷第6期船舶力学V ol.4N o.6 2000年12月Journal of Shi p M echanics Dec.2000Finite Element Calculation of Three Dimensional H oldSection Stren g th of30000DWT Multi p ur p ose Shi pCHEN Qin g-q ian g,J IANG Nan,ZHU Shen g-chan g(China Shi p S cientific Research Center,Shan g hai200011,China)HU Jin-tao,WU Bin(Shan g hai Shi p Desi g n&Research Institute,Shan g hai200032,China)Abstract:In this p a p er,w e calculate and anal y ze the stren g th of the hold fram e of a30000DWT multi p ur2 p ose shi p b y3D F.E.M.Accordin g to direct calculation of G L Rules,the influence of lon g itudinal bendin g m om ents must be taken into account to g ether w ith the local loads of hull sections such as h y drod y nam ic p res2 sure,car g o load and g ravit y load.T he hull structure stresses and distortions are calculated under ballast,full and derrick o p eratin g load conditions.T he calculations indicate that the shi p stren g th can be ensured suffi2 cientl y accordin g to direct calculation of G L Rules.K e y w ords:finite element;hold section;srten g th;multi p ur p ose shi p;G L R ules1I ntroduction30000DWT multi p ur p ose shi p belon g s to a shi p for which there is an extensive dem and in the international m arket.T his t y p e of shi p either servers as a bulk carrier or as a containershi p.In com p arison w ith other t y p es of shi p,the hull structure of this shi p has its own features,such as lar g e deck o p enin g s,central lon g itudinal bulkhead at m id shi p.F or the structure features of this multi2 p ur p ose shi p,three hold sections are selected from N o.3to N o.5holds and anal y sis of three-dim ension hold section stren g th in the t y p ical o p eratin g m odes is carried out.B y usin g structural finite elem ent calculation and anal y sis of three-dim ensional hold section,the stress level and the stress distribution m a y be obtained and the hold section stren g th m a y be evaluated for the m ain hull of30000DWT multi p ur p ose shi p,so that the desi g ners m a y distribute the m aterials m ore reasonabl y and take necessar y m easures a g ainst the hi g h stress p ositions to av oid dam a g es to the hull structure in navi g ation.H old section anal y sis is an effective w a y in the direct calculation of the hull structure.T w o t y p ical load conditions,this is,full y-loaded de p arture and ballast arrival are selected to check the stren g th of three-dim ensional hold section in the hull structure.T he stren g th calculation and anal y sis are p erform ed for the calculated hold sections in the o p eratin g m odes when these hold sections are sub j ected to local load onl y and the concurrent action of the g irder bendin g m om ent and local load.2Princi p al p articulars of the hull and featuresT he30000DWT multi p ur p ose shi p is of double-bottom and double-shell structure and con-Received:2000-06-15tains five car g o holds for the containers.E ach hold m a y be divided into left and ri g ht half hold and either bulk car g oes or containers u p to six store y s m a y be loaded in the car g o hold.As for finite elem ent stren g th calculation of three hold sections ,three hold sections betw een N o.41and N o.145hold sections are selected to p erform calculation and anal y sis.T he p rinci p al p articulars of this shi p hull is g iven below:Overall len g th L =192.90mLen g th betw een p er p endicularsL p p =182.0m M olded breadthB =27.8m M olded de p thD =15.5m Calculated draftT =11.2m S p eedV =20.2kn Dis p lacem entΔ=42233.9t Block coefficient C b=0.723O p eratin g modes for anal y sis3.1Load conditionsExternal loads de p end on the fact that the hull is sub j ected to m ore heavil y t y p ical load condi 2tions.Basicall y ,this shi p is sub j ected to tw o load conditions ,i.e.full draft de p arture condition ,ballast de p arture condition.In the full draft de p arture condition ,three m iddle holds are loaded w ith car g oes ,fore and aft holds are em p t y holds ,ballast com p artm ent is in li g ht condition and the shi p is in sa gg in g condition ;in the ballast de p arture condition ,the shi p is loaded w ith no car g o ,ballast com p artm ent is full y loaded w ith ballast w ater and the shi p is in ho gg in g condition.T herefore ,these tw o load conditions are selected to be the load o p eratin g m odes ,servin g as the o p eratin g m odes for calculation under the action of the sa gg in g (ho gg in g )w ave bendin g m om ent to check the hold sec 2tion stren g th of the hull under the concurrent action of the g irder bendin g m om ent and the local load.In accordance w ith G L rules and Re g ulations ,it is necessar y to check the stren g th of hold section of the hull in tw o o p eratin g m odes in which the hold section is sub j ected to the load onl y w ithout reference to the action of the g irder bendin g m om ent.Because the shi p is re q uired w ith derricks at tw o transverse bulkheads ,the force and the bendin g m om ent p roduced b y them are g reater and w ill exert som e influence on the local p ositions in the hull ,hence ,in the loadin g o p er 2atin g m ode ,hold section stren g th of the hull is calculated a g ain to take into account the influence of the derricks.3.2O p eratin g modes for anal y sis(1)T he first o p eratin g m ode :full y -loaded de p arture and concurrent action of sa gg in g bendin g m om ent and hold section load.(2)T he second o p eratin g m ode :full y -loaded de p arture and the action of hold section load.