31000DWT散货船结构强度设计

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船舶结构强度课程设计之散货船Word版

船舶结构强度课程设计之散货船Word版

《船舶强度与结构设计》课程设计成绩:姓名:潘睿班级:A13船舶4学号:130305401日期:2016/6/12目录1船体结构设计任务书 (1)2船体结构尺寸确定2.1外板 (4)2.2甲板 (6)2.3双层底 (7)2.4舷侧骨架 (8)2.5甲板骨架 (9)3中剖面构件尺寸汇总 (11)4中剖面模数计算 (12)5总强度校核 (15)6第二货舱中剖面结构图 (16)7参考文献 (17)船体结构设计任务书1按CCS颁布的《钢质海船入级与建造规范》(2006年)设计下述船舶的船中剖面结构船型:双甲板尾机型散货船主尺度:船长L=110m船宽B=15.0m型深D=9.0m吃水d=6.5m方型系数C b=0.707该船的纵中剖面草图见图12与设计有关的条件该船主要装运谷物、粮食等散货。

上甲板舱口两侧及货舱船底采用纵骨架式结构,其余采用横骨架式。

甲板间高:H=3m纵骨间距:自9#~131#肋位,s=700mm; 其余s=600mm双层底高:第一货舱h=2.2m; 其余H=1.3m舱口宽度:b=8m舱口长度:按说明选取最大静水弯矩(压载出港):M s=13876t.m船容系数:η=1.51m3/t(即装载率r =1/1.51=0.66 t/m3)上甲板货物计算载荷p=1.3t/m2要求设计第二货舱中的横剖面结构。

该横剖面草图见图2。

设计甲板骨架若需支柱时,规定在货舱内只设在中心线上,如图3所示。

推荐纵骨间距为600mm或700mm。

3提交作业a)船体结构设计计算书。

b)用1:50的比例绘出设计横剖面的结构图。

计算书包括:(a)对设计船特征(船型、主尺度、结构形式等)的概述,设计所根据的规范版本的说明等;(b)按船底、船侧、甲板的次序,分别写出确定每一构件尺寸的具体过程,并明确标出所选用的尺寸。

注意事项:计算书应简明、清晰、便于检查。

结构图应符合船舶制图规定,图上所标构件尺寸应与计算书中所选用尺寸一致。

4货舱设计方案该设计可采用下述两种方案之一:(1)第一货舱:舱口从108#~124#肋位,舱口长l=11.2m第二货舱:舱口从77#~93#肋位,舱口长l=11.2m第三货舱:舱口从43#~59#肋位,舱口长l=11.2m骨架采用常规结构形式。

3100DWT近海货船总体与结构设计【开题报告】

3100DWT近海货船总体与结构设计【开题报告】

开题报告船舶与海洋工程3100DWT近海货船总体与结构设计一、综述本课题国内外研究动态,说明选题的依据和意义:货船是以载运货物为主的,载客12人以下的船舶。

其大部分舱位用于堆贮货物的货舱。

货船的船型很多,大小悬殊,排水量可从数百吨至数十万吨。

作为运输工具,船舶同其他运输方式所用工具相比,优点是运载量大,营运成本低。

随着世界经济的发展,现代运输船舶已形成种类繁多、技术复杂和高度专业化的庞大船队。

按航行区域不同船舶分为极地船舶、远洋船舶、近海船舶、江海直达船舶、内河船舶和港湾船舶。

而近海货船通常用于在近海的贸易。

随着我国经济的迅速发展,尤其是沿海、沿江地区,原材料和工农业产品的流通量急剧增加,交通运输已成为制约经济发展的瓶颈。

为了解决交通运输紧张矛盾,各地大力发展高等级公路,这一措施对缓解交通紧张起到了一定作用。

但从长远看,由于公路运输量小,耗能大,运距短,运费高,很难从根本上解决运输紧张的矛盾,尤其是沿海沿江经济发达的地区,从而引出沿海货船运输的重要性。

近年来,我国的发展越来越离不开船舶,为加速提升产业规模而继续不断发展,我们不得不重视船舶行业。

但是,我们必须直面激烈的竞争,也必须面对我国的现在造船行业,中国船舶行业自主度刚刚起步,和其他一些发达国家相比中国船舶设备的工具建造水平不高,船舶建造的模式也不如别人,船用设备还有大部分依赖于进口。

