縱骨
- 耐壓液艙精細化分析與骨材變剛度設計
。液艙殼板上相鄰縱骨間距b1/ l*=0.8，實肋板間距l/ l*=1.4。實肋板厚度t2/t*=0.9，艙壁板厚度dt/t*=1.0，縱向隔板厚度t3/t*=1.3，減薄量均為Δt/t*=0.045。其中：R*為基準半徑，t*為基準厚度，l*為基準間距。縱骨T型材尺寸⊥11×150/20×50，實肋板徑向加強筋T 型材尺寸⊥7×100/12×30，橫艙壁及縱向隔板T 型材尺寸⊥16×200/20×80，耐壓船體外環肋T型材尺寸⊥30×420/36×140
艦船科學技術 2023年14期2023-09-01
- 極地探險郵船頂推結構強度計算方法
mm的細網格，縱骨腹板和面板均使用4節點的板單元模擬，如圖2所示。圖2 艉部有限元模型2.2 載荷與邊界條件2.2.1 載 荷對極地探險郵船尾部舷側頂推位置處結構施加載荷。根據輪胎接觸面積施加，施加在較危險的位置處?？v向T排跨度最大、輪胎僅作用在一根縱骨上的情況為較危險工況，選取該工況作為研究工況。拖船的頂推力F最大為15 t。假設輪胎與船體接觸面均勻傳遞載荷，在實際接觸位置處施加均布載荷P0。實際施加載荷如圖3所示。圖3 載荷圖(1)式中：A0為2個輪
造船技術 2022年6期2023-01-09
- 集裝箱墜落載荷作用下甲板板架結構響應理論預報方法研究
觸區域為甲板板、縱骨以及橫梁的交叉結構；由于接觸面積小的線接觸工況在低速情況下就可以對甲板造成足夠大的損傷，因此選取線接觸墜落高度為5 m的工況，而集裝箱最低點與甲板的距離小于5 m，所以線接觸墜落時集裝箱接觸甲板的速度約為5 m/s，接觸區域為甲板與三根縱骨的交叉結構。表1 甲板板架結構參數(a) 面接觸墜落(b) 線接觸墜落圖2 集裝箱墜落場景示意圖Fig.2 Schematic diagram of container drop scenarios2
振動與沖擊 2021年21期2021-11-17
- 無頂凳槽形橫艙壁附近甲板構件布置及型式優化
強框范圍內的甲板縱骨應力水平很高，存在結構安全隱患。針對該問題，分析槽形橫艙壁附近甲板縱骨的受力特點及影響甲板縱骨應力水平的因素；基于有限元的強度計算和結構優化設計，提出一種優化的甲板短縱桁布置方案，減小艙壁附近甲板縱骨應力；提出短縱桁端部與縱骨連接的優化型式，解決該處的疲勞問題。1 無頂凳槽形橫艙壁對甲板縱骨的影響以具有無頂凳槽形橫艙壁的MR油船為例，典型貨艙及橫艙壁結構型式見圖1。圖1 MR油船典型貨艙及橫艙壁結構形式1.1 理論分析考察中貨艙艙中位置
船海工程 2021年5期2021-10-25
- 基于共同結構規范的主甲板縱向結構疲勞簡化評估方法
2]，散貨船甲板縱骨疲勞評估甚至完全不考慮局部載荷的影響[3]，因此主甲板區域的疲勞狀況是船體梁疲勞強度的體現。CSR-OT《油船共同結構規范》[4]對油船基于甲板縱骨疲勞的船體梁疲勞強度有一個簡化的評估方法。該方法定義了一種“船體梁疲勞剖面模數”，如果船體梁實際剖面模數不低于該值，則該剖面的甲板縱骨基本能滿足規范要求的疲勞壽命。甲板縱骨的應力集中系數通常較小，如果仍不滿足疲勞強度要求，需要增加較多的尺寸以減小船體梁彎曲應力。縱骨疲勞常規計算方法較為繁瑣，
船海工程 2021年5期2021-10-25
- 基于HCSR的散貨船新型典型強框架設計
腹板上連接內外底縱骨的加強筋改為兩端削斜、位置錯開縱骨、靠近貫穿孔，并取消加強筋背肘板，見圖2。圖2a)，b)形式為原設計所采用的結構形式，新型強框架采用c)形式；②頂底邊艙強框，除了防傾肘板外，其他加強筋均未與縱骨面板連接，且加強筋兩端改為削斜形式；③頂底邊艙強框大開孔邊緣面板，由T形改為L形，以方便分段建造及安裝；④根據強框上加強筋的跨距不同，對加強筋的尺寸進行分類，盡可能減少零件規格數量。圖2 腹板加強筋結構形式細節2 規范驗證2.1 縱骨對于新型強
船海工程 2021年4期2021-08-17
- 大型汽車運輸船外底板抗屈曲方案分析
板板厚、加密船底縱骨和設置橫向屈曲加強筋。 對于橫向受壓的板格而言，上述3 種加強方案均能有效提高板格的臨界屈曲應力。 本文以入級美國船級社（ABS）的某7 500 CEU PCTC 為目標船，建立艙段有限元模型計算外底板板格的橫向壓應力，結合規范要求詳細分析上述3 種加強方案對外底板結構重量的影響，可為將來汽車運輸船外底板設計提供參考。該船的總布置如圖1 所示，主尺度參數和入級符號如下：圖1 總布置側視圖1 雙層底布置及規范要求1.1 雙層底布置型式目標
船舶設計通訊 2021年1期2021-08-11
- 墜物參數對半潛式起重平臺甲板結構損傷的影響研究