(3)T he third o p eratin g m ode :full y -loaded de p arture and the action of hold section load and derrick load.52船舶力学第4卷第6期第6期Chen Q in gq ian g et al:F inite E lem ent Calculation (53)(4)T he fourth o p eratin g m ode:ballast de p arture and concurrent action of ho gg in g bendin g m om ent and hold section load.(5)T he fifth o p eratin g m ode:ballast de p arture and the action of hold section load.4Three dimensional finite element structure model4.1Determination of coordinate s y stemT he coordinate s y stem determ ined in this com p utational m odel is selected on the central lon g i2 tudinal section,the ori g in of coordinates is taken at the intersection p oint of the aft p er p endicular and the base line and on the basis of the ri g ht-handed coordinate s y stem law,X ax is(lon g itudinal) is in the bow direction,Yax is(transverse)is in the p ort direction of the shi p and Z ax is(vertical) is in the u p w ard direction to the deck.4.2Finite element model and boundar y constraintOn the hold sections of30000DWT multi p ur p ose shi p,all structures such as decks,bulkheads, bottoms and sides are m odeled and the finite elem ent m odel m ainl y consists of p late elem ents and beam elem ents.T hree inte g ral holds in N o.41to N o.145car g o hold area are selected in the cal2 culation of the finite elem ent m odel and the ri g id bulkheads are set at tw o ends of the transverse bulkhead for the boundar y constraints.In the calculation of local stren g th,the constraints are set at the bottoms and on the sides of N o.69and N o.sections and the sim p l y su pp orted ends are set at the ri g id bulkheads of tw o ends of the m odel.In the calculation of takin g into account the action of the g irder bendin g m om ent,the ri g id constraint is m ade at the ri g id bulkhead of the ri g ht end(at the p lace where X value is g reater) of the m odel and the bendin g m om ent and the shearin g force m a y be exerted on the ri g id bulkhead of the left end(at the p lace where X value is less)of the m odel and a certain node at the left to the central p lace of the cross-section of the hull beam.T he ri g id bulkhead consists of p late elem ents and beam elem ents and bendin g and torsion m om ent of inertia of the beam elem ent in tw o directions m a y take the sam e order of m a g nitude as that of the m om ent of inertia of the hull beam.T w o m odel ends and ri g id bulkheads onl y act as the boundar y conditions and no stren g th evaluation is m ade in the calculation.F i g.1shows the discrete dia g ram of three-dim ensional finite elem ent m odel for three-hold section structure of the hull.4.3T yp es of finite element model4.3.1Quadrilateral and trian g le p late elem entsT hese elem ents are g enerall y used in deck(p latform)p late,inner bottom p late,outer bottom shell p late,side p late,bulkhead p late,etc of the discrete hull.In addition,the discretization of bot2 tom keel and the w ebs of structural com p onents such as floor p late,side fram e m a y be realized in the form of the p late elem ent.4.3.2Beam elem entsT hese elem ents are norm all y used in the transverse beams on the sides,the strin g ers and the fram es for su pp ortin g the containers,etc.F i g .1T hree -dim ensional finite elem ent m odel for three -hold section structure of the hull4.3.3Bar elem entsT hese elem ents are used to set the boundar y constraint conditions in p erform in g the local stren g th calculation.4.4Sizes of finite element modelT here are m ore than 16000m odel nodes for calculatin g the three -dim ensional finite elem ent structure of the whole shi p hull.T he elem ents are divided into 22batches totalin g 31993elem ents and am on g them there are 14batches of p late elem ents am ountin g to 17745which are the p rim ar y elem ents for the m odel calculation ,7batches of beam elem ents am ountin g to 14240,a batch of bar elem ents am ountin g to 8.T he e q uations used to calculate the finite elem ent m odel of the structure total 65952(F i g .2shows the finite elem ent m odel of t y p ical cross -section structure of the m ain hull ).F i g .2T he finite elem ent m odel of t y p ical cross -section structure of the m ain hull4.5Boundar y force calculation in hold section anal y sisIn accordance w ith the direct calculation of G L Rules and Re g ulations ,the calculation and anal y sis m ethod for three -dim ensional finite elem ent of the hold section are re q uired to check the stren g th of hull hold section under the su p er p osition influence of the g eneral hull stren g th.It w ill be54船舶力学第4卷第6期necessar y to take into account the bendin g m om ent and the shearin g force for the g eneral hull stren g th,that is,in the direct calculation and anal y sis of finite elem ent m odel of three hold sections, the central p art of the m iddle hold is re q uired to have the stated bendin g m om ent value for the g eneral hull stren g th and the bulkhead p lace is re q uired to re g ulate the calculation of the hull boundar y force to determ ine the shearin g force value and the bendin g m om ent value new l y exerted on the boundar y.All actin g forces on the three-dim ensional finite elem ent m odel of the hold section, includin g the load force of the container car g oes,static w ave p ressure,d y nam ic p ressure,etc are g iven in the form of the concentrated nodal forces.T he si g n of the nodal forces is the sam e as the g lobal coordinate s y stem OXY Z.T he balance relation of all forces and m om ents actin g on the hold section m a y be ado p ted to determ ine the shearin g force and the bendin g m om ent added to the left end of the ri g id bulkhead.5Calculation of hull stren g