Разработка конструкции корпуса танкера-химовоза

• Введение
• 1. Конструктивная спецификация судна
• 2. Выбор шпации и ситема набора
• 3. Деление на отсеки и конструирование поперечного сечения
• 4. Определение водоизмещения судна
• 5. Выбор судостроительной стали
• 6. Конструирование наружной обшивки
• 7. Конструирование днищевого перекрытия
• 8. Конструкция бортового перекрытия
• 9. Проектирование палубы
• 10. Расчетные нагрузки водонепроницаемой переборки
• 11. Проверка общей прочности судна
• Заключение
• Литература

Введение

Целью данного проекта является разработка конструкции корпуса танкера-химовоза.

Задачами данного проекта являются:

— Разработка архитектурно-конструктивного типа судна и описание его технических характеристик;

— Компоновка схемы поперечного сечения корпуса и определение шпации;

— Выбор категории и марки судостроительной стали проектируемого судна;

— Определение расчетных нагрузок на элементы корпуса судна;

— Расчет толщин наружной обшивки;

— Разработка схем перекрытий: днищевого, бортового, палубного и проектирование их элементов;

— Проектирование водонепроницаемых переборок

— Проверочный расчет общей прочности корпуса судна в первом приближении.

1. Конструктивная спецификация судна

Исходные данные для проектирования приведены в таблице 1. Общий вид прототипа приведен на рисунке 1.

Таблица 1 — Исходные данные для проектирования

Рисунок 1 — Общий вид прототипа

Архитектурно-конструктивный тип судна определяется назначением судна: прежде всего родом груза, который судно должно перевозить, условиями эксплуатации, особенностями проведения грузовых операций. Архитектурно-конструктивный тип судна характеризуется совокупностью признаков, определяющих структуру конструктивного мидель-шпангоута судна:

формой и количеством корпусов;

количеством, расположением и протяженностью надстроек;

положением машинно-котельного отделения (МКО) по длине судна;

высотой надводного борта;

количеством и конструкцией палуб;

системой набора отдельных перекрытий;

числом и степенью раскрытия палуб;

установкой внутренних бортов, продольных переборок;

размерами и общей протяженностью грузовых помещений и др.

Указанные факторы не только формируют структуру конструктивного мидель-шпангоута, но и определяют прочностные характеристики корпуса и эксплуатационные качества судна.

Объектом разработки данной работы является танкер-химовоз DW= 3700 т.

Судно проектируется на класс Правил РМРС (Российский Морской Регистр Судоходства) КМ Iсe 2. Район плавания судна: неограниченный.

Длина между перпендикулярами- 108 м; ширина — 14 м; высота борта — 7,6 м, осадка — 5,3 м.

Танкер представляет собой одновинтовой теплоход с баком, кормовым расположением машинного, насосного отделений и жилой рубки.

В соответствии с требованиями международных конвенций судно имеет двойное дно между пиковыми переборками и двойные борта в грузовой части. Его наличие — важный фактор повышения живучести при повреждении наружной обшивки днища, а образованные им объёмы междудонного пространства служат ёмкостями для приёма водяного балласта, хранения топлива.

В районе цилиндрической вставки расположена одна продольная переборка в ДП. Гофрированная конструкция.

Продольная и поперечные переборки делят грузовые отсеки на 5 танков. Грузовая часть отделяет от МО и форпика коффердамам (короткими пустыми отсеками длиной обычно в одну шпацию).

Тип двигателя — МОД. В качестве главного двигателя используется дизель «МАН» K6SZ52/105CL максимальной мощностью 5300 кВт при 165 об/мин, работающий на топливе вязкостью 800 сСт непосредственно на винте регулируемого шага. Электроэнергия вырабатывается валогенератором мощностью 720 кВт, двумя дизель-генераторами мощностью по 600 кВт и одним аварийным дизель-генератором мощностью 80 кВт. Валогенератор имеет привод от повышающего редуктора, установленного на валу главного двигателя. Мощность валогенератора достаточна для обеспечения электроэнергией потребителей на ходу судна, включая систему подогрева груза.

2. Выбор шпации и система набора Выбор шпации и системы набора производим согласно Правилам Регистра. Нормальная шпация (расстояние между балками основного набора) в средней части судна определяется по формуле:

где: а₀ — нормальная шпация, м;

L — расчётная длина корпуса судна, м.