分以沖擊點位置（縱骨及橫梁等）進行劃分。本文采用4 種墜物模型，選取導管架結構作為典型的大型細長型結構物，導管架平臺上甲板局部結構為典型的大型方形結構物。如表1 所示，導管架結構長寬高尺寸為25 m×25 m×90 m，導管架上甲板結構共3 層，長寬高尺寸為40 m×22 m×16 m，包含甲板、縱骨、橫梁和支柱等主要結構。針對墜物不同位置的損傷影響時細長型墜物的選取為長10 m，直徑250 mm，重量3 t的細桿；方形墜物為20 GP 標準集裝箱，尺寸為
艦船科學技術 2021年7期2021-08-11
- 方槽型縱骨船舶抗冰結構冰撞動響應實驗研究*
側外板增加肋骨和縱骨數量的方法，提出了兩種LNG船舷側抗冰撞結構加強方案，盡管起到了抗冰效果，但是由于構件數量的增加，帶來了船體重量增加的問題。陳聰[10]提出了Ⅰ型和Ⅴ型兩種夾層板新型抗冰撞結構型式，通過與傳統船體結構對比，驗證了其抗冰效果，但未給出夾層板與傳統結構重量的差異，并且這類夾層板抗撞結構在實船應用中會面臨加工工藝要求高、焊接和制造難度大等問題。本文中，以一種涉冰帶船肩處傳統板架結構為原型，采用新型方槽型縱骨替代原有縱骨，利用落錘沖擊實驗測試系
爆炸與沖擊 2021年6期2021-07-09
- 鉆井立管墜物作用下自升式平臺甲板損傷及結構優化
置②表示落在甲板縱骨上，甲板板架結構及主要構件尺寸如圖1所示。圖1 甲板板架結構及撞擊示意圖（單位：mm）2.1 建立有限元模型根據DNV規范，在通常情況下墜物撞擊海平面時的速度約為24 m/s～26 m/s，相當于距離水面30 m處開始下落，而對于鉆井立管撞擊甲板的損傷分析需要減去鉆井甲板平臺距離水面的距離，可知鉆井立管距離墜落點的距離約8 m。為讓有限元模型更加清晰，設置立管位于甲板上方0.1 m處，立管的速度v=12.51 m/s。板架材料采用AH3
船舶標準化工程師 2021年2期2021-04-08
- 全冷藏集裝箱船結構設計要點
舷側和船底均采用縱骨架式結構形式。為了提高縱骨的疲勞壽命，雙殼內的肋板加強筋盡量不與縱骨連接，可有效提高縱骨的疲勞強度，見圖3。該形式的幾何應力集中系數小;由于縱骨的球頭并不與橫向結構焊接，疲勞熱點從縱骨剖面的頂端下降到了腹板與補板的上交點，因此，在外部載荷不變的情況下，很大程度減小了局部應力對疲勞的影響。H1為球頭不與強框加強筋焊接時的熱點高度，H2為強框加強筋與縱骨球頭焊接時的熱點高度[4]，見圖4。圖3 肋板加強筋與縱骨連接形式圖4 縱骨疲勞熱點選取
船海工程 2020年3期2020-07-30
- 平面薄板智能生產線方案規劃研究
片體的自動拼板、縱骨和T排裝配和自動焊接。生產線設置鋼板拼板正面焊接工位、鋼板翻身工位、鋼板拼板反面焊接工位、劃線噴碼工位、縱骨安裝工位、縱骨焊接工位、T排安裝工位、T排機器人焊接工位。配套的自動輸送系統和生產線管理平臺,工位間物料傳送由工作平臺、輥道升降裝置進行輸送片體，工件作業時在平臺上作業，在工位間傳輸時采用升降輥道進行輸送。拼板采用琴鍵式液壓壓力架雙面成形焊接工藝，自動劃線采用噴墨高速劃線，縱骨焊接采用多電極高速自動化焊接，骨材角焊方式采用視覺圖像
江蘇船舶 2019年4期2019-11-11
- 基于汴水虹橋和閩浙木拱橋的結構探究
橋的主拱由橫梁和縱骨兩部分組成，該模型可簡化成為二維結構簡圖（如圖1所示），從而能夠更加直觀的對汴水虹橋的主拱結構組成進行體現。圖1 汴水虹橋二維結構簡圖 由圖1可以看出，在汴水虹橋的主拱結構之中，包含兩個縱骨系統以及橫梁。三節等長的木桿件也可被稱為“三節苗”，其共同組成第一系統；四節等長的木桿件也可被稱為“四節苗”，其共同組成第二系統。對橫梁進行應用，其主要作用就是與兩個縱骨系統進行搭接，從而形成主拱系統的整體完整。在圖1之中，左數的第一根橫梁的搭接固定
四川水泥 2019年9期2019-11-02
- HCSR縱骨疲勞簡化算法修正
化算法來評估船體縱骨端部連接處的疲勞壽命。除外部載荷外，影響縱骨疲勞壽命的主要內部因素是節點參數和節點位置。由于不同設計選用不同的節點參數，節點本身分布的位置各異，HCSR從簡單實用的角度出發，對以上影響因素進行簡化，因此，其計算精度受到一定影響?，F有的研究已經發現HCSR縱骨疲勞簡化算法評估結果與有限元法存在差異[2]，并且與實船疲勞壽命定量上存在偏差[3]，但并未深入探討產生這種偏差的原因，也未提出相應的改進方法。為此，考慮對縱骨疲勞簡化算法的理論背景
船海工程 2019年3期2019-07-03
- 基于Ochi-Mottor理論的船艏底部砰擊評估方法
船進行船底外板、縱骨、和板架結構的強度評估。1 船舶主要參數某67 000 DWT散貨船為縱骨架式雙層底結構，縱向分布5個貨艙，在距首垂線0.3L范圍內有2個貨艙。根據規范定義的建模范圍縱向取FR148～FR230肋位。橫向為從左舷外板到右舷外板的所有結構，垂向的范圍為自基線到距基線10.5 m水線處。因船型左右關于縱剖面對稱，計算針對模型的一半，船體主要參數見表1。2 砰擊壓力極值的規范計算方法Ochi-Mottor根據眾多Marine船型的砰擊試驗數據