当然相比于那些国家,我国也有着自己的优势,我国拥有丰富的狼动力资源和低廉的劳动成本。

随着全球的的经济增长,世界造船业目前正处于百年不遇的市场高峰期,相信我国的船舶工业能够走的更远。

二、研究的基本内容,拟解决的主要问题:1、确定设计船的排水量、重量重心计算与主尺度;2、型线设计;3、总布置设计;4、基本结构设计与强度规范校核。

三、研究步骤、方法及措施:1.确定设计船的排水量与主尺度方法:根据仿氏变换确定主尺度、排水量。

2.重量重心计算方法:参照布置草图根据各部分重量及其重心列表计算各装载状态重量重心。

32000DWT散货船船体结构设计

32000DWT散货船船体结构设计
四档肋位设 置。
甲板装载木材及安装必要 的绑扎装 置和加 强 。 本船 主尺度 以下 :
总 长
两柱 间长 型



设计 吃水
结构 吃水
2 艏 部 结 构
艏部 结构 在详 细设计 阶段 同D N V 进行 了讨 论 ,主 要 是首 部结构设 计不 是垂直 外板 ,D N V 认为抗 拍击 的
3 0 0 m m梁拱 ;艏楼 甲板 无梁 拱 ,有2 0 0 首 升高 ;球鼻 布局 :将 首 部 结 构 修 改为 垂 直 于 外板 ,如 图 1 和 图2
作者简介 : 彭红英 ( 1 9 7 8 -),女 ,工程 师,主要从事船舶设计工作 。
孙文利 ( 1 9 7 9 一 ),女,工程 师,主要从事船舶结构设计工作 。
方 型系数 ( 结构吃水 ) 方型系数 ( 设 计吃水 )
主 机 :MAN 6 S i n
效果 不太好 。另外在F R 2 0 5 的货舱前端壁处 ,与货舱的
顶 边舱 及底边 舱结构 的连接 结构设 置 不够强 ,结构 布
底高 1 . 6 米 。管 弄里在 每个实肋位 及在实肋位 问 的中间
半 肋 位处 设 置T 型材 。考 虑 到管弄 里 布置管 子 的方便
本 船设 有5 个 货舱 ,4 台克令 吊 ,货舱 为双层 底 ,
从机舱 延伸 至首 防撞 舱壁 。该船 设计 甲板运木 功 能 ,
本 船 船体 结构 按 C S R 规范 要求 进 行设 计 。本 船货 舱 区域 以及 机舱 为单壳 双底结 构 ,首尾结 构为单 底结 构 。货舱 区域双 层底结 构 、舷侧结 构和 甲板结 构为纵 骨 架式 ( 中间 甲板为 横 骨架式 ) ,首尾 、机 舱 区域 及上 层建 筑为横 骨架式( 机舱上平 台 以上 舷侧骨架 为纵骨架 式) 。货 舱 区域 强框架顶边舱 内每六 档肋位设 置 ,底边 舱及 双层底 内每 三档肋 位设 置 ,而 机舱 区域为 不大 于

散货船结构强度直接计算分析指南

散货船结构强度直接计算分析指南

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散货船总纵强度的有限元分析——以某32000DWT散货船中垂状态为例

散货船总纵强度的有限元分析——以某32000DWT散货船中垂状态为例
关 键 词 : 货船 ; 散 总纵 强 度 ; 用应 力 许
中图分类号 : 7 .3 4 U641+
文献标识码 : A
文章编号 :6 1 8 12 1) 304 —5 17 . 9 (0 10 .0 20 9
ห้องสมุดไป่ตู้
0 引 言
随着 经济 的全球 化 , 运运 输 日益 兴旺 , 海 而散 货船 运 输在海 运 运输 中 占的 比例较 大 。但 散货 船与 其他 船 型不 同, 主要运 输 干散 货 , 如铁 矿石 、 粮食 及煤 等 。货物 不需要 包 装 , 不怕挤 压 , 直接在 货 舱 内装载 ; 货物 具 有

般在 进行 船 体强 度 的考虑 时 , 整个 船 体 当作一 根变 断面 的空心 薄壁 粱来研 究 。船 舶在 水 中 , 全船 把 对
而 言 , 重力 和浮 力 是大 小 相 等 、 向相 反 , 且作 用 在 同一 条 铅垂 线 上 , 船 处 于静 力平 衡 状态 ; 沿船 长 总 方 并 全 而
任 意 区域 来 说 , 力 与 浮力 是 不平 衡 的 , 的区段 上 浮力 大 于 重力 , 的 区段 则相 反 。重 力与 浮 力 的区 域 分 重 有 有 布 不均 引起 船 体梁 变形 。实践证 明, 重力 与浮 力 是引起 船 体梁 总纵 弯 曲的主 要外 力 。在浮 力与 重 力作 用下 , 船 体沿 纵 向铅 垂面 内发 生弯 曲, 为 总纵弯 曲。通 常 , 中间上 拱 、 称 把 两端 下垂 的弯 曲状 态称 为 中拱 状态 , 而把
个 区段上 就 作用 了附 加载 荷 , 从而 引起 了 附加剪 力 和弯 矩 。船 舶 在波 浪 中受 到 的附 加剪 力 和弯 矩 就称 为 波
浪 附加 剪 力和 波 浪 附加 弯矩 。若 要确 定某 一 瞬 时 t船 体任 意 横 剖 面 内的 剪力 N( ,) 弯矩 M ( ,) 其 最 , x t与 x t及

船舶结构强度课程设计之散货船

船舶结构强度课程设计之散货船

《船舶强度与结构设计》课程设计成绩:姓名:潘睿班级:A13船舶4学号:130305401日期:2016/6/12目录1船体结构设计任务书 (1)2船体结构尺寸确定2.1外板 (4)2.2甲板 (6)2.3双层底 (7)2.4舷侧骨架 (8)2.5甲板骨架 (9)3中剖面构件尺寸汇总 (11)4中剖面模数计算 (12)5总强度校核 (15)6第二货舱中剖面结构图 (16)7参考文献 (17)船体结构设计任务书1按CCS颁布的《钢质海船入级与建造规范》(2006年)设计下述船舶的船中剖面结构船型:双甲板尾机型散货船主尺度:船长L=110m船宽B=15.0m型深D=9.0m吃水d=6.5m方型系数C b=0.707该船的纵中剖面草图见图12与设计有关的条件该船主要装运谷物、粮食等散货。

上甲板舱口两侧及货舱船底采用纵骨架式结构,其余采用横骨架式。

甲板间高:H=3m纵骨间距:自9#~131#肋位,s=700mm; 其余s=600mm双层底高:第一货舱h=2.2m; 其余H=1.3m舱口宽度:b=8m舱口长度:按说明选取最大静水弯矩(压载出港):M s=13876t.m船容系数:η=1.51m3/t(即装载率r =1/1.51=0.66 t/m3)上甲板货物计算载荷p=1.3t/m2要求设计第二货舱中的横剖面结构。