th5.1Checkin g standardT he stresses obtained from the calculation are g enerall y resolved into the norm al stresses in X and Ydirections and the shearin g stress in XYdirection.T he stresses described in this re p ort refer to the nom inal stresses unless other noted and the nom inal stress is derived b y the follow in g ex p res2 sion:σ0=σ2x+σ2y-σxσy+3τ2x ywhereσ0:the resultant stress in the elem ent p lace;σx:the nom inal stress in the elem ent p lace and in X direction;σy:the nom inal stress in the elem ent p lace and in Y direction;τx y:the shearin g stress in the elem ent p lace and in XY direction.Stress discrim ination is usuall y m ade b y takin g the stress center of the q uadrilateral elem ent or trian g le elem ent as the standard,therefore,the stresses listed in the dia g rams are the stresses actin g on the elem ent center.Accordin g to the direct calculation of G L Rules and Re g ulations,(a)In consideration of the cou p lin g action of hull g irder bendin g m om ent,the stress in each structure com p onent of the hull hold section should not be g reater than the follow in g value:σ0= 230/k MPa.where k is a coefficient for comm on steel k=1.0,σ0=230MPa and for hi g h stren g th steel AH36 and DH36k=0.72.(b)T he stress in each structural com p onent of the hull hold section onl y sub j ected to the local load of the hull hold section should not be g reater than the follow in g value:σ1,σq=150/k MPaτ=100/k MPawhereσ1is the lon g itudinal bendin g stress of each structural com p onent sub j ected to the local load,第6期Chen Q in gq ian g et al:F inite E lem ent Calculation (55)σq is the transverse bendin g stress of each structural com p onent sub j ected to the local load andτisthe shearin g stress of each structural com p onent sub j ected to the local load.F or comm on steelσ1,σq=150MPa,τ=100MPa,and for hi g h stren g th steel AH36and Dh36σ1,σq=208.3/k MPa,τ=138.8/k MPa.(c)Checkin g u p should be based on the p erm issible stress(a)for anal y zin g the first and the fourth o p eratin g m ode and checkin g u p should be based on the p erm issible stress(b)for anal y zin g the second and the fifth o p eratin g m ode.5.2The first o p eratin g mode:full y-loaded de p arture and concurrent action of sa gg in gbendin g moment and hold section loadT his o p eratin g m ode is the o p eratin g m ode for shi p o p eration and a t y p ical o p eratin g m ode.Because the resultant bendin g m om ent is a g reater value,the g eneral stress level is g reater.It is reco g nized b y calculatin g that the stress distribution is less influenced b y the car g o w ei g ht load and the h y drod y nam ic p ressure of the hull,but influenced p rinci p all y b y the g irder bendin g m om ent.In this o p eratin g m ode,the deck stress is m ore uniform l y distributed and the stress distribution is less influenced b y the car g o w ei g ht load and h y drod y nam ic p ressure of the hull,but p rinci p all y in2 fluenced b y the g irder bendin g m om ent.Because of the g reater value of the sa gg in g bendin g m o2 m ent,the deck stress value is g reater at m idshi p,that is,near N o.119section and decreases g rad2 uall y in the direction of the stern p osition.S ince the m ain deck is far from the neutral ax is,its stress value is g reater.T he m ain deck of N o.3hold shows the m ax imum stress value due to bein g close to the m idshi p p osition and its stress value ran g es from206.52MPa to258.21MPa.T he stress value of the m ain deck of N o.4hold is relativel y less and its stress ran g es from137.68MPa to206.52MPa, whereas the stress value of the m ain deck of N o.5hold is much less.T he second deck falls a bit,and the stress at the p latform p osition below is much less than that of the m ain deck.In this o p eratin g m ode,the m ax imum stress of the hull hold section is at the to p p lace of the central lon g itudinal bulkhead,the m ax imum stress at this p lace is calculated to be262.13MPa which occurs at N o.121section.T he stress at the lon g itudinal bulkhead and the side p late shows bar-sha p ed distribution,the stress in shi p len g th direction decreases in the direction from m idshi p p lace to the stern,the stress in shi p hei g ht direction is g reater near the m ain deck and the bottom,the stress at the m iddle p lace is relativel y less and the stress at the m ain deck is g reater than that at the bottom.T he stress value of side p late of N o.3hold ran g es from198.48MPa to212.60MPa near the m ain deck p lace.T he stress value at the to p of the side lon g itudinal bulkhead of N o.3hold ran g es from225.35MPa to260.07MPa.F or the stress distribution of inner and outer bottom p lates of the hull,in this o p eratin g m ode, since N o.5hold is not loaded w ith car g oes whereas N o.3and N o.4holds are loaded w ith car g oes, the stress value is clearl y g reater than that of N o.5hold.T he stress decreases g raduall y in shi p breadth direction from the center to both sides.T he m ax imum stress of the inner bottom p late of N o.3hold is123.66MPa and occurs at N o.119section,T he m ax imum stress of the outer bottom p late is164.06MPa and occurs at N o.119section.T he stress in the bottom keel ran g es from 137.59MPa to158.77MPa.T he stress at the p i p in g p assa g ew a y of the bottom floor of N o.3hold is 56船舶力学第4卷第6期第6期Chen Q in gq ian g et al:F inite E lem ent Calculation (57)g reater than that at the other p laces.Because there ex ists car g o load on the p i p in g p assa g ew a y,to ascertain the variation of the local stress at the p i p in g p assa g ew a y,p