船海工程 2019年1期2019-03-04
- 焊接缺陷對鋁合金板架疲勞壽命影響的試驗分析
寬300 mm，縱骨為6083擠壓型T型材，尺寸為50 mm×50 mm×4 mm。第1種節點形式為單跨板架（以下稱“節點1板架”），第2種節點形式為雙跨板架（以下稱“節點2板架”）。連接肘板尺寸為 6 mm×120 mm×120 mm，端板厚8 mm，扶強材為60 mm×6 mm的扁鋼。圖2所示為實物模型。1.2 板架試件焊縫的X射線拍照共加工了20件鋁合金板架試件，其中節點1和節點2板架試件各10件。首先，對所有板架試件的焊縫進行X射線拍照，從中篩選出
中國艦船研究 2019年1期2019-02-13
- 阿芙拉型油船雙層底肋板開孔及補強研究
影響；雙層底肋板縱骨穿越孔補板的設計；開孔應力沿艙長方向分布規律研究；兩種人員永久通道開孔形狀的對比分析；常用永久開孔的幾種加強方案對比分析；旁縱桁上縱骨穿越孔朝向分析。該母型船的主要尺度參數如下：船長LBP245.0 m船寬B 44.0 m型深H 21.2 m結構吃水d 15.0 m雙層底高度h 2.57 m肋板間距S 3.72 m骨材間距s 0.83 m本船雙層底設置一根中縱桁和左右舷各設置一根旁桁材，中縱桁與旁縱桁之間無其他縱桁。內底縱骨高370 m
船舶 2018年6期2019-01-11
- 倒掛腳手架在超大型油船修理中的運用
5年，甲板及甲板縱骨腐蝕程度已經超過船級社標準，需要對全船近半的甲板及甲板縱骨換新，換新的鋼結構工程量近1 800 t，甲板反頂特涂面積20 000 m2。1 腳手架設計1.1 30萬t油船主要參數船舶主尺度為330 m(長) ×60 m(寬) ×29.3 m(高);船舶肋距6.10 m;甲板縱骨間距0.85 m。1.2 已知腳手架構件參數腳手板4 m×0.3 m，單板質量16 kg;腳手管6 米/根，單根質量17.3 kg。1.3 拉緊構件參數船用小鏈條
中國修船 2018年6期2018-12-21
- 兩種縱骨端部連接形式的疲勞強度分析
R規范》要求計算縱骨端部的疲勞強度，其中，確定縱骨端部連接形式的應力集中系數十分關鍵。IACS H-CSR TB Report[3]介紹了《H-CSR規范》中的應力集中系數是通過數值計算和結構試驗得來的，且該系數與腹板加強筋的深度、縱骨面板的厚度以及細化網格的尺寸等均有關系?！禜-CSR規范》對32種特定類型的縱骨端部連接形式的應力集中系數進行了統一，做成了應力集中系數表格。但如果設計的結構形式不在這32種當中，《H-CSR規范》提供了替代設計方法來計算這
船海工程 2018年5期2018-11-01
- CSR底部砰擊載荷作用下PSM的最大剪力
。如圖3所示，以縱骨架式外底板架為例，砰擊載荷作用于船底外板，通過外底縱骨傳遞到支撐縱骨的實肋板。以中間實肋板為目標實肋板，總的砰擊載荷為FSL，砰擊載荷作用區域沿縱骨方向的寬度為bSL，沿實肋板方向的寬度為lSL。圖3 砰擊載荷作用示意如圖4所示，實肋板間距為S，第i根縱骨所承受的砰擊載荷大小為FSLi，砰擊載荷作用區域后端距目標實肋板距離為自變量x。圖4 第i根縱骨受力模型假定縱骨在實肋板處邊界剛固約束，根據梁理論可以求得第i根縱骨傳遞到目標實肋板上的
船海工程 2018年4期2018-08-27
- PLUS船級符號的穿梭油輪疲勞強度分析
雙底和雙殼的所有縱骨與強框的連接，包括腹板加強筋、穿越孔和補板，見圖2。其他結構細節根據CN30.7[3]規范進行校核。表1 高周疲勞校核范圍注：1)一般來講，所有雙殼和雙底縱骨和強框的連接都需要校核，除了該指定位置進行直接計算外，其他位置通過篩選的方法進行校核。表2 低周疲勞校核范圍注：1)對強框腹板加強筋，具有大跨距，采用大規格縱骨比較危險；對穿越孔和補板，強框的高剪應力區和沒有腹板加強筋的位置比較危險。2 強度校核縱骨-強框連接結構的疲勞強度是船舶疲
船海工程 2018年3期2018-06-13
- 某半潛駁甲板載荷結構分析
的情況，因此甲板縱骨受力模型可簡化為以下2個。1) 當2個輪印作用在1個板格內時，甲板縱骨受力模型見圖2。2) 當2個輪印不同時作用在1個板格內時，甲板縱骨受力模型見圖3。圖2 甲板縱骨受力模型1圖3 甲板縱骨受力模型2甲板縱骨許用應力甲板縱骨的最小剖面模數(1) 當2個輪印作用在1個板格內時，P為車輪對甲板的集中負荷，特種裝備的最大軸重為16.75t，車輪最大集中負荷為8.375t，但1根縱骨上會同時作用2個集中負荷。彎矩M滿足經計算，甲板縱骨的最小剖面
船舶與海洋工程 2018年2期2018-05-16
- 油船冰區舷側結構的優化設計