该横剖面草图见图2。

设计甲板骨架若需支柱时,规定在货舱内只设在中心线上,如图3所示。

推荐纵骨间距为600mm或700mm。

3提交作业a)船体结构设计计算书。

b)用1:50的比例绘出设计横剖面的结构图。

计算书包括:(a)对设计船特征(船型、主尺度、结构形式等)的概述,设计所根据的规范版本的说明等;(b)按船底、船侧、甲板的次序,分别写出确定每一构件尺寸的具体过程,并明确标出所选用的尺寸。

注意事项:计算书应简明、清晰、便于检查。

结构图应符合船舶制图规定,图上所标构件尺寸应与计算书中所选用尺寸一致。

4货舱设计方案该设计可采用下述两种方案之一:(1)第一货舱:舱口从108#~124#肋位,舱口长l=11.2m第二货舱:舱口从77#~93#肋位,舱口长l=11.2m第三货舱:舱口从43#~59#肋位,舱口长l=11.2m骨架采用常规结构形式。

散货船船首总段整体吊装强度有限元分析

散货船船首总段整体吊装强度有限元分析

散货船船首总段整体吊装强度有限元分析
散货船船首总段整体吊装强度有限元分析
整体吊装是船舶建造中的一项重要工艺.考虑到30000DWT散货船船首总段结构本身的复杂性及船厂的需求.整体吊装时的结构响应只能以三维有限元方法进行模拟.文中介绍了复杂结构有限元建模的方法,利用MSCPatran/Nastran软件,建立了船首总段的三维结构有限元模型,分析了整体吊装时的结构响应.根据其特点,提出了合理有效的局部结构临时加强措施.为整体吊装顺利完成提供了依据.实际施工结果表明吊装加强工艺是合理的.有限元计算分析的有关结果可用于指导船舶总段吊装方案的设计及优化,提高船舶建造效率.
作者:刘文华陆红干李斌 Liu Wenhua Lu Honggan Li Bin 作者单位:上海船舶研究设计院,上海,200032 刊名:船舶设计通讯英文刊名:JOURNAL OF SHIP DESIGN 年,卷(期):2009 ""(1) 分类号:U661.42 关键词:首部整体吊装强度分析有限元。

300 000 DWT 级FPSO改装总纵强度分析

300 000 DWT 级FPSO改装总纵强度分析

300 000 DWT 级FPSO改装总纵强度分析
300,000 DWT级FPSO(Floating Production Storage and Offloading)是一种非常庞大的海洋设施,通常用于将海洋石油加工、储存和转运回陆地。