lane finite elem ent anal y sis is m ade at N o.119section of the m ax imum stress w ith the p i p in g p assa g ew a y subdivided finel y.T he anal y ses indicate that the stress at the m id s p an of the p i p in g p assa g ew a y is113.27MPa.As the transverse m ember of hull section is less influenced b y the g irder bendin g m om ent and is chiefl y influenced b y the h y dro-d y nam ic p ressure,the stress level in g enerall y less.5.3The second o p eratin g mode:full y-loaded de p arture and the action of hold section loadIt is reco g nized b y calculatin g that the stress distribution is p rinci p all y influenced b y the car g o w ei g ht load and the h y drod y nam ic p ressure of the hull.S ince the influence of the hull g irder bendin g m om ent is not taken into account,the stress level of each p rim ar y m ember of the hull hold section is less.Because N o.5hold is sub j ected to h y drod y nam ic p ressure onl y and no car g o load,the stress is relativel y g reater in com p arison w ith these of the other tw o holds.In this o p eratin g m ode,the deck stress distribution is less influenced b y the car g o w ei g ht load and the h y drod y nam ic p ressure of the hull and the stress in N o.5hold is g reater.T he g reater stress of the lon g itudinal bulkhead occurs at the p lace near the hull bottom and b y discardin g the influence of the boundar y constraint,the m ax imum stress of the central lon g itudinal bulkhead is35.70MPa at N o.65section near the bottom,whereas the m ax imum stress of the side bulkhead is37.66MPa at N o.65section and at the hei g ht of4096mm.T he stress value of the side p late in this area is27.95MPa.F or the stress distribution of inner and outer bottom p lates of the hull,in this o p eratin g m ode, since N o.5hold is not loaded w ith car g oes and onl y sub j ected to h y drod y nam ic p ressure,therefore, the m ax imum stress occurs at the m iddle p art of N o.5hold.T he m ax imum stress of the inner bottom p late of N o.5hold is19.71MPa and occurs at the central lon g itudinal p lace of N o.52section.T he m ax imum stress of the outer bottom p late is31.38MPa and occurs at N o.54section at a distance 3230mm from the central lon g itudinal p lace.T he bottom keel is m ore influenced b y car g o load.T he stress at the p i p in g p assa g ew a y p lace of N o.3hold of bottom floor is g reater than that at the other p laces.5.4The third o p eratin g mode:full y-loaded de p arture and the action of hold sectionload and derrick loadT he third o p eratin g m ode adds the load action of the derricks betw een N o.4and N o.5holds and betw een N o.3and N o.4holds to the o p eratin g m ode for the calculation in full y-loaded de p arture and the action of the hold section load.Because g reater load of the derricks exerts influence on the local p lace of the hull,in p articular on the transverse bulkhead p lace,therefore,stren g th anal y sis of the hull structure influenced b y the derricks is m ade on the basis of the second o p eratin g m ode.In this o p eratin g m ode,derrick force and bendin g m om ent act p rinci p all y on the su pp ortin g bulkheads below the derricks and exert som e influence on the m ain deck and the second deck throu g h the j uncture of the su pp ortin g bulkhead and the deck.It is reco g nized b y calculatin g that under the action of the derrick load,the stress value at the j uncture of the m ain deck and the su pp ortin g bulkhead of the derrick is18.83MPa.T he stress of the second deck is g reater than that58船舶力学第4卷第6期of the m ain deck because the second deck carries the load transm itted from the su pp ortin g bulkhead of the derricks betw een N o.62and N o.66areas and the stress value ran g es from30.01MPa to 36.00MPa.T he central lon g itudinal bulkhead betw een tw o transverse bulkheads of the hold also carries derrick load,hence,the stress of the central lon g itudinal bulkhead betw een N o.62and N o.66 areas and betw een N o.103and N o.107areas is g reater than that of the other p laces,the stress of the form er p lace is u p to107.97MPa and the stress of the latter p lace is86.30MPa.T he transverse bulkheads of N o.103and N o.107areas also su pp ort the derricks and the stress value of the trans2 verse bulkhead at the derrick p lace ran g es from90.02MPa to96.59MPa.5.5The fourth o p eratin g mode:ballast de p arture and concurrent action of ho gg in gbendin g moment and hold section loadIn this o p eratin g m ode,the stress of the m ain deck of N o.3hold is m ore uniform ed distributed and the stress value ran g es from245.06MPa to282.82MPa.T he m ax imum stress of the hull hold section occurs at the to p of the central lon g itudinal bulkhead.T he m ax imum stress at the m iddle p art of N o.3is290.17MPa and occurs at N o.125section.T he stress attains to the m ax imum value at the to p of the side lon g itudinal bulkhead of N o.140section and its stress value is289.88MPa.T he m ax imum stress of the side p late near the m ain deck is255.07MPa at N o.125section.T he stress of the lon g itudinal bulkhead and the side p late shows the barsha p ed distribution sim ilar to that in the first o p eratin g m ode.In this o p eratin g m ode,the stress distribution of inner and outer bottom p late of the hull is sim ilar to that in the first o p eratin g m ode.T he m ax imum stress of inner bottom p late of N o.3hold is 118.66MPa and occurs at N o.119section.T he m ax imum stress of outer bottom p late of N o.3hold is 173.77MPa and also occurs at N o.119section.T he stress of the bottom keel ran g es from 139.16MPa