В носовой оконечности судна (форпике) и кормовой оконечности (ахтерпике) шпация должна быть не более 0,6 м, в переходном районе, т. е. между переборкой форпика и сечением 0,2L в корму от носового перпендикуляра — не более 0,7 м. Во всех случаях шпация основного набора не должна превышать 1 м.

После определения расчётной шпации необходимо выбрать практическую, стандартную шпацию из установленного отраслевым стандартом ряда: 0,4; 0,5; 0,55; 0,6; 0,7; 0,75; 0,8; 0,85; 0,9; 0,95; 1 м. В транспортном судостроении шпацию выбирают по экономическому критерию, т. е. по минимуму суммарных затрат на материал и изготовление конструкции. Оптимальная шпация обычно превышает нормальную на 10% и более.

Для заданных исходных данных определяем расчетную нормальную шпацию в средней части судна принимаем практическую шпацию в средней части:

а₀ = 0.7м.

В носовой оконечности судна (форпике) и кормовой оконечности (ахтерпике) принимаем шпацию: а_ф = а_ахт = 0.6 м.

В переходном районе: а_п.р = а₀ = 0.7 м;

В районе машинного отделения принимаем шпацию: а_м = 0.7 м;

Исходя из практики современного судостроения, в отношении конструкции, рамная шпация на судах в переходном районе принимается равной 2−5 обычных шпаций, для танков в переходном районе а_р.н=2а₀.

Система набора перекрытий в средней части — продольная, в оконечностях — поперечная. Поперечное сечение проектируемого танкера приведено Балки рамного набора устанавливаются через рамную шпацию. Определим размер рамной шпации для различных районов рассматриваемого судна, приняв ее равной трем обычным шпациям, т. е.

а_р.н. = 3а₀.

Имеем

в средней части судна и машинном отделении:

а_{р.н. ср. ч}. = 3а_{0 ср. ч} = 30.7 =2,1 ;

в оконечностях:

а_{р.н. окон}. = 2а_{0 окон} = 20.6 = 1.2 м;

для танков в переходном районе принимаем шпацию равную 0,7 м, что дает совпадение с нормальной шпацией в среднем районе :

а_{р.н. п. р}. = 2а_{0 п. р} = 20.7 = 1.4 м.

Размер рамной шпации необходим при принятии решения о длине отсеков при расстановке поперечных переборок по длине судна.

3. Деление на отсеки и конструирование поперечного сечения

После выбора практической шпации судна необходимо определить длину каждого из районов, на которое разделено судно согласно Правилам Регистра.

Район возможного положения пиковых переборок на судне с учётом требований международных конвенций согласно Правилам Регистра:

L_{оконечностей} = (0.05 0.08)L, м.

В соответствии с этим принимаем длину форпика:

L_ф 0.06L = 0.6 108 = 6,48 м.

Принимаем длину форпика равной 11 шп.

L_ф = a _ф n_{р.шп. ф} = 0,6*11 =7,2 м.

Принимаем длину ахтерпика равной 9 шпациям:

L_ахт= a_{р.н. ахт}.10 шп. = 0,6*6 = 6

Машинное отделение располагается в корме и длина МО может быть определена как:

L_MO = 0.14L =0,14*108=15,12

Определим число р. шп. в МО

n_{р.шп. МО} = L_MO / a_{р.н. МО} = 15,12/1,4 =11 р. шп.

Принимаем в машинном отделении 11 р. шп. Тогда

L_MO = a_{р.н. МО}11 р.шп. = 1,4*11 = 15,4 м.

Длина района переходной шпации:

L_п.p. 0.2L — L_{форпика}=0.2108- 7,2=14,4 м.

L_п.p=11*1,4=15,4

Принимаем длину кофердама =1,4

L_п.p.=15,4−1,4=14м-10р.шп Согласно Правилам длина танка (или расстояние между соседними водонепроницаемыми переборками) не должна превышать 0,2Lм:

В переходном районе располагаем танк длиной L_п.р = 14 м.

Длина танков в средней части судна

L_ср.ч.= L — (L_ф + L_п.р + L_МО +2* L_коф +L_ахт).

L_ср.ч.= 108 — (7,2+14+15,4+6+2*1,4) =62,6 м.

Число переборок, включая переборки форпика и ахтерпика не должно быть менее 6.