对于这样的巨型船舶,在进行FPSO改装时,其总纵强度分析显得尤为重要。

本文将对300,000 DWT级FPSO改装总纵强度分析进行探讨。

总纵强度是指FPSO在纵向方向上的结构强度。

在改装300,000 DWT级FPSO时,需要对其总纵强度进行充分的分析和评估。

因为在FPSO的运营过程中,其会受到海浪、风力、船舶自身重量等多种力的作用,在此基础上进行改装,需要考虑到FPSO的结构是否足够强大以承受这些力的作用。

在进行总纵强度分析时,需要考虑的还包括FPSO在不同操作条件下的纵向受力情况。

FPSO在靠泊、起锚、航行等不同状态下,受到的纵向受力情况是不同的。

因此需要对FPSO 在不同操作条件下的总纵强度进行分析,以确保其在各种操作条件下都具有足够的结构强度。

FPSO的改装还需要考虑到FPSO在运营过程中可能会面临的意外情况,如火灾、爆炸等。

这些意外情况将给FPSO的结构强度带来额外的挑战,需要对这些情况下FPSO的总纵强度进行充分的考虑和分析。

对于300,000 DWT级FPSO改装总纵强度分析来说,涉及的内容非常广泛。

需要对FPSO 的结构、新功能、操作条件、意外情况等多个方面进行深入的分析和评估。

只有在这些方面都考虑充分的前提下,才能确保改装后的FPSO在运营过程中具有足够的总纵强度,确保其安全可靠地完成海洋石油加工、储存和转运的任务。

船体强度和结构设计

船体强度和结构设计

船体强度和结构设计随着现代技术的不断发展,船只的生产和运营已经成为了一个高度专业化、技术含量极高的行业。

在船只的制造和使用过程中,船体的强度和结构设计对于整个船体的安全性和使用寿命有着至关重要的作用。

船体强度的设计是指,在各种环境和使用条件下,船体能够承受的最大力量和刚度。

为了保证船只的强度和安全性,船体的设计需要遵循一定的规范和标准,如国际海事组织(IMO)的规定、船级社的认证要求等。

一般来说,船体强度的设计包括了以下几个步骤:第一步:确定载荷船只的使用环境和任务不同,需要承受的载荷也不一样。

因此在进行船体强度设计前,需要确定船只承受的载荷类型和强度。

例如,对于运输散货的散货船,需要考虑到船体承受的自由液面荷载、海浪力、风力等多种载荷。

第二步:计算刚度和弯曲在船体强度设计中,需要对船体的刚度和弯曲进行计算和分析。

这是因为船只在航行中会受到各种冲击和力量的作用,比如海浪、风力等。

如果船体刚度不够或弯曲过大,就会导致整个船体的变形或损坏,从而影响船只的安全操作。

第三步:确定材料和结构根据船只承受的载荷类型和强度,以及对船体刚度和弯曲的计算,可以确定所需的船体材料和结构。

船体结构的设计通常分为纵向结构和横向结构两个方面。

纵向结构用于支撑船体的长度,包括船首、船尾、船面等。

而横向结构则用于支撑船体的宽度,包括船甲板、船壳等。

第四步:进行强度校核和验证一旦确定了船体的材料和结构,就需要进行强度校核和验证。

这个过程通常涉及到各种力学和材料学知识,包括疲劳寿命、断裂韧性、弯曲应力等。

校核和验证的目的是通过模拟船只在各种载荷情况下的应力和变形情况,来确保船体的强度和结构是安全的。

总之,船体强度和结构设计是保证船只安全和长期使用的重要环节。

只有在严谨的设计和校核过程中,才能保证船体设计符合规范,安全可靠。

32 000 DWT运木散货船结构强度有限元分析

32 000 DWT运木散货船结构强度有限元分析

第l期(总第118期) 2008年6月船舶设计通讯J O U R N A L0F SH I P D E S l C NN0.1(S e—al N O.118)J une200832000D W T运木散货船结构强度有限元分析刘文华-蒋秋申t梁丰z(1上海船舶研究设计院2中国海洋石油总公司)【摘要】为了满足散货船结构共同规范直接强度分析的要求,利用M SC Pat髓n,N as仃an和中国船级社开发的C S R计算软件C C S‰l s,对32000D W T运木散货船进行了货舱结构的整体有限元分析、高应力区域细化网格有限元分析和疲劳敏感区域精细网格有限元分析。

[关键词】散货船结构共同规范;有限元分析;M SCPat砌【中图分类号】U661.43【文献标识码】A[文章编号】100l一4624(2008)O l一002l—06Fi ni t e E l em ent A nal ys i s on St r uc t ur e St r en2t hf or32000D W T Lol三/B ul k C a r r i e rL i u W enhua Ji ang Q i us hen“ang f engA bs t ra c t:In t hi s paper'舀obal FE锄a l ysi s of cargo hol d s t l l l ct ur es鲫d r e6ned m e s h FE ana l ys i s of hi ghl y st r e sse d 眦鹊鹊w eU船f at i gue sensm e a r e as f or32000D W T Log,B ul k C删er w er e ca而ed out t o m ee t t he requi r em nt0fC oⅡm m n St m ct ur al R ul es For B ul k Carr i er s by us i ng M SC Pat ran,N ast砌飘d CC S玎ool s.K eyw oH l s:C SR.J B P;f i ni t e el em ent anal y s i s;M SC Pat r anU刖舌散货船结构共同规范【I】(C om m on St m ct ur al R ul es f打B ul k C arr i e璐.简称C SR)于2006年4月1日生效。

42000DWT散货船结构强度设计(CCS)【文献综述】

42000DWT散货船结构强度设计(CCS)【文献综述】

文献综述船舶与海洋工程42000DWT散货船结构强度设计(CCS)一、散货船概述、发展历史及现状散货船是散装货船简称,是专门用来运输不加包扎的货物,如煤炭、矿石、木材、牲畜、谷物等。

散装运输谷物、煤、矿砂、盐、水泥等大宗干散货物的船舶,都可以称为干散货船,或简称散货船。

因为干散货船的货种单一,不需要包装成捆、成包、成箱的装载运输,不怕挤压,便于装卸,所以都是单甲板船。

20 世纪50 年代以前没有专用散货船,都是用普通杂货船运输散货.粮食、水泥等散货的流动性比液体小,都有一定的休止角,因而装这些散货时在舱口围扳内装满后,舱口四周的甲板下仍留有一个楔形空档。

船在海上发生横摇后,散货流向空档,形成横贯整个船宽的自由表面。

出现较大横摇时散货将流向一舷,船随即横倾,在风浪中很容易发生倾覆事故[1]。

据统计,20 世纪50 年代全世界有150 余艘运送散货的船发生海损事故。

为了解决这个安全问题,才逐步形成了现在广泛应用的典型专用散货船结构型式:两舷布置顶边舱加高舱口围板以保证满舱,两舷布置底边舱便于清舱,也能增加抗沉性;双层底和四个边舱区采用纵骨架式结构以保证船体总纵强度,两舷边舱之间水线附近的总纵弯曲应力很小,采用结构比较简单的横骨架式结构;两个货舱口之间的甲板不参与保证总纵强度,这里的甲板板明显地比舱口线以外的甲板板薄,骨架也减弱.典型专用散货船的出现,较好地解决了散货流动问题,改善了散货运输的安全性,使海上散货船运输进入一个新的发展阶段。

在随后的几十年里散货船得到了迅速发展,1960 年只有1/4 的散货由单甲板承运,而自1980年以来,几乎所有的散货都由专用的散货船承运.20世纪80年代中期以后,散货船船体损伤引起的沉船事故逐渐增多,散货船的安全问题再度受到世人关注,目前已经出现了双壳体结构散货船,虽然双壳体散货船的空船重量和建造成本有所增加,但其安全、经济和运营优势越来越得到航运界的认同,散货船的双壳化已是大势所趋[2]。