to173.97MPa.5.6The fifth o p eratin g mode:ballast de p arture and the action of hold section loadIn this o p eratin g m ode,the deck stress distribution is less influenced locall y b y the h y drod y2 nam ic p ressure of the hull.T he stress of the hold near the bulkhead is relativel y g reater.T he m ax i2 mum stress of N o.4hold near the bulkhead is37.76MPa and occurs at N o.101section.T he m ax imum stress of the side bulkhead is50.80MPa and occurs at the hei g ht of4096mm of N o.61 section.T he m ax imum stress of the side p late is46.56MPa and occurs at the neutral ax is of N o.66 section.In this o p eratin g m ode,the stress distribution of inner bottom p late of the hull is sub j ected to ballast w ater,the outer bottom p late is under the action of ballast w ater and h y drod y nam ic p ressure w ithout considerin g the influence of the boundar y condition.T he m ax imum stress of the inner bottom p late occurs at the m iddle p art of N o.5hold,the m ax imum stress is29.22MPa and occurs at N o.52 section at a distance3230mm from the central lon g itudinal p lace.6Conclusions(1)Stress level and stress distribution of each p rim ar y m ember of hull hold section are derived第6期Chen Q in gq ian g et al:F inite E lem ent Calculation (59)from calculatin g and anal y zin g the stren g th of three hold section finite elem ent on30000DWT multi p ur p ose shi p in five o p eratin g m odes.T he calculations indicate that the shi p stren g th m a y be ensured sufficientl y.(2)Am on g the five o p eratin g m odes for the calculation,the first and the fourth o p eratin g m odes are the ones under the cou p lin g action of the g irder stren g th and the local stren g th,where the fourth o p eratin g m ode,that is,ballast de p arture and the action of ho gg in g w ave bendin g m om ent is the o p eratin g m ode in which the hull is under the m ax imum action of the vertical bendin g m om ent and the total stress level is g reater than that in the first o p eratin g m ode.B y summ in g u p these tw o o p2 eratin g m odes for calculatin g and anal y zin g the hull hold section,the m ax imum nom inal stress level of the deck is obtained to be282.82MPa,the m ax imum nom inal stress level of the central lon g itu2 dinal bulkhead is290.17MPa,the m ax imum nom inal stress level of the side lon g itudinal bulkhead is 289.88MPa and the m ax imum nom inal stress level of the side p late of the hull is255.07MPa.H i g h stren g th steels of AH36and DH36are used for the hull at the hi g hl y stressed p laces of these m embers,the y ield stren g th of the m aterial is353.03MPa,the p erm issible stress is319.44MPa, therefore,the stren g th at the above p laces m a y be ensured.At the bottom,the m ax imum nom inal stress level of the inner bottom p late is118.66MPa,the m ax imum nom inal stress level of the outer bottom p late is173.77MPa,the m ax imum nom inal stress level of the bottom keel is173.97MPa,the comm on steel w ith y ield stren g th235MPa is em p lo y ed at these p laces,its p erm issible stress is 225.55MPa,the stress value at these p laces is also less than the p erm issible stress,so the structural stren g th of the hold section com p lies w ith the stren g th re q uirem ents.(3)T he second and the fifth o p eratin g m odes for the calculation are the o p eratin g m odes in which the hull hold section is sub j ected to the local load and are used to anal y ze the local stren g th of each p rim ar y m ember of hull hold section and the calculations indicate that the stren g th of these m embers is less than the p erm issible standard in which the p erm issible stress of the m aterial w ith comm on stren g th is140.10MPa.(4)T he third o p eratin g m ode for the calculation is the o p eratin g m ode in which the influence of the derrick on the local stren g th of hull structure is anal y zed.T he calculation results indicate that when the derrick is in o p eration,the derrick load w ill increase the structural stress at the su pp ortin g p lace below the derrick but onl y a little and the stren g th of thses m embers com p lies w ith the stren g th re q uirem ents.R eference[1]G L Rules for C lassification and C onstruction[S].30000吨多用途船船体舱段强度的有限元计算分析陈庆强,江南,朱胜昌(中国船舶科学研究中心,上海200011)胡劲涛,吴斌(上海船舶研究院设计院,上海200032)摘要:本文对30000吨多用途船船体舱段强度进行了有限元直接计算分析。
十七万吨级浮船坞结构有限元强度计算
第１０卷第５期船舶力学Ｖｏｌ．１０Ｎｏ．５２００６年１０月ＪｏｕｒｎａｌｏｆＳｈｉｐＭｅｃｈａｎｉｃｓＯｃｔ．２００６文章编号：１００７－７２９４（２００６）０５－０１００－０７十七万吨级浮船坞结构有限元强度计算陈庆强１，朱胜昌１，姜金辉１，邱崚２，李大军２（１中国船舶科学研究中心，上海２０００１１；２上海京荣船舶设计有限公司，上海２０００３１）摘要：十七万吨级浮船坞为超大型浮船坞，浮箱由三段组成，其中首尾浮箱与中段浮箱间的过渡区结构相对较弱。
文中选择了典型的载荷工况对浮船坞船体结构进行了三维结构有限元强度计算，计算出坞体及过渡区结构的变形和应力分布。
计算表明，浮船坞结构强度满足要求，强度足够。
关键词：船舶；结构；强度；有限元；船舶设计中图分类号：Ｕ６６１．４３文献标识码：ＡＣａｌｃｕｌａｔｉｏｎｏｎｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓｔｒｅｎｇｔｈｏｆ１７００００ＤＷＴｆｌｏａｔｉｎｇｄｏｃｋｂｙＦＥＭＣＨＥＮＧＱｉｎｇ－ｑｉａｎｇ１，ＺＨＵＳｈｅｎｇ－ｃｈａｎｇ１，ＧＩＡＮＧＪｉｎｇ－ｈｕｉ１，ＱＩＵＬｉｎ２，ＬＩＤａ－ｊｕｎ２（１ＣｈｉｎａＳｈｉｐＳｃｉｅｎｔｉｆｉｃＲｅｓｅａｒｃｈＣｅｎｔｅｒ，Ｓｈａｎｇｈａｉ２０００１１，Ｃｈｉｎａ；２ＳｈａｎｇｈａｉＪｉｎｇｒｏｎｇＭｅｒｃｈａｎｔＳｈｉｐＤｅｓｉｇｎＣｏ．ｌｔｄ．，Ｓｈａｎｇｈａｉ２０００３１，Ｃｈｉｎａ）Ａｂｓｔｒａｃｔ：１７００００ＤＷＴｆｌｏａｔｉｎｇｄｏｃｋｉｓａｖｅｒｙｌａｒｇｅｄｏｃｋ．Ｉｔｓｓｔｒｕｃｔｕｒｅｃｏｎｓｉｓｔｓｏｆｔｈｒｅｅｓｅｃｔｉｏｎｓ．Ｔｈｅｙａｒｅｓｔｅｒｎｔａｎｋ，ｍｉｄｄｌｅｔａｎｋａｎｄｂｏｗｔａｎｋ．Ｔｈｅｓｔｒｕｃｔｕｒｅｏｆｔｒａｎｓｉｔｉｏｎａｌｚｏｎｅｂｅｔｗｅｅｎｔｗｏｓｅｃｔｉｏｎｓａｒｅｎｏｔｓｔｒｏｎｇ，ｓｏｉｔｉｓｎｅｃｅｓｓａｒｙｔｏｅｖａｌｕａｔｅｉｔｓｓｔｒｅｎｇｔｈｃａｒｅｆｕｌｌｙ．Ｉｎｔｈｉｓｐａｐｅｒ，３ＤｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓｔｒｅｎｇｔｈａｎａｌｙｓｉｓｂｙＦＥＭｗａｓｃａｒｒｉｅｄｏｕｔｕｎｄｅｒｔｙｐｉｃａｌｌｏａｄｉｎｇｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ．Ｔｈｅｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎａｎｄｓｔｒｅｓｓｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｉｎｄｏｃｋｈｕｌｌａｎｄｉｔｓｔｒａｎｓｉｔｉｏｎａｌｚｏｎｅｗｅｒｅｏｂｔａｉｎｅｄ．Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｔｈｅｄｅｓｉｇｎｓｔｒｅｎｇｔｈｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔｉｓｓａｔｉｓｆｉｅｄ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ｓｈｉｐ；ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ；ｓｔｒｅｎｇｔｈ；ＦＥＭ；ｓｈｉｐｄｅｓｉｇｎ１引言十七万吨级钢质浮船坞是我国目前最大的浮船坞，浮箱长３２０ｍ，浮箱宽６０ｍ，可承担８１００ＴＥＵ集装箱船的进坞修船业务。