的前提下，不同的縱骨間距可能產生減重和減少焊接工作的效果，從而為結構設計提供一種新的思路。1 芬蘭—瑞典冰級規范根據芬蘭-瑞典冰級規范 （Finnish-Swedish Ice Class Rule，FSICR），在冰區加強區域內，所有骨材應與支持結構作有效的連接。縱骨應與所有支持的強肋骨和艙壁用肘板相連。當骨材通過支持結構時，骨材的腹板兩面應與支持結構直接焊接相連，或采用領板或補板連接。設置肘板時，其厚度應至少與骨材的腹板相同，且邊緣應作適當加強以抵抗屈
船舶設計通訊 2018年2期2018-02-18
- 超大型集裝箱船縱骨貫穿孔的形狀優化
)超大型集裝箱船縱骨貫穿孔的形狀優化周廣喜，謝大建，萬冬冬(南通中遠川崎船舶工程有限公司，江蘇 南通 226005)基于在外板縱骨與橫向肋板連接處的貫穿孔是疲勞裂紋的多發地帶，以某超大型集裝箱船為例，介紹了船體外板縱骨貫穿孔的受力狀態，并基于譜分析方法,對該型船舭部外板縱骨貫穿孔結構進行了疲勞強度分析。通過比較不同結構形式貫穿孔的疲勞壽命和不同結構形式縱骨貫穿孔的優缺點，總結并提出了超大型集裝箱船縱骨貫穿孔結構形式的設計要點。譜分析；疲勞裂紋；超大型集裝箱
江蘇船舶 2017年4期2017-10-12
- 縱骨對環肋圓柱殼肋間殼板穩定性的影響
430064)縱骨對環肋圓柱殼肋間殼板穩定性的影響王小明(中國艦船研究設計中心，湖北 武漢 430064)肋間殼板失穩是潛艇耐壓殼體失穩的重要形式之一，加設縱骨是提高環肋圓柱殼肋間殼板穩定性的有效方法。通過理論計算，得出以下結論:加設縱骨可以提高環肋圓柱殼肋間殼板穩定性，且α值越大，效果越明顯；加設縱骨后的環肋圓柱殼在肋間殼板失穩時，縱向失穩半波數等于 1，周向失穩波數大于 10，且縱骨尺寸越大，周向失穩波數越大；失穩臨界壓力隨肋距的減小而增大，隨縱骨尺
艦船科學技術 2017年4期2017-05-17
- 低溫沖擊環境下的加筋板骨材裂紋擴展分析
度為12 mm，縱骨截面尺寸為120 mm×8 mm。面板和縱骨相交的兩邊采取簡支約束，剩余兩邊自由?？紤]實際結構中縱骨端部下端一般會有強框架支撐，在縱骨底部兩端 12 mm范圍內約束其垂直面板方向的位移，整個面板均勻施加橫向向內壓力沖擊載荷。圖5 分析模型Fig.5 Analysis model所用材料為船用高強鋼，屈服強度620 MPa，密度7 850 kg/m3，楊氏模量210 GPa，泊松比0.3。選取材料本構為Ramberg-Osgood模型，參
哈爾濱工程大學學報 2017年4期2017-05-10
- 2400 TEU內貿集裝箱船結構減重設計
H36，艙口圍板縱骨由原來的 FB250×36AH36 減少到 FB250×32AH36。同時上甲板、舷頂列板和縱艙壁上列板的板厚由原來28DH36減少到24DH36，縱骨相應由原來的FB250×28DH36 減少到 FB250×24DH36，見圖 4。 此區域的優化，共減少重量約占空船重量的1.7%（其中15 t已含在2.2中描述）。圖4 總縱強度結構優化2.4 高強度鋼的使用該船規格書高強度鋼比例的限制沒有明確要求，母型船高鋼比例約為45%。貨艙原船底
船舶設計通訊 2017年2期2017-03-12
- 多跨失穩的縱骨梁柱屈曲載荷-端縮曲線的理論修正
11）多跨失穩的縱骨梁柱屈曲載荷-端縮曲線的理論修正朱漢波1王?；?萬 琪2吳劍國1（1.浙江工業大學 杭州320012；2.中國船舶及海洋工程設計研究院 上海200011）針對多跨板架整體失穩的問題，提出一種對規范Smith法扶強材單元載荷-端縮曲線的修正方法，并給出計算公式。結合3塊實際的板架模型，分別計算并比較了規范的載荷-端縮曲線、理論修正法載荷-端縮曲線以及非線性有限元法載荷-端縮曲線，驗證了修正方法的合理性。載荷-端縮曲線；極限強度；Smith
船舶 2017年1期2017-03-01
- 船體縱骨典型節點疲勞裂紋擴展壽命評估
30074）船體縱骨典型節點疲勞裂紋擴展壽命評估何文濤1，劉敬喜1，2，解 德1，2（1.華中科技大學 船舶與海洋工程學院，武漢 430074；2.船舶和海洋水動力湖北省重點實驗室，武漢 430074）基于有限元軟件ABAQUS，結合虛擬裂紋閉合法、裂紋擴展判據及子結構技術，應用腳本語言Python開發出模擬疲勞裂紋擴展的程序（FCG-System）。對含初始裂紋的油船縱骨典型節點在側面壓力作用下進行疲勞裂紋擴展數值模擬，并探討了軟趾、背肘板及防傾肘板對疲
船舶力學 2016年11期2016-05-04
- 船體縱骨上附連挺筋軟踵形狀參數優化