30 000 DWT散货船货舱段结构强度有限元计算

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。

32 000DWT散货船货舱段结构强度分析

32 000DWT散货船货舱段结构强度分析

32 000DWT散货船货舱段结构强度分析
王建勋;丁勇毅
【期刊名称】《江苏船舶》
【年(卷),期】2009(026)002
【摘要】利用MSC/Patran、MSC/Nastran软件分析了32 000DWT散货船货舱段强度.给出了外载荷的计算方法和边界条件的施加方法,计算了典型的3种工况下32 000DWT散货船的强度.通过有限元强度分析得到的结论可用于散货船的结构设计和优化.计算结果表明,本船的结构强度满足规范要求.
【总页数】3页(P8-9,22)
【作者】王建勋;丁勇毅
【作者单位】镇江市地方海事局,江苏,镇江,212003;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
【相关文献】
1.38000 DWT散货船货舱段结构强度有限元分析 [J], 叶惠明;李中扬;王新宇;顾斌斌
2.30 000 DWT散货船货舱段结构强度有限元计算 [J], 詹明珠;王新宇
3.七万吨自卸散货船货舱段结构有限元强度分析 [J], 马建;马广宗
4.32000 DWT散货船货舱段结构有限元分析 [J], 彭红英;李大飞
5.基于规范设计的散货船货舱结构横向强度分析 [J], 李俊来;张吉萍
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船舶结构强度课程设计之散货船

船舶结构强度课程设计之散货船

船舶强度与结构设计》课程设计成绩:姓名:潘睿班级:A13船舶4学号:130305401日期:2016/6/12目录1 船体结构设计任务书⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯.⋯⋯⋯⋯⋯⋯..⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯...⋯⋯⋯...1 2 船体结构尺寸确定2.1外板 (4)2.2甲板 (6)2.3 双层底 (7)2.4 舷侧骨架 (8)2.5 甲板骨架 (9)3 中剖面构件尺寸汇总 (11)4 中剖面模数计算 (12)5 总强度校核 (15)6 第二货舱中剖面结构图 (16)7 参考文献 (17)船体结构设计任务书1 按CCS 颁布的《钢质海船入级与建造规范》(2006 年)设计下述船舶的船中剖面结构船型:双甲板尾机型散货船主尺度:船长L=110m船宽B=15.0m型深D=9.0m吃水d=6.5m方型系数C b=0.707该船的纵中剖面草图见图12 与设计有关的条件该船主要装运谷物、粮食等散货。

上甲板舱口两侧及货舱船底采用纵骨架式结构,其余采用横骨架式。

甲板间高:H=3m纵骨间距:自9#~131#肋位,s=700mm; 其余s=600mm 双层底高:第一货舱h=2.2m;其余H=1.3m 舱口宽度:b=8m 舱口长度:按说明选取最大静水弯矩(压载出港):M s=13876t.m 船容系数:η=1.51m3/t(即装载率r=1/1.51=0.66 t/m 3)上甲板货物计算载荷p=1.3t/m2 要求设计第二货舱中的横剖面结构。

该横剖面草图见图2。

设计甲板骨架若需支柱时,规定在货舱内只设在中心线上,如图 3 所示。

推荐纵骨间距为600mm 或700mm 。

3 提交作业a)船体结构设计计算书。

b)用1:50 的比例绘出设计横剖面的结构图。

计算书包括:(a)对设计船特征(船型、主尺度、结构形式等)的概述,设计所根据的规范版本的说明等;(b)按船底、船侧、甲板的次序,分别写出确定每一构件尺寸的具体过程,并明确标出所选用的尺寸。

【开题报告】13000DWT货船结构及强度计算分析

【开题报告】13000DWT货船结构及强度计算分析

开题报告船舶与海洋工程13000DWT货船结构及强度计算分析一、综述本课题国内外研究动态,说明选题的依据和意义随着经济国际化和全球化的发展, 航运业已在世界贸易中占据了核心地位。

国际贸易中, 重吨位以上的运输任务是由船舶承担的基本上可以这么说, 船舶的优劣, 关系着环境状况的好坏,船舶每吨英里所消耗的燃料相当于汽车的五分之一,, 相当于飞机的二十分之一,正是因为有宽广的海洋, 陆上的交通压力才得以减轻。

尽管航运业在最近20年间遇到了各种各样的困难, 但前景依然是美好的。

有显著的迹象表明. 亚洲金融危机基本上已得到遏制, 国际贸易正朝着健康的方向发展。

国际海上贸易平均每增长一个百分点, 就会带动世界商船队增加700万载重吨的运力。

近年来, 航运业在为公众造福为政治服务意义急剧提高的同时,其承担的责任也急剧加大,通过有关各方的努力,,船舶安全状况在不断改善。

但这丝毫未减轻航运业所受到的压力,世界船队在不断增长, 其构成也越来越复杂,但正如统计资料所显示的,海上事故在减少。

尽管如此,但Erica油轮在法国海岸折断一事警示我们,绝不可以躺在功劳簿上沾沾自喜。

每一次海上事故,每一个海底冤,每一例海洋污染都无不在向我们提出警告:我们必须不断地想办法降低风险,提高船舶的质量水平和安全系数。

特别是对于散货船,如今散货船运输在世界贸易中处于核心地位,随着世界人口的增长, 对诸如谷物、煤炭及其他大宗货物的散装运输的需求也日益强烈。

继前几年新造船的稳步发展之后, 有人预测, 今后几年对散货船的需求量仍有一定的增长。

散货船及其运输有一种高效率的压力,20世纪七八十年代以来,船舶朝着大型化的方向发展。

为了装载更多的货物,通过使用轻型承重构造以减轻船舶自重、降低造价。

与码头装卸效率相适应,散货船不得不承受着超常的装载效率,其结果,就是今天散货船所遭遇的野蛮对待,直至磨损、锈蚀。

引起结构问题的原因有很多,例如货物装卸所造成的磨损、结构设计的不严谨、强度不够等等,有时,结构问题导致整体框架发生偏移,外壳大面积被撕开,货舱进水,进而导致横舱壁和邻舱进水,最终导致船舶折成两截。