有限元方法在30万吨级超大型浮船坞设计中的应用
坞 墙 稳 定 性 和 锚 泊 设 备 支 撑 结 构 的 强 度 计算 。 通 过 一 系 列 完 整 的 有 限元 计算 ， 明 现 行 的 浮 船 坞 规 范仍 然 适 用 于 说
ｉ ｔ ｅｅ ｎ ｔ ｏ ｓ ａ ｐ ｉ ｄ ｌ ｎ ｈ ｐ ｌ ｂ ｌ ｙ ｏ ｕ ｅ ｗａ ｉ ｓｅ ． ｈ ｄ ｐ ｅ ｎ ｔ ｅｅ ｎ ｆ ｉ ｌ ｍｅ ｔ ｍｅ ｈ ｄ ｐ ｌ ｄ ｗｉ ｅｙ ａ ｄ ｔ ｅ ａ ｐ ｉａ ｉ ｔ ｆ ｒ ｌ ｓ ｄ ｓ ｕ ｓ ｄ Ｔ ｅ ａ ｏ ｔ ｄ ｆ ｉ ｌｍｅ ｔ ｎ ｅ ｅ ｃ ｉ ｃ ｉ ｅ ｍｅｈ ｄ ｒ ｏ ｏ ｅ ｆ ｗｏｐ ｒｓ Ｏｎ ａ ｎ ｔ ｌ ｍｅ ｔ ａ ｃ ｌ ｔ ｎ ｎ ｎ ｌｓｓｏ ｕ ｌ ｏ ｇｔ ｄ ｎ ｌ ｔｅ ｇ ｈ ｏ ｔｏ ｓ ｗｅ ｅｃ ｍｐ ｓ ｄ ｏ ａ ． ｅ ｗ ｓ ｉ ｅ ｅ ｎ ｌ ｕ ａ ｉ ｓａ ｄ ａ ａｙ ｉ ｆ ｌ ｌ ｎ ｉ ｉ ａ ｒ ｎ ｔ ｆ ｔ ｔ ｉ ｆ ｅ ｃ ｏ ｈ ｕ ｓ ｌ ｔ ｏ ｋ， ｉ ｈ ｉ ｌ ｄ ｄ ｃ ａ ｓ ｓ ｄ ｌ ｏｅ ｄ ｃ ｎ ｎ ｓ ｄ ｌ ｇ ｔｅ ｓａ ｅ ． ｈ ｔ ｅ ｆ ａｉ ｇｄ ｃ ｗｈ ｃ ｃ ｕ ｅ ｏ ｒｅ ｍｅ ｈ ｍｏ ｅ ｆ ｈ ｌ ｏ ｋ ａ ｄ ｆ ｅ ｍｅ ｈ ｍｏ ｅ ｆ ｉｈ ｓｒ ｓ ｒ ａ Ｔ ｅｏ ｈ ｒ ｏ ｎ ｎ ｏ ｗ ｉ ｏｈ
第 １ （ 期 总第 １３期 ） ２
２１ ０ ０年 ３月
船
舶 设 计 通 讯 优 秀 论 文 专 辑
Ｎ ．（ｅ ａ Ｎ １３ Ｏ １ Ｓ ｒ ｌ Ｏ． ） ｉ ２
浮船坞结构强度直接计算方法对比研究
浮船坞结构强度直接计算方法对比研究赵振宇;刘寅东【摘要】以某3500 DWT举力内河钢制浮船坞结构直接强度计算过程为对象,对比质量点和“软梁”加载托举载荷,铰支和惯性释放约束条件下的计算结果,分析不同加载方式和约束条件对响应结果的影响,并给出相应的评价和应用技巧.【期刊名称】《船海工程》【年(卷),期】2013(042)001【总页数】4页(P1-4)【关键词】浮船坞;结构强度;有限元;质量点;惯性释放【作者】赵振宇;刘寅东【作者单位】上海船舶设备研究所,上海200031;大连海事大学交通运输装备与海洋工程学院,辽宁大连116026【正文语种】中文【中图分类】U663.2在有限元结构强度计算时，对于沿直线分布的线载荷可以基于节点等效载荷理论在作用线上施加载荷函数；也可以对载荷函数简单地分段离散进行保守计算。
对于处于受力平衡状态的结构计算模型，可以由三点铰支来约束其刚体的平动和转动，也可以应用惯性释放约束。
文中分析了在典型工况作用下的浮坞力学模型，针对其托举载荷沿直线分布、受载后处于平衡态的特点，在通用有限元软件中建立全坞结构强度分析模型，对比分析研究上诉有限元分析方法[1-3]。
1 惯性释放惯性释放(inertia relief)是MSC. NASTRAN或ANSYS中的一个高级应用[4-6],允许对完全无约束的结构进行静力分析。
如果结构上作用有一个自平衡力系,即使完全不受约束的全自由结构, 也会产生应力; 但此时在结构上对任意一点进行约束,得到的反力应该等于0。
在复杂结构如船舶等的有限元直接计算过程中，一个绝对平衡的力系是几乎不可能得到的，其原因是数值计算的累计误差和设计载荷施加算法的限制等方面的影响。
但如果用惯性力平衡的方法就可以方便地构造出一个自平衡力系。
设V为所有节点(fx,fy,fz,mx,my,mz)分量组成的节点外载荷向量;为所有节点加速度分量组成的节点加速度向量, 用有限元方法构造的静动力平衡方程为(1)式中:M——质量矩阵，求解式(1)可得到所有节点为了保持平衡所需的节点加速度，进而可以得到节点惯性力。
干船坞浮箱式坞门结构强度的有限元分析
干船坞浮箱式坞门结构强度的有限元分析干船坞浮箱式坞门是用于船舶修造和维护的重要设备，其结构强度直接关系到船坞的使用寿命和船舶的安全。
因此，利用有限元分析方法对其结构进行强度分析，能够有效地评估其受力特点及稳定性。
干船坞浮箱式坞门结构主要由浮箱、连接杆、升降装置、导轨、悬挂装置等组成，其工作原理是利用浮箱的自重和与水混凝土填充使其在水中具有足够的浮力，随着升降装置的升降，可将坞门升到需要的高度。
因此，在确定干船坞浮箱式坞门结构强度时，需对其受力机理及结构特点进行分析。
在施工和使用中，干船坞浮箱式坞门所受的主要载荷有自重、静水力和风压载荷。
其中，浮箱和连接杆的自重是坞门受力的主要原因。
静水力载荷包括内水压力、浮力、涡流等；风压力载荷是由风力引起的，随风速加大而增大。
造成这些载荷的原因是坞口处水流、风流的冲击所产生的。
经过计算，得到干船坞浮箱式坞门结构受到的最大载荷为318MN。
在有限元分析中，将坞门结构分解成若干有限元单元，利用计算机仿真得到每个单元的应力分布及变形情况，据此对整个结构进行强度分析。
首先，选取结构关键点进行采样，采用有限元分析软件计算，得到各个节点的变形、应力等数据。
然后，结合实际条件和安全要求，利用正应力、剪应力和挠度等参数，评估结构的强度。
通过有限元分析，得到干船坞浮箱式坞门结构在最大载荷下的应力分布图和变形图。
该结构的强度满足安全要求，功能稳定可靠，各关键点的变形和应力都在允许范围内。
得出结论：干船坞浮箱式坞门设计符合结构强度的要求，适合用于船舶维修和修造。
总之，有限元分析方法可以很好地评估干船坞浮箱式坞门的结构强度。
在设计和施工过程中，应充分考虑各种载荷情况和结构强度需求，以确保设备的稳定性和安全性。
这有助于提高设备的使用效率和使用寿命，也能够有效保障船舶修造的顺利进行。
数据分析是对某一领域或某一问题进行科学研究的基础。
在研究过程中，收集、整理和分析相关数据是很重要的一步。
以下将通过列出相关数据，并进行分析来说明数据分析的重要性。
3500T油船性能设计
华中科技大学文华学院毕业设计（论文）题目：3500T油船性能设计学生姓名：学号：100304031116 学部（系）：机械与电气工程学部专业年级：船舶与海洋工程2010级1班指导教师：职称或学位：2014年05月23日目录摘要................................................................................................................... I V Abstract . (V)1 油船设计任务书及分析 (1)1.1 油船设计任务书 (1)1.2 设计任务书的分析 (1)1.3 船型选择与设计技术措施 (2)2 主尺度认证及性能校核 (3)2.1主尺度选取注意事项 (3)2.2排水量估算与主尺度初选 (4)3型线设计 (7)3.1概述 (7)3.2确定母型船浮心纵向位置 (8)3.3（l-Cp）法求各站移动距离 (9)3.4绘制横剖面面积曲线 (11)3.5绘制型线图 (11)4总布置设计 (15)4.1概述 (15)4.2总体布局区划 (16)4.3总布置图绘制 (19)5船舶性能计算 (20)5.1静水力性能计算 (20)5.2船舶浮态与稳性计算 (24)5.3螺旋桨设计 (36)5.4舵的初步设计与操纵性预估 (40)6设计结果分析 (41)6.1设计评价 (41)6.2心得体会 (41)参考文献 (43)致谢 (44)附录： (45)摘要本论文是阐述了3500T油船的设计。
油船作为船舶的重要类型，在载货船中占有举足轻重的地位，其中本次设计的3500油船属于小型油船，对航道、运河及港口具有较强的适应性.营运方使灵活，在近海海域.低净空桥梁和港口吃水限制等方面受限较少，既能靠泊海洋钻井平台，又能适应近远洋航运，具有很髙的经济性和很强的实用性。
在当今世界船舶保有量和订造船舶中，油船占有近40%的份额，无疑为第一大船舶种类，研究油船设计的人才因而大有必要。
3000t化学品船货舱段有限元强度直接计算
3000t化学品船货舱段有限元强度直接计算王建勋【摘要】按照<钢质内河船舶建造规范>(2009)要求对3 000 t化学品船的货舱段区域利用MSC.PATRAN/NASTRAN软件进行有限元强度分析,给出边界条件施加方法和载荷计算方法.结果显示货舱段各构件均满足规范要求,最后就一些问题做了初步的分析讨论.【期刊名称】《江苏船舶》【年(卷),期】2010(027)004【总页数】5页(P8-12)【关键词】化学品船;有限元;货舱段;强度分析【作者】王建勋【作者单位】镇江市地方海事局,江苏,镇江,212003【正文语种】中文【中图分类】U661.43化学品船是一种设计和建造难度较大的高技术、高附加值船型。
随着化学工业渗透到人类社会生活的每一个领域,人们对化工产品的需求越来越明显。
对于化工企业,它所需的原料及其产品的运输量日益增加,这就相应地促进了化学品船的发展。
大多数化学品船的货舱区域采用碳钢加特殊涂料制造。
采用不锈钢货舱的化学品船,由于其耐腐蚀、易保养、便于洗舱,因而越来越受到船东的欢迎。
本文根据《钢质内河船舶建造规范》(2009)对某 3 000 t化学品船 6种工况下货舱区域的主要构件进行强度评估。
《钢质内河船舶建造规范》(2009)第 6章“油船船体结构补充规定”第 9节“纵桁架”中规范规定,油船应在货油舱区域内设置连续双向纵桁架,纵桁架之间或纵桁架与舷侧或纵舱壁之间的距离应不大于 4 m。
本船的船体结构设置不满足规范中这款要求,故按《钢质内河船舶建造规范》(2009)第 14章“结构强度直接计算补充规定”(简称“补充规定”)中的相关要求进行有限元强度的计算及校核。
3 000 t化学品船为钢质、单甲板、尾机型、倾斜式首柱、双机、双桨、双流线型舵、柴油机推进的化学品船。
船型为 2型,液货舱任何部位距船体外板处都不小于760 mm,舱型船舶为 2G,即整体重力液货舱。
本船采用液货舱区域为纵骨架式、设围井,中部水平高度 650 mm。
干船坞浮箱式坞门结构强度的有限元分析
摘 要 ： 对 于干船坞来说 ， 口部分通常处在水 陆交 接处 ， 整个船坞工程 中最 为关键 的组 成部分。坞 门作 坞 是
为 坞 口工 程 中的 重 要 部 分 ， 保 障 干船 坞正 常工 作 的重 要 结 构 。 本 文 对 ８ ｌ 船 坞 的 浮箱 式 坞 门在 ２种 极端 工 况 下 是 ０ｎ 干 进 行 了有 限 元 强 度 分 析 ， 合 相关 规 范 给 出边 界 条 件 的施 加 方 法 和 载 荷 计 算 方 法 ， 后 对 有 限 元 计 算 结 果 进 行 了分 结 最 析 ， 浮箱 式 坞 门的 设 计 提 供 了参 考 依 据 。 为
０ 引 言
船 坞 对 大 、 型 船 舶 企 业 而 言 ， 必 不 可 少 的 主 中 是
坞建 造 环境 的复杂化 ， 际工程操 作对坞 门的设 计提 实 出了更高 的要求 。越 来 越 多 的工 程 单位 对 坞 门设 计 方法 进行 了改进 。如 大 连 中远 船 坞 工程 公 司 的 ６万
要基 础设施 之一 。现代船 坞 可分 为干 船坞 、 注水船 坞
ｔ 的船 坞 工程 的 坞 门设 计 工 作 是 在 改 进 现 行 设计 级 方法 ， 采用直 接计 算法 作 为 辅 助手 段 下 完成 的 ， 使该 坞 门各 部位 的选 配 刚材 趋 于 合 理 ， 经测 试 和 竣 工检
关键 词 ： 船 坞 ； 门 ； 限元 分析 坞 有 中图分类号 ： Ｕ ７ ．３ ６３３ １ 文 献标识 码 ： Ａ
文 章 编 号 ： １７ ６ ２—７４ （ ０ ０ ０ ０ ３ ０ Ｄ ：０ ３ ０ ／．ｓｎ １７ ７ ４ ． ０ ０ Ｏ ． ０ ６ ９ ２ １ ） １— ０ ８— ４ ＯＩ １． ４ ４ ｊｉ ． ６ ２— ６ ９ ２ １ ． １ ０ ４ ｓ
浮船坞船舶进坞时的强度简化计算方法
浮船坞船舶进坞时的强度简化计算方法
王京齐;黄祥兵
【期刊名称】《中国修船》
【年(卷),期】2005(000)003
【摘要】文章介绍了一种简化的、用于在浮船坞中船舶进坞时的强度计算方法.传统的强度计算方法,因其考虑因素较多,计算方法复杂,在实际进坞操作中不可能加以采用.文中介绍的使用浮船坞本身的"辅助辐射图线",能较快地计算出船舶进坞时浮船坞关键截面的弯曲力矩,并可计算出当进坞船舶具有较大首尾端外悬伸出时,作用在首尾墩上的压力强度,从而可简单、快速地评估浮船坞的强度储备.