00011）船體縱骨上附連挺筋軟踵形狀參數優化羅仁杰，邱偉強，蔡詩劍，陳 濤（中國船舶及海洋工程設計研究院，上海 200011）船體縱骨上附連挺筋與縱骨面板連接處往往會因幾何突變而出現應力集中現象，造成結構失效或損壞。對此，根據協調共同結構規范（HCSR）中圖示推薦表和國內各大船廠的典型節點圖冊，選取3種工程中常用的軟踵形式建立參數化模型，并利用Isight集成有限元建模軟件Patran和計算軟件Nastran進行形狀參數優化計算，得到應力極值最小的軟踵形
船舶與海洋工程 2016年6期2016-02-18
- 大型集裝箱船甲板縱骨節點疲勞壽命預報方法
大型集裝箱船甲板縱骨節點疲勞壽命預報方法羅 盼，黃小平，孔小兵（上海交通大學 高新船舶與深海開發裝備協同創新中心，上海 200240）針對大型高強度厚鋼甲板縱骨結構的疲勞熱點，用基于斷裂力學的裂紋擴展壽命預報方法進行疲勞壽命評估。直接采用《船體結構疲勞強度指南》中的疲勞載荷計算公式計算縱骨名義應力；結合縱骨節點焊趾處表面裂紋應力強度因子經驗計算式和裂紋擴展率單一曲線模型對大型集裝箱船甲板縱骨的疲勞壽命進行預報。對集裝箱船扁鋼型縱骨端部連接節點表面裂紋應力強
船舶與海洋工程 2016年6期2016-02-18
- 基于AUTOLISP二次開發的剖面繪制輔助工具原理及應用
開剖面、自動繪制縱骨并加縱骨號標注。利用該工具可以有效地提高剖面繪制效率，并能在設計初期對縱骨布置方案做出有效評估。AUTOLISP；AUTOCAD；二次開發；剖面繪制1 開發環境概述1.1AUTOLISP概述LISP（List Processing Language）是一種符號式語言，因為它處理的對象是符號表達式［1］。LISP語言的程序和數據都以符號表達式的形式來表示，因此，一個LISP程序可以把另一個LISP程序作為它的數據來處理。LISP語言語法簡
船舶設計通訊 2015年1期2015-11-17
- 球扁鋁穿艙節點優化改進研究
藝，主甲板、外板縱骨設計為在水密艙壁前、后間斷的形式。由于球扁鋁對接縫多、焊接工作量大、耗時長，為方便后續船的順利施工，同時降低建造難度，考慮采取球扁鋁穿艙節點優化設計方案，重新布置縱骨對接縫，并開展模擬裝焊試驗進一步驗證改進方案可行性，從而提高艇體建造質量，降低建造成本[1、2]。2 實施方案(1) 根據前期產品建造情況，采取改進措施對主甲板、外板縱骨的穿艙節點進行優化。(2) 根據新的連接節點，結合分段建造工藝，進一步組織開展球扁鋁穿艙的局部模擬裝焊試
造船技術 2015年5期2015-05-09
- 淺談初穩性高在油船共同結構規范疲勞分析中的應用
1.4.5）關于縱骨疲勞強度的計算方法，鋼制焊接接頭的疲勞強度的能力，是以S-N曲線來表征的，曲線給出了施加到所給結構細節的應力范圍和恒定幅值載荷下失效循環數之間的關系。S-N曲線表示如下：式中：S為總合成應力范圍，N/mm2；N為應力范圍S下的失效循環次數；m為常數，取決于材料和焊接類型、加載類型、節點幾何形狀和環境條件；K為常數，取決于材料和焊接類型、加載類型、節點幾何形狀和環境條件。由式（12）可知，總合成應力范圍S越小，失效循環次數N越大，疲勞壽命
船舶 2015年5期2015-01-03
- 砰擊載荷作用下船首結構的規范設計對比研究
.1 底部及舷側縱骨各規范計算的底部及舷側縱骨如下頁表3所示，需要說明的是，NSR在計算水線以上縱骨時所取構件模數為塑性剖面模數，水線以下縱骨模數為彈性剖面模數。圖7、圖8分別給出fr20剖面P201～P207和fr30剖面P301～P307的縱骨腹板高度對比情況。圖7 fr20剖面縱骨腹板高度對比圖8 fr30剖面縱骨腹板高度對比表3 底部及舷側縱骨計算結果 cm32.3.2 舷側普通肋骨各規范計算的舷側普通肋骨如表4所示，與縱骨相同，NSR在計算水線以
船舶 2015年5期2015-01-03
- 82000dwt 散貨船底部縱骨節點疲勞分析優化
的優化方法。1 縱骨疲勞節點優化1.1 對象如何通過節點優化來滿足散貨船底部縱骨在肋板加強筋處的疲勞壽命，要研究的對象為一條82000dwt散貨船第三貨艙Fr.169號肋位處縱骨的疲勞壽命（見圖1～3）。圖1 82000dwt散貨船如圖2所示，分別在雙層底底部選取BL13以及舷側SL6球扁鋼為研究對象。球扁鋼尺度為； HP300×12AH36（BL13）、HP280×11AH36（SL6）肋板處加強筋為：FB200×15縱骨間距： 850mm肋距： 259
船舶與海洋工程 2015年1期2015-01-01
- 縱橫加肋圓柱殼穩定特性
板厚，也可以加設縱骨。后者充分利用材料，成為提高環肋圓柱殼穩定性臨界壓力的首選措施。這種橫向設置環向肋骨、縱向加設縱骨的圓柱殼結構稱之為縱橫加肋圓柱殼。目前，對于縱橫加肋圓柱殼總穩定性特性的討論比較少，有必要對加設縱骨對環肋圓柱殼的穩定性影響進行研究。1 環肋圓柱殼總穩定性的異常特性環肋圓柱殼在各向均勻外壓力作用下的總穩定理論臨界壓力公式如下［8］:式中各字母所代表的含義可以參考文獻［8］。當環肋圓柱殼僅受縱向外壓和僅受橫向外壓作用時，其總穩定理論臨界壓力