Число рамных шпаций на оставшейся длине судна

n_{р шп. ср.ч.}= L_ср.ч/a_{р.н.ср.ч.}=62,6/2,1=29,8 р. шп Длинна этой грузовой части =30 рамным шпациям, разместим на ней 4 танка равных 9 р. шпациям (L_т=9*2,1=18,9м)и перед кормовым коффердамом отстойный танк (слоп танк) длинной 3 р. шп (L_т=3*2,1=6,3м) С учетом округлений по числу рамных шпаций длина средней части получается равной

L_гр.ч=3*18,9+6,3=63м

L_откорр=108,4

Определение местоположения миделевого сечения:

Теоретическое местоположение мидель-шпангоута находится посередине судна

Устанавливаем водонепроницаемые переборки на границах танках и отсеков и определяем их положение по длине судна в зависимости от номера шпангоута. Конструктивные шпангоуты по длине судна располагаются через одну практическую шпацию. Местоположение начального шпангоута совпадает с носовым перпендикуляром и имеет нулевой номер, последний находится на кормовом перпендикуляре.

Расположение помещений в привязке к системе практических шпангоутов приведено в таблице 2 и рисунке 2.

Определяем местоположение миделевого сечения.

Теоретическое местоположение мидель-шпангоута находится посредине длины судна, т. е.:

x_L/2 = 108,4/2 =54,2 м.

Искомый шпангоут находится в 3 танке.

Номер этого шпангоута: 60,4−54,2=6,2;6,2/0,7=8,8

Ближайший к миделю шпангоут находится на расстоянии 9 шпаций от кормовой переборки 3 танка.

N=88−9=79 шпангоут Ближайший к миделевому сечению шпангоут будет иметь номер 80

Рисунок 2 — Размеры и расположение отсеков по длине судна Таблица 2 — разбивка судна на отсеки

Исходя из практики современного судостроения в отношении конструкции нефтеналивных судов, выбираем для проектируемого судна продольную систему набора для всего корпуса, а также устройство двойного дна и двойных бортов Радиус закругления скулы определим по формуле:

Принимаем R = 1,9 м.

Высота двойного дна определена по п. 2.4.4.1 Правил [1]:

Принимаем высоту двойного дна:

По рекомендациям MARROL для танкеров дедвейтом DW?5000

b_д.б.=0,4+DW/20 000м, но не менее 0,76 м.

b_д.б.=0,9 м Корпус судна должен быть спроектирован на класс ICE2, предполагающий самостоятельное плавание в замерзающих неарктических морях в мелкобитом разряженном льду толщиной до 0,55 метра.

Рамные балки набора (вертикальный киль, днищевые стрингеры, рамные стойки переборок, карлингсы, бимсы, рамные шпангоуты, флоры, бортовые стрингеры и горизонтальные рамы переборок) в районе танков образовывают замкнутые рамы. При этом поперечные рамные связи устанавливаются на каждом втором шпангоуте.

Роль рамных шпангоутов выполняют вертикальные диафрагмы, несущих стрингеров — платформы.

Расстояние между продольными ребрами жесткости по днищу, двойному дну и палубе — 0,7 м.

Расстояние между горизонтальными ребрами жесткости по вертикальному килю и стрингерам — 0,7 м.

Согласно требованиям Регистра, расстояние между днищевыми стрингерами при продольной системе набора не должно превышать 5 м. Принимаем расстояние между днищевыми стрингерами — 2,8 м.

Сплошные флоры в средней части судна устанавливаются через 4 нормальных шпации, расстояние между ними — 2,8 м.

В машинно-котельном отделении и в носовой оконечности в районе 0,25L сплошные флоры устанавливаются через 2 нормальные шпации (в МО — 1,4 м; в носу -1,2 м).

Определим систему набора для днищевого, бортового и палубного перекрытия для 3 танка (61−88шп.) в котором находится мидель-шпангоут.

а) Днище. Конструкция днища — двойное дно. Расстояние между первым и вторым дном 1 м. Система продольная, шпация 0,7 м. Расстоянием между флорами 2,1 м.

Рис. 3. Продольная система набора днища

б) Борт. Конструкция борта — двойной борт. По высоте 1 платформа. Система продольная, шпация 0,7 м. Рамные шпангоуты расположены в одной плоскости по сплошным флорам (ар.н.=2,1 м).

Рис. 4. Продольная система набора борта Рис. 5 Поперечное сечение проектируемого танкера

4. Определение водоизмещения судна Принимаем дедвейт для проектируемого судна согласно заданию DW =3700т, который складывается из массы корпуса, надстроек, массы перевозимого груза; механизмов; силовой