【总页数】3页(P13-15)
【作者】王京齐;黄祥兵
【作者单位】海军工程大学,舰艇安全技术系,湖北,武汉,430033;海军工程大学,舰艇安全技术系,湖北,武汉,430033
【正文语种】中文
【中图分类】U673.332
【相关文献】
1.对“飞龙山”浮船坞接纳超长船舶“AVEIRO”号进坞修理的分析 [J], 曹亚堂
2.“飞龙山”浮船坞及可进坞船舶浅析 [J], 曹亚堂
3.茂名海事：全程护航，博贺港有史以来船体最大的进坞船舶安全进坞维修 [J], 陈富强;卢文倩
4.保障大型高速船舶浮船坞安全快捷进坞技术方案研究 [J], 马大为;
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８． ５ｍ ２． ０ｍ ４． ６ｍ ３． ９ｍ ２ ４个 ０． ５ ５ｍ
３ １ ２ ２ ８ １． ８ｍ ３ １ ０ ５ ７ ４． ８ｍ
水位置时 ， 若内坞 墙 壁 处 的 浮 箱 低 于 中 心 线 处 的 在内坞 墙 壁 处 浮 箱 甲 板 的 干 舷 应 不 小 浮箱甲板 ， 且在浮船 坞 中 线 处 由 浮 箱 甲 板 量 至 水 于７ ５ｍｍ， 线的 干 舷 不 小 于 ３ 这里设计工作干舷分 ０ ０ ｍｍ， 别为甲板边线处 ３ ０ ０ｍｍ 和甲板中心处 ４ ０ ０ｍｍ， 满足规范要求 。 ２ 有限元模型 ２． １ 模型范围 整船有限元板 梁 组 合 模 型 包 括 整 个 船 长 、 船 宽、 型深范围的船体结构 ， 对局部的支承构件如肘 板等 不 计 入 模 型 中 ， 桁 材、 肘 板 的 开 孔 忽 略 不 计，
［ ３］
工作干舷 （ 浮箱甲板中心处 ） ０． ４ｍ 工作干舷 （ 浮箱甲板边线处 ） ０． ３ｍ 最大下沉时吃水 最大下沉时干舷 龙骨墩以上吃水 龙骨墩高 压载舱数目 肋骨间距 ） 最大排水体积 （ ｄ＝８． ５ 压载舱总容积 １． ２ 计算依据 计算时基于下 述 假 定 ： 进坞船仅坐于龙骨墩 且进坞船长中点与坞长中点处于同一垂线上 ， 上，
／ １ ０ ． ３ ９ ６ ３ ． ｉ ｓ ｓ ｎ ． １ ６ ７ １ ７ ５ ７ ０ ． ２ ０ １ １ ． ０ ５ ． ０ ３ ５ Ｄ Ｏ Ｉ － ｊ
３ ５ ０ ０ｔ级浮船坞结构有限元结构强度计算
徐林志 谌 伟
（ ） 武汉理工大学交通学院 武汉 ４ ３ ０ ０ ６ ３ 摘 要 对３ 并结合 相 关 规 范 给 出 边 界 ５ ０ ０ｔ级浮船坞在 ３ 种极端工况下进行了有限元整船建模 ， 并对有限元计算结果进行了分析 。 条件的施加方法和载荷计算方法 ， 关键词 浮船坞 结构 纵强度 有限元方法
检 浮船坞是一 种 将 船 舶 抬 出 水 面 进 行 修 理 、 查的特种工程船 ， 也可用于船舶的改建和几个船 能够作为浮动的造船 、 修船 舶总段的合龙成整船 ， 浮 性、 稳 基地 。 它 本 身 既 具 有 船 舶 的 一 般 性 能 （ ， 性、 抗沉性 、 机动性等 ） 又具有与其功能相适应的 使用特点 睐
工况
应力 （ 挠度 ） 相当应力／ＭＰ ａ 纵向应力／ＭＰ ａ
一
横向应力／ＭＰ ａ 构件应力／ＭＰ ａ 剪切应力／ＭＰ ａ 挠度／ ｍｍ 相当应力／ＭＰ ａ 纵向应力／ＭＰ ａ 横向应力／ＭＰ ａ 构件应力／ＭＰ ａ 剪切应力／ＭＰ ａ 挠度／ ｍｍ 相当应力／ＭＰ ａ 纵向应力／ＭＰ ａ 横向应力／ＭＰ ａ 构件应力／ＭＰ ａ 剪切应力／ＭＰ ａ 挠度／ ｍｍ
图 １ 有限元模型图
ｍ） 进坞船长 ＬＳ 的重量分布曲线 ｑ（ 可按 图 ２ ｘ） 计算 。
２． ２ 坐标系 计算中有限元模型的坐标系统取右手坐标系 且： 以坞首方向为正 统， Ｘ 方向为浮 船 坞 的 纵 向 ， 方向 ； 以坞纵中线向左舷 Ｙ 方向为浮船坞的横向 ， 方向为正 ； 以基线向上 Ｚ 方 向 为 浮 船 坞 的 垂 向， 为正 。 ２． ３ 单元与网格 模型中主要采用以下 ２ 种单元 ： ）板壳 （ ） （ 单元 。 模拟甲板 、 舷侧外板 、 １ ｓ ｈ ｅ ｌ ｌ 内壳板 、 船底板 、 横舱壁等板壳结构 ， 船底纵桁 、 实 肋板 ， 舷侧纵桁 、 甲板纵桁 、 强横梁 、 主肋骨等强构 件的腹板以及较大的肘板 。 ）梁 （ （ 单 元。 模 拟 各 种 板 结 构 的 横 ２ ｂ ｅ ａ ｍ） 梁、 普 通 肋 骨、 舱 壁 加 强 筋、 支 柱、 桁架等杆件结 以及纵桁 、 强框架等强构件的面板和肘板的折 构， 边等 。 网格采用四边形单元 ， 尽量使用三角形单元 ， 网格大小以横向骨材和纵骨间距为基准 。 ３ 计算工况和载荷 ３． １ 计算工况 （ ）浮船坞处于最大沉深时 。 １ ）浮船坞在举升工况下 ， （ 抬起最短进坞船 ， ２ 龙骨墩刚出水时 。 ）浮船 坞 在 正 常 举 升 工 况 下 ， （ 抬起最短进 ３ 坞船时 。 ３． ２ 计算载荷 计算载荷包括以下项目 ： ① 浮船坞自重 ； ②进 坞船 的 重 量 ； ③ 压 载 水 的 重 量； ④舷外静水压力 （ ； 不计波浪影响 ） ⑤ 浮箱甲板水头 。 ３． ２． １ 浮船坞自重
足的 。 ）综上 所 述 ， （ 浮船坞坞体的总纵强度是有 ３ 保证的 ， 满足作业工况的安全使用要求 。
１ ０ ９
３． ３ 边界条件 见图 ３。 约束整体模型的刚体平动和转动 ，
４ 强度评估 构件的计算应力应不大于表２的 各工况下 ， 相 当 许 用 应 力 值， 且纵向弯曲应力不大于１ ３ ７
２ ／ 。 ｋ Ｎ ｍｍ
表 ２ 许用应力标准
构件 板单元 局部应力集中处板单元 梁、 杆单元 许用相当应力 １ ８ ５ ２ ０ ５ １ ７ ６
［ ２］ ［ １］