艦船科學技術 2014年7期2014-12-05
- 基于艙段模型的大開口甲板結構穩定性分析與設計
作用下第1層甲板縱骨軸向應力的分布。計算結果表明，該應力分布存在較大程度的不均勻性，采用雙層板架模型或立體艙段模型能獲得較準確的縱骨軸向應力分布。同時，分析2種基于穩定性要求的大開口甲板縱骨設計理念的優劣。為合理利用結構材料，均衡各區域縱骨的穩定性儲備，建議在設計甲板縱骨時要考慮大開口甲板縱骨軸向應力分布的不均勻性。大開口艙段結構；甲板縱骨穩定性；縱骨軸向應力分布；有限元法0 引 言船舶甲板結構的穩定性一直是設計者關注的問題。吳廣明［1］介紹了ANSYS中
中國艦船研究 2014年2期2014-07-19
- 板架彎曲二次應力對縱骨疲勞評估影響的研究
估具有重要意義。縱骨的二次應力由板架的局部彎曲產生，其計算方法主要有基于梁理論的船體強度算法，但該方法主要針對縱桁等間距、肋板等間距的規則對稱結構，對非規則結構縱骨二次應力的計算具有局限性。并且目前二次應力對縱骨疲勞壽命的影響程度以及在計算縱骨疲勞壽命時是否需要考慮，各船級社尚無明確的規定，并缺乏相關的研究。在現行《散貨船、油船協調共同規范》(簡稱HCSR)[1]中，僅說明不考慮二次應力的影響，并無相關論證。本文旨在研究二次應力對縱骨疲勞壽命的影響的比重，
船海工程 2014年2期2014-06-27
- HCSR疲勞評估中艙壁位移引起的縱骨端部附加應力研究
2]疲勞評估計算縱骨疲勞壽命(規范計算)中，共考慮了船體梁應力、縱骨局部應力和艙壁相對位移引起的附加應力3種應力成分。而艙壁相對位移引起的附加應力，油船采用系數法和理論公式方法，散貨船采用理論公式方法求得。然而系數法和公式法計算艙壁相對位移引起的應力都存在一定的不確定性，對其合理性驗證鮮有相關文獻研究。為此，通過理論推導和實船計算，對HCSR規范疲勞簡化算法評估中艙壁位移引起縱骨端部附加應力(公式法和系數法)進行研究。1 HCSR規范附加應力計算方法艙壁相
船海工程 2014年2期2014-06-27
- 散貨船底部縱骨防傾肘板節點疲勞優化研究
對于散貨船來說，縱骨的疲勞問題主要發生在外底以及舷側。具體的連接形式可以分為兩大類：縱骨在肋板加強筋處的連接節點以及縱骨在強框防傾肘板連接處的節點。目前基于CSR(BC)規范，現有關于散貨船底部縱骨疲勞問題的研究大部分主要針對的都是縱骨與肋板加強筋連接節點類型的疲勞問題，而對于縱骨與防傾肘板連接節點類型的疲勞研究十分缺乏。有報告表明：目前的大型、尤其是超大型散貨船縱骨的疲勞問題往往發生在底邊水艙的舷側或者外底縱骨上[1]，而這些位置正是經常采用防傾肘板連接
船海工程 2014年4期2014-06-27
- 不同對接工藝下焊接殘余應力對典型縱骨極限強度的影響研究
接殘余應力對典型縱骨極限強度的影響研究李永正1，2， 岳亞霖1， 韋朋余1， 曾慶波1（1中國船舶科學研究中心，江蘇 無錫 214082；2江蘇科技大學 船舶與海洋工程學院，江蘇 鎮江 212003）隨著模塊化造船的發展和焊接工藝水平的提高，總段合攏的方式正逐步從傳統的“階梯式”轉變為“一刀齊”方式。文章運用ANSYS軟件對焊接溫度場和應力場進行間接耦合，對不同對接工藝下的船舶縱骨的殘余應力分布進行數值模擬，得到相應的殘余應力的分布規律；并把數值模擬得到的
船舶力學 2014年4期2014-06-22
- 船舶擱淺于臺型礁石場景下雙層底縱桁上縱骨變形機理研究
景下雙層底縱桁上縱骨變形機理研究于兆龍1，胡志強1，2，王 革3，姜 哲4（1.上海交通大學海洋工程國家重點實驗室，上海 200240；2.大連理工大學工業裝備結構分析國家重點實驗室，大連 116023；3.美國船級社，新加坡；4.中國海洋石油總公司研究總院，北京）以典型船舶雙層底結構中縱桁上的縱骨為研究對象，運用塑性力學理論和數值仿真手段，討論了縱桁上骨材在船舶擱淺于臺型礁石場景下的變形過程和破壞機理。研究中應用LS＿DYNA仿真模擬得到結構變形模態和能
振動與沖擊 2014年3期2014-05-25
- 超大型集裝箱船縱骨屈服強度和疲勞強度的計算與分析
對超大型集裝箱船縱骨與主要支撐構件連接處的屈服強度和疲勞強度進行探討和校核，對結果進行分析，并提出合理化建議。1 縱骨與主要支撐構件連接的梁系模型與應力分析 ［7］1.1 梁系模型圖1 縱骨與主要支撐構件的連接形式［7］縱骨與強構件的連接時，可將支撐縱骨端部的扶強材、補板和主要支撐構件腹板簡化為一端剛固、另一端與縱骨相連的梁單元，因此，可以將縱骨與主要支撐構件的連接形式（見圖1），簡化為圖2所示的梁系模型。其中，Sh、Ss、Sc分別表征支撐縱骨端部的扶強材
船舶 2013年2期2013-08-11
- 單舷側散貨船肋骨上下端的支撐結構比較分析