300 000 DWT 级FPSO改装总纵强度分析

300 000 DWT 级FPSO改装总纵强度分析

300 000 DWT 级FPSO改装总纵强度分析作者:黄涣青石科良吴猛朱继欣童星来源:《广东造船》2020年第02期摘要:本文以某改裝300 000 DWT级FPSO为研究对象,采用全船有限元方法对其总纵强度进行研究。

本计算采用SESAM软件,通过建立全船有限元模型、水动力模型、应用三维辐射-绕射理论进行波浪载荷预报,依照规范要求确定设计波。

在此基础上对全船结构在相应设计波载荷作用下的强度和变形进行分析。

关键词:FPSO;全船有限元方法;设计波法;总纵强度中图分类号:U661.43 文献标识码:AAbstract: In this paper, the whole ship finite element method is used to analyze the longitudinal strength of a 300 000 DWT FPSO conversion. The finite element structure model and hydrodynamic model of the whole ship are established by SESAM software. The wave load is predicted according to the 3D radiation-diffraction theory, and the design wave parameters of different loads are determined according to the rules. On this basis, the strength and deformation of the whole ship structure under its design wave load are obtained.Key words: FPSO; Whole ship finite element method; Design wave method; Longitudinal strength1 引言FPSO作为海上油田开发工程的核心,集油气处理、发热供热、人员居住、原油产品储存与外输于一体。

30000吨多用途船船体舱段强度的有限元计算分析_英文_

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。

32 500 DWT多用途船甲板集装箱撑柱结构计算

32 500 DWT多用途船甲板集装箱撑柱结构计算

32 500 DWT多用途船甲板集装箱撑柱结构计算
徐鹏;张媛;谢永和
【期刊名称】《浙江海洋学院学报(自然科学版)》
【年(卷),期】2016(035)002
【摘要】32 500 DWT多用途船兼备散货船和集装箱船的特征,既能用于运载散装货物,又能运载集装箱货物,最大要求地满足了船东的要求.国内尚没有专门针对多用途船甲板集装箱撑柱结构的结构强度计算准则和规范.本文主要是参考CCS钢质海船入级规范(2012)和2013年修改通报中的部分内容,利用MSC.Nastran软件进行有限元分析,研究32 500 DWT多用途船在装载集装箱时垂荡工况和横摇工况下集装箱撑柱的结构强度,并且提出了合理的局部结构加强的意见.
【总页数】6页(P144-149)
【作者】徐鹏;张媛;谢永和
【作者单位】浙江海洋学院船舶与海洋工程学院,浙江舟山316022;浙江海洋学院船舶与海洋工程学院,浙江舟山316022;浙江海洋学院船舶与海洋工程学院,浙江舟山316022;浙江省近海海洋工程技术重点实验室,浙江舟山316022
【正文语种】中文
【中图分类】U661
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1.32 500/34 300 DWT散货船舱室甲板结构振动性能预报及振动控制 [J], 迟少艳;洪明;赵德有
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5.28000 dwt多用途船二层甲板及其舱口盖强度分析 [J], 张汇平;唐永生;余小川因版权原因,仅展示原文概要,查看原文内容请购买。

【开题报告】31000DWT散货船结构强度设计

【开题报告】31000DWT散货船结构强度设计

开题报告船舶与海洋工程31000DWT散货船结构强度设计一、综述本课题国内外研究动态,说明选题的依据和意义如今的散货船的结构型式在全世界独领风骚了30余年,充分显示了它的优越性,也比较彻底地暴露了它的弱点。

海上散货运输业正企盼着散货船的结构型式能及早得到改进,或者开发出具有更多优点并能保证规定寿命期内安全营运的全新结构型式。

目前世界散货船队中在航船舶的货舱结构大多为单壳体,然而近年来单壳体散货船频繁发生的海难事故越来越引起国际海事组织(IMO)和各船级社的关注。

据统计,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。

因此,国际海事界要求提高散货船建造标准,采用双壳体的呼声日益高涨。

IMO和IACS也采取了相应的措施。

当前我国正在使用的散货船按建造年代基本上可分为80年代和90年代及以后的建造的船舶。

80年代建造船舶目前已属老龄船,并逐渐步入超老龄船行列。

这部分船舶结构上的缺陷体现在船体和某些主要受力构件的变形、疲劳、腐蚀渐达极限以及以往损伤事故的后遗症等。

据统计,船龄为11-30年的船舶,占因结构损坏引发的海难事故总数的88.9%。

这说明随着船龄的增长,结构老化、结构强度不足是造成海难事故的主因。

而且,吨位在3万吨及以下船舶,占因结构损坏引起的难事故总数的72.2%,这说明船舶的吨位越小,船舶的结构强度就越弱。

这些船舶在船体结构上同样存在着令人不可忽视的问题,那就是越来越多的大比例高强度钢的应用。

通观散货船的发展历史及对现状的分析,散货船的发展趋势主要体现在双壳化、大型化、快速性、多用途化、使同年限增长、环保和自动化程度提高等几个方面。

这些法则这些发展趋势中都包含有结构设计的内容,例如在大型化方面,对船体进行优良的结构,不仅能保证结构强度,延长使用年限,而且能适当减轻船体重量,从而降低建造成本。