坞体高 （ 甲板边线处 ） 梁拱 纵骨间距 上甲板距基线 安全甲板距基线 工作吃水
３． ０ｍ ０． １ｍ ０． ５ｍ １ ０． ５ｍ ８． ０ｍ ２． ７ｍ
。 由于 浮 船 坞 相 对资 少 、 可 灵 活 移 动 等 优 点， 历来被人们所青 。 但是对于浮 船 坞 而 言 ， 由于其船型尺度和
１ ０ ９． ２ｍ １ ０ １． ２ｍ ３ １． ０ｍ ２ ５． ０ｍ ３． １ｍ
１ ０ ８
徐林志 谌 伟 ： ３ ５ ０ ０ｔ级浮船坞结构有限元结构强度计算
２ ０ １ １ 年第 ５ 期
整船从 Ｆ 模型如图 １ 所示 。 Ｒ ０－Ｆ Ｒ １ ８ ４，
３． ２． ２ 进坞船的重量
４］ ， 按《 浮船坞 入 级 规 范 》 规 定［ 可假定进坞船
４ ８期 总第 ２ ０ １ １ 年第 ５ 期 ２
交 通 科 技 Ｔ ｒ ａ ｎ ｓ ｏ ｒ ｔ ａ ｔ ｉ ｏ ｎ Ｓ ｃ ｉ ｅ ｎ ｃ ｅ ＆Ｔ ｅ ｃ ｈ ｎ ｏ ｌ ｏ ｐ ｇ ｙ
Ｓ ｅ ｒ ｉ ａ ｌ Ｎ ｏ ． ２ ４ ８ Ｎ ｏ ． ５Ｏ ｃ ｔ ． ２ ０ １ １
二
三
５ 结论 （ ）通过 计 算 ， 获得浮船坞坞体结构在设计 １ 计算载荷作 用 下 的 变 形 ， ３种工况下坞体最大相 对垂 向 变 形 为 －３ ９． ４ ｍｍ，相 当 于 坞 长 的 浮船坞坞 体 变 形 不 大 ， 其结构刚度可以 ０． ３ ８ ９％ ， 保证 。 （ ）通 过 计 算 ， 获得３种最危险工况下的浮 ２ 船 坞 坞 体 结 构 的 应 力 分 布， 浮船坞处于最大沉 ， 深时 （ 工况一 ） 应力最大 ， 相当应力为 １ ６ １． ３ ＭＰ ａ 发生在船中坞底板处 ； 纵向应力最大值为 －１ ３ １． ７ ， 发生在舷侧 、 船 中 坞 底 板 处； 横向应力最大 ＭＰ ａ ， 值为 －９ 发 生 在 船 中 甲 板 处； 构件应力 ７． １ ＭＰ ａ ， 最大值为 １ 发生在顶甲板骨架处 ； 剪切 ５ ５． １ ＭＰ ａ ， 应力最大 值 为 －３ 发 生 在 舷 侧、 纵舱壁 ８． １ ＭＰ ａ 处， 均小于许用应力 ， 所以浮船坞的总纵强度是满
２ （ ｘ －５ ） ］ １－０． ０ ０ ０ ６ １ ０． ６ ［ １ ０ ０ ０
， （ 其他载荷见表 １。 ｘ 为相对尾部坐标系而言 ）
表 １ 各工况外载
工况 吃水／ ｍ 舷外静水压力 ／ＭＰ ａ －０． ０ ０ ９ ８ １ （ ／ ） ８． ５－ ｚ １ ０ ０ ０ －０． ０ ０ ９ ８ １ （ ／ ） ３． ９－ ｚ １ ０ ０ ０ －０． ０ ０ ９ ８ １ （ ／ ） ２． ７－ ｚ １ ０ ０ ０ 甲板水头 ／ＭＰ ａ 压载水／ ｔ
一
８． ５
－０． ０ ５ ３ ９ ５ ５ ５ ５ ３． ３ ９
二
３． ９
－０． ０ ０ ０ ８ ８ ２ ９ ４ ４ ０． ８ ４
三
２． ７
０
２ ８ ７ １． ８
式作用在模型上 。
２ ０ １ １ 年第 ５ 期
徐林志 谌 伟 ： ３ ５ ０ ０ｔ级浮船坞结构有限元结构强度计算
ＭＰ ａ
许用剪切应力 １ ０ ０
注： 本结构材料为船用低碳钢 ， 其材料换算系数 Ｋ 均取 １． ０。
图 ３ 模型外载及边界条件示意图
３ 种工况下的应力结果与强度评价如表 ３。
表 ３ 应力结果与强度评价
最大值 １ ６ １． ３ －１ ３ １． ７ －９ ７． １ １ ５ ５． １ －３ ８． １ ３ ２． ８ ５ ８． ８ ６ ３． ３ －３ ５． ４ －７ ２． ６ －１ ９． ０ －３ ９． ４ ６ ４． ９ －５ ０． １ －３ ４． ４ －５ ２． ０ －１ ４． ４ －３ ４． ３ 分布位置 船中坞底板处 舷侧 、 船中坞底板处 船中甲板处 顶甲板骨架处 舷侧 、 纵舱壁 ０． ４‰×Ｌ 船中顶甲板 舷侧壁 、 船中坞底板处 船中浮箱甲板处 顶甲板 、 浮箱甲板骨架 舷侧 、 纵舱壁 ０． ３ ８ ９‰×Ｌ 船中顶甲板 舷侧壁 、 船中坞底板处 船中坞底板 、 浮箱甲板处 顶甲板 、 浮箱甲板骨架 舷侧 、 纵舱壁 ０． ３ ３ ９‰×Ｌ 是否满足要求 满足 满足 满足 满足 满足 满足 满足 满足 满足 满足 满足 满足 满足 满足 满足 满足 满足 满足
重量集中分布在龙骨墩上 ， 然后按图 ２ 分布载荷 ； 进坞船的重量分布应基于排水量与设计举力能力 相当 ， 且为最短船长进坞船的情况 。 当举力 ＦＬ ＜４ 进 坞 船 长 ＬＳ 可 按 ０ ０ ＭＮ 时 ， 下式取值 ：
ＬＳ＝０． ８ ０ ＬＤ ＝８ ０． ９ ６ ｍ（ ＬＤ 为 坞 长 ， １ ０ １． ２
４］ ， 按《 浮 船 坞 入 级 规 范》 规 定［ 浮船坞处于作业吃
作业 工 况 特 殊 ， 因此总强度、 总 纵 强 度、 横强度等 结构要求 比 较 高 。本文以 ３ ５ ０ ０ｔ 级 浮 船 坞 为 采用 ＡＮ 对使用中最危险的３ 例， Ｓ Ｙ Ｓ 整船建 模 ， 种工况进行了三 维 有 限 元 计 算 分 析 ， 得到了各工 并进 况下坞体和连接 处 结 构 的 变 形 和 应 力 分 布 ， 行应力 、 变形强度评估 ， 为坞体结构的使用安全提 供了保障 。 １ 浮船坞结构 １． １ 结构参数与主尺度 ３ ５ ０ ０ｔ级浮船坞为箱型单底整体式钢质浮船 间 距 ０． 安全甲 坞。顶 甲 板 采 用 纵 骨 架 式， ５ ｍ； 板、 浮 箱 甲 板、 浮箱底板等均采用横骨架式， 肋距 为 ０． 横向强骨架为 ３ 档或 ４ 档设置 。 横向 ５ ５ｍ， 除设置水密横舱 壁 外 ， 还在每一压载水舱中设置 以保证横向强度 。 １ 道非水密支撑舱壁 ， 设计举力 ３ ５ ０ ０ ０ｋ Ｎ 总长 设计水线长 型宽 内宽 坞体高 （ 纵中剖面 ）