在同一塊鋼板上的縱骨布置成等間距同尺寸的型材，如圖1中LT7～LT11，LH1～LH5。而LT12和LS29明顯比相鄰區域的縱骨尺寸大。同樣，LH6和LS26也明顯比相鄰的縱骨尺寸大。這是根據CSR第六章第二節對下部和上部連接肘板有剖面模數和連接長度的具體要求而做的調整。另外，LS26也使用了比較大的尺寸，這主要是考慮到在底邊艙為了方便底邊艙上部區域的焊接和船檢、維修，而特意設置成比較大的尺寸以便用來作為檢查通道設施。本文主要針對LT12和LS29，LH6
船海工程 2013年2期2013-06-12
- 散貨船縱向艙口圍的加強設計
出，甲板的第一根縱骨（DL.1）變形較大。從合成應力圖（圖6）中可以看出，甲板的第一根縱骨與強框連接處合成應力較大，達到180 MPa級別。從剪力圖（圖7）中可以看出，甲板的第一根縱骨與強框連接處剪切應力較大達到90 MPa級別。原有縱向艙口圍支撐肘板甲板下加強的形式，由于加強肘板都終止于第一根縱骨，載荷集中于第一個縱骨，使得甲板的第一根縱骨出現較大變形和應力。2 改進后的加強設計及其校核考慮到原有設計會造成甲板第一根縱骨應力偏大，我們改進了甲板下加強的形
船舶設計通訊 2012年2期2012-09-22
- 迎爆加強筋耦合程度及簡化建模方式的研究
架模型為一簡化的縱骨架式甲板局部板架，其中:縱骨間距400 mm，縱桁間距2 m，強橫梁間距1.5 m;甲板板厚10 mm，縱骨為Γ10號球扁鋼，縱桁為腹板360×12 mm2、面板200×16 mm2的T型材。為了研究甲板結構中主要構件和次要構件在迎爆狀態下耦合程度不同時對結構響應的影響，選擇縱桁和強橫梁之間的“甲板－縱骨”板架和含有兩根縱桁的“甲板－縱骨－縱桁”板架為對象，其有限元模型分別如圖1與圖2所示，耦合形式分別如圖3和圖4所示。圖1 “甲板－縱
振動與沖擊 2012年23期2012-09-15
- 滿足油船共同結構規范的船底砰擊加強分析
加強范圍內的船底縱骨通常應連續，以確保其端部的固定性，或者通過設置滿足規范要求的端部肘板來實現其固定性要求。若在實際設計中以上要求無法得到滿足，CSR允許采用替代的端部固定形式，但縱骨的凈剖面模數應相應增加。CSR提供了剖面模數換算的方法。CSR要求的外板縱骨剖面模數為塑性范圍的要求，而對縱骨腹板的剪切要求仍為彈性。通過實船計算的經驗發現，CSR對外板扶強材的腹板剪切強度要求較為嚴格。隨著往首端砰擊壓力的明顯增大，選擇合適的腹板高度及厚度以滿足剪切要求，往
船舶 2012年2期2012-08-11
- 薄膜型液化天然氣船結構規范計算的比較和研究
板的下緣處。s為縱骨間距，在（1）式和（3）式中單位均為 mm，在（2）式中單位為 m；k、ka、cf為板的長寬比系數，通常取1；tk為內殼腐蝕厚度，按表1??；k2為0.5。σ=0.8σf，普通鋼 σf=235 N/mm2；f=0.75fy，普通鋼 fy=23 500 N/cm2；kf為高強度鋼系數，普通鋼kf=1。將式（1）、（2）、（3）統一取為凈厚度（扣除腐蝕厚度）并統一單位，得：于是，當Peq一致時，得：考慮IGC載荷計算點的差異，對于同一列板，L
船舶 2012年4期2012-08-11
- 船舶典型結構焊接殘余應力的有限元分析
過程中，存在大量縱骨和外板的對接焊縫，這些對接焊縫使結構中存在復雜的焊接殘余應力，對結構的性能有較大影響［1］，使結構強度和韌性下降，并能導致焊接部位產生應力腐蝕開裂；此外，焊接中產生的焊接殘余變形也會很大程度影響船舶制造的精度控制，從而影響船舶建造的質量。由于焊接殘余應力測量復雜、費時費力，現階段船廠各部門還沒有對船體焊接構件進行殘余應力大小的測量。隨著計算機性能的提高和數值計算方法的進步，可通過有限元方法對整個焊接過程進行數值模擬計算，并通過驗證試驗來
船舶 2012年4期2012-08-11
- 水面艦船規范中甲板縱骨穩定性校核的差異研究
面艦船規范中甲板縱骨穩定性校核的差異研究王曉強1陳 崧1李陳峰2任慧龍21中國艦船研究設計中心軍事代表室，湖北武漢430064 2哈爾濱工程大學 船舶工程學院，黑龍江 哈爾濱150001甲板縱骨的穩定性問題是水面艦船結構設計中的一個重要問題?！杜灤ㄓ靡幏丁泛汀端媾炌ЫY構設計計算方法》對縱骨帶板折減系數取法的差異有時會導致工程中出現不同的結果。從理論上分析了《艦船通用規范》和《水面艦艇結構設計計算方法》對縱骨屈曲分析評估方法的差異，并用數值算例結果給予說
中國艦船研究 2012年2期2012-07-19
- 潛艇耐壓液艙設計