因此,结构强度设计在船舶建造中有着举足轻重的地位。

本人此次即选择了《31000DWT散货船结构强度设计》课题,通过本次31000DWT 散货船结构强度设计,提高自己对散货船结构强度设计、收集资料等能力,从中了[3]詹明珠,王新宇.30000DWT散货船货舱段结构强度有限元计算[J].船舶设计通讯,2008,(2):37-41[4]刘文华.30000t级散货船结构强度有限元分析[J].船舶设计通讯,2008,(2):30-36[5]林平根,谢永和.单双壳散货船横向强度的有限元对比分析[J].中国造船,2009, (1)[6]张志刚.散货船共同结构规范应用探讨[J].上海造船, 2009,(1)[7]谢东维,张波.82000DWT散货船货舱区结构有限元分析[J].广船科技,2010,(1):14-19[8]刘文华,张弛.基于CSR中热点应力的散货船疲劳强度分析[J].上海造船 2009, (3)[9]李国卫.外运27000t运木散货船船体结构设计[J].广船科技,1999,(1)[10]任淑霞,朱传华,吴小康.满足CSR的57000DWT单壳散货船的结构设计船舶[J].设计通讯,2010,(增刊)[11]肖锋,吴剑国,孙燕.基于CSR的散货船极限强度分析[J].船舶,2010,(2)[12]林晔,陶晖.散货船CSR屈曲应力计算方法对结构设计的影响[J]. 船舶,2009,(4)[13]杨永祥,戴雪良.散货船船体结构设计中应注意的几个问题[J].江苏船舶,2008,(5)[14]赵党,夏利娟,张星君,何炎平.大型浮吊船体的结构设计和强度评估船舶[J]. 舰船科学技术,2009,(11)[15]李荣辉,杜嘉立.基于IACS URS25 散货船局部强度校核[J].大连海事大学学报,2010,(2)[16]任淑霞,徐旭敏.浅谈满足共同规范的散货船结构设计特点[J].船舶设计通讯, 2010,(增刊)[17]孙久龙,陈伯真,胡毓仁.采用谱分析法的大型散货船结构疲劳可靠性分析[J].上海交通大学学报,1997,(11)[18]黄迎春,杨平.破损散货船剩余极限强度的评估与分析[J].中国舰船研究,2008,(6)[19]Janet E. Heffernan & Jonathan A. Tawn.Extreme Value Analysis of a Large Designed Experiment: A Case Study in Bulk Carrier Safety [J]. Extremes. 2002,(4):359-378.[20]Toshiyuki Shigemi & Tingyao Zhu.Extensive study on the design loads used for strength assessment of tanker and bulk carrier structures[J]. Marine Science and Technology,2004,(9):95-108。

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本科毕业论文(20届)3 1 0 00 DW T 散货船结构强度设计专业:船舶与海洋工程目录中英摘要 (II)前言 (II)第一章绪论 (1)1.1 散货船概述及现状 (1)1.2 散货船船结构强度分析及设计 (2)1.3 小结 (4)第二章总体部分 (5)2.1 任务书与母型船资料分析 (5)2.2 设计船型值确定及型线图绘制 (5)2.3 设计船总布置设计及总布置图绘制 (15)第三章结构部分 (19)3.1 设计船船型资料 (19)3.2 设计船结构规范设计 (19)第四章强度部分 (56)4.1 主要构件汇总 (56)4.2 中横剖面模数计算 (61)4.3 强度校核 (64)第五章图纸绘制 (65)5.1 典型横剖面图 (65)5.2 基本结构图 (65)第六章设计总结和展望 (66)参考文献 (67)致谢词 (68)外文翻译 (69)31000DW T 散货船结构强度设计摘要按照《 2006 钢制海船入级建造规范》对一艘31000 D W T散货船进行结构强度设计。

首先,对任务书和母型船资料进行了分析,利用母型改造法确定出设计船的主尺度和型值表,并且绘制了设计船的型线图和总布置草图。

其次,根据《 2006 钢制海船入级建造规范》对设计船进行了结构设计,确定了设计船各构件的规格尺寸,进行了总纵强度校核。

根据结构设计结果,绘制了典型横剖面图和基本结构图。

最后,对设计过程当中存在的问题和不足进行了讨论,并提出了结构改进方案。

结论:设计船主尺度满足设计任务书的要求,船体结构规范设计计算和总纵强度校核满足《 2006 钢质海船入级与建造规范》要求。

[ 关键词 ] 散货船;结构规范;结构设计;强度校核T h e s t r u c t u r a l s t r e n g t h d e s i g n o f t h e 3 1 0 0 0 DW Tb u l kc a r r i e r[Abstr act] The s t ru cture stre ng th de s ig n of 31000D WT bulk ca rri er i s s t udie d in this article. It involves three parts-the overall design part, structure design part, summary and discussion design part. Firstly, the design of the overall part: analysis the mission statement and the information of the parent ship, and using pare nt typ e tra n sfo r mati on meth od to decide the ma i n dimensions designed ship and the offsets table, then drawing ship lines plan and the general arrangement plan of the new ship. Secondly, the design of the structure part: according to the “Rules for classfication of sea-going steel ships(2006)”, carry out the structure design and select the structural materials reasonably, calculate and verify the longit udi nal strengt h, then a na lys i s t he result s of the de s i gn, l a s t ly, draw the basic structure plan and typical cross section plan. Thirdly, the summary and discussion part: summarizing the experience and analyzing the deficiencies of the design processand , some reasonable and effective measures to strengthen the structure and the scheme of structural optimization are proposed.Conclusion: the m a in dimensions of de s i g ned ship m e et s the requirements of the assignment. The calculation and verification of ship structure standard design and the general strength of longitudinal satisfies the strength requirements of the “Rules for classfication of sea-going steel ships in 2006”.[Key Wor ds] bulk carrier; structure norm; structure design; strength check前言如今的散货船的结构型式在全世界独领风骚了 30 余年,充分显示了它的优越性,也比较彻底地暴露了它的弱点。