實肋板帶液艙殼板縱骨的耐壓液艙進行了優化設計。通過對設計變量、約束條件及目標函數的分析，提出了耐壓液艙優化設計的主要設計變量、約束條件及目標函數。通過對算例的優化，對耐壓液艙的設計提出了優化設計方向，對實肋板減輕孔的設計提出了改進意見。本文對耐壓液艙的規范設計具有一定的指導作用。潛艇;耐壓液艙;縱骨;實肋板;優化設計0 引言潛艇耐壓液艙的主要功能是調整潛艇的重量及平衡潛艇左右舷的重量。當潛艇處于水下潛航狀態時，潛艇所排開水的體積是固定的，即潛艇所受的浮力是
艦船科學技術 2012年4期2012-07-11
- 梁結構的振動響應研究
梁、肋骨、肋板、縱骨和縱桁等大多是細長的型鋼或組合型材，這些相互連接的骨架系統被稱作“梁系”。如上甲板縱骨，在上甲板的骨架中，縱骨的尺寸最小，它穿過強橫梁并通過橫艙壁在縱向保持連續。在計算縱骨時認為強橫梁有足夠的剛性支持縱骨，從而可考慮作為縱骨的剛性支座。縱骨在橫艙壁處則假定為剛性固定端，從而縱骨和強橫梁組成的梁系就可簡化為一有限的具有剛性支座支撐的連續多跨梁。研究梁結構的響應有助于弄清船體內結構振動能量的傳遞，從而有助于弄清船體內結構噪聲的傳遞途徑。一般
船舶 2012年5期2012-06-07
- 船底結構的焊接系數研究
數船底板架主要由縱骨、肋板、縱桁等相互聯系構件組成。船底板上的荷載按照單向板的荷載傳遞路線，從板上傳遞到縱骨上，再由縱骨傳遞到其他大的構件之上。由于篇幅有限，船底結構縱骨焊接系數的研究此處暫未列入。2.1 船底各個構件支座剪力計算2.1.1 船底肋板與縱骨支座剪力計算對于主肋板與縱骨，從板架中不同方向、相鄰的兩梁之間取出一個長方格klmn（見圖3），在長方格上的均布荷載q0由橫向構件承擔，不考慮縱向構件，令：圖3 肋板受荷圖對于肋板，就取兩肋板之間的荷載；
船舶 2012年5期2012-06-07
- 改裝船舶分段對接錯位的研究與討論
加框架會出現底板縱骨切口的高度變矮，需要同時修整框架切口使其高度達到標準要求，比拆除新加框架重新定位要麻煩很多)，通過該方法可有效預防分段錯位的發生。2 對接縫部位結構調平在船舶改裝過程中，很多情況下會出現所有分段已經裝配結束才發現分段對接縫位置錯位，很多施工人員首先想到用馬板對錯位位置卡平后焊接，下面以上邊柜底板分段為例，若對接縫位置出現錯位 (見圖2)用調平的方法是否可行。圖2 上邊柜底板分段對接縫區域由于該輪的上邊柜結構采用縱骨架形式，所以根據圖2可
中國修船 2011年5期2011-07-30
- 基于共同規范的散貨船疲勞分析
二維情況下的船體縱骨疲勞強度，同時利用三維有限元手段對主要支撐構件的疲勞強度進行了分析，并總結了影響疲勞強度的關鍵因素。1 疲勞基本原理疲勞有兩種類型，分別是低頻循環疲勞，對應于循環次數少于 5×103，在材料塑性范圍內變形，例如浮式生產系統FPSO的儲油/卸油狀態；高頻循環疲勞，對應于大量的循環次數和彈性變形。在船體中觀察到的疲勞主要是高頻循環疲勞。影響船體結構疲勞性能的因素很多，主要有：結構的幾何特性與焊接形式；材料和焊接程序；制造工藝；船舶裝載工況；
船舶與海洋工程 2011年3期2011-07-23
- 超大型礦砂船典型節點優化設計研究
板端部連接、甲板縱骨與橫艙壁垂直扶強材的肘板端部連接等。對于VLOC，縱艙壁與內底板相交處必須進行網格細化；當艙段部位粗網格不能準確地模擬結構細節，并且超出粗網格篩選衡準（其結果超出90%的許用應力）時，則應采用細化網格進行分析。IACS共同結構規范對細化網格分析的要求歸納為：1)建模要求：根據節點形式，網格尺寸可采用50mm×50mm、100mm×100mm、200mm×200mm。從細化網格到較粗網格的過渡應保持平穩。單元的長寬比應盡可能保持接近1，應
船舶與海洋工程 2010年1期2010-07-23
- 船體結構損壞事故案例分析
。內殼縱艙壁兩根縱骨發生斷裂（圖1），縱艙壁上撕開一條1.2m長的裂縫。其原因是：高應力部位縱骨的跨距過大，縱骨強度不足，導致縱艙壁板格失穩所致。圖1 Fr.50-68范圍內的縱壁板上縱骨裂紋1.1.3 500TEU集裝箱船在海上航行約10年后，首部舷側外板（首樓甲板與上甲板之間）被海水長期沖擊后，產生孔洞，造成海水進艙；內部多根舷側肋骨發生扭曲；舷側縱桁斷裂；艙內支柱及其支柱下肘板明顯失穩（圖2）。其原因：未考慮海水沖擊壓力和上浪壓力，甲板與外板板架強度
船舶與海洋工程 2010年3期2010-05-07
- 船體縱骨的熱點應力分析*
00135)船體縱骨的熱點應力分析*貴志飛1吳劍國1詹志鵠2(1.浙江工業大學建筑工程學院 杭州310014;2.中國船級社上海審圖中心 上海 200135)熱點應力;應力集中系數;有限元分析;縱骨運用MSC.Patran/Nastran軟件,對典型船舶縱向構件進行了熱點應力分析,討論了4種不同因素對節點熱點處的應力集中系數的影響,并總結了其變化規律。0 引 言疲勞破壞是船舶結構的主要破壞形式之一,各個節點連接處是疲勞強度的重要校核點。目前,對船體結構進行
船舶 2010年3期2010-04-03