海上散货运输业正企盼着散货船的结构型式能及早得到改进,或者开发出具有更多优点并能保证规定寿命期内安全营运的全新结构型式。

目前世界散货船队中在航船舶的货舱结构大多为单壳体,然而近年来单壳体散货船频繁发生的海难事故越来越引起国际海事组织 ( IM O) 和各船级社的关注。

据统计, 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。

因此,国际海事界要求提高散货船建造标准,采用双壳体的呼声日益高涨。

IM O和 IA C S 也采取了相应的措施。

当前我国正在使用的散货船按建造年代基本上可分为 80 年代和 90 年代及以后的建造的船舶。

80 年代建造船舶目前已属老龄船,并逐渐步入超老龄船行列。

这部分船舶结构上的缺陷体现在船体和某些主要受力构件的变形、疲劳、腐蚀渐达极限以及以往损伤事故的后遗症等。

据统计,船龄为 11 -30 年的船舶,占因结构损坏引发的海难事故总数的 88 .9 % 。

这说明随着船龄的增长,结构老化、结构强度不足是造成海难事故的主因。

而且,吨位在 3 万吨及以下船舶,占因结构损坏引起的难事故总数的 72 .2 % ,这说明船舶的吨位越小,船舶的结构强度就越弱。

这些船舶在船体结构上同样存在着令人不可忽视的问题,那就是越来越多的大比例高强度钢的应用。

通观散货船的发展历史及对现状的分析,散货船的发展趋势主要体现在双壳化、大型化、快速性、多用途化、使同年限增长、环保和自动化程度提高等几个方面。

这些法则这些发展趋势中都包含有结构设计的内容,例如在大型化方面,对船体进行优良的结构,不仅能保证结构强度,延长使用年限,而且能适当减轻船体重量,从而降低建造成本。

因此,结构强度设计在船舶建造中有着举足轻重的地位。

第一章绪论我国正在使用的散货船按建造年代基本上可分为 80 年代和 90 年代及以后的建造的船舶。

80 年代建造船舶目前已属老龄船,并逐渐步入超老龄船行列。

这部分船舶结构上的缺陷体现在船体和某些主要受力构件的变形、疲劳、腐蚀渐达极限以及以往损伤事故的后遗症等。

1. 1 散货船概述及现状散货船是散装货船简称,是专门用来运输不加包扎的货物,如煤炭、矿石、木材、牲畜、谷物等。

散装运输谷物、煤、矿砂、盐、水泥等大宗干散货物的船舶,都可以称为干散货船,或简称散货船。

因为干散货船的货种单一,不需要包装成捆、成包、成箱的装载运输,不怕挤压,便于装卸,所以都是单甲板船。

现有典型散货船的结构型式在全世界独领风骚了 30 余年,充分显示了它的优越性,也比较彻底地暴露了它的弱点。

海上散货运输业正企盼着散货船的结构型式能及早得到改进,或者开发出具有更多优点并能保证规定寿命期内安全营运的全新结构型式。

目前世界散货船队中在航船舶的货舱结构大多为单壳体,然而近年来单壳体散货船频繁发生的海难事故越来越引起国际海事组织 ( I M O)和各船级社的关注。

据统计, 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。

因此,国际海事界要求提高散货船建造标准,采用双壳体的呼声日益高涨。

I M O和 I ACS也采取了相应的措施。

我国正在使用的散货船按建造年代基本上可分为 80 年代和 90 年代及以后的建造的船舶。

80 年代建造船舶目前已属老龄船,并逐渐步入超老龄船行列。

这部分船舶结构上的缺陷体现在船体和某些主要受力构件的变形、疲劳、腐蚀渐达极限以及以往损伤事故的后遗症等。

据统计,船龄为 11 - 30 年的船舶,占因结构损坏引发的海难事故总数的88 . 9 %。

这说明随着船龄的增长,结构老化、结构强度不足是造成海难事故的主因。

而且,吨位在 3 万吨及以下船舶,占因结构损坏引起的难事故总数的 72 . 2 %,这说明船舶的吨位越小,船舶的结构强度就越弱。

这些船舶在船体结构上同样存在着令人不可忽视的问题,那就是越来越多的大比例高强度钢的应用。

选用材料的不适当,结构强度设计的缺陷会使船舶的使用年限减少。

因此,散货船的结构强度设计在船舶建造中有着举足轻重的作用。

1. 2 散货船船结构强度分析及设计按规范进行结构设计的一般流程是:首先,根据对母型船的调查研究和所设计船的特殊要求,分析所设计船的船体强度要求,选择合适的建造规范。

然后,根据型线图和总布置图,绘制中剖面图、基本结构图和肋骨线型图等草图,并进行结构构件的初步布置。

最后,按规范计算船体主要构件的尺寸,边计算、边绘图、边完善初始的结构布置方案。

其中,我们运用有限元方法对构件、结构进行强度分析,从而确定其构件尺寸及结构形式。

以下就是几个有关散货船的结构强度设计的例子:王国强等在文献 [ 1 ] 中主要介绍了45000 D W T散货船在结构设计中的设计特点、强度计算,并作了简要分析。

该船具有同等吨位散货船的共性,但是由于宽深比和航线的影响,又使得它具有比较明显的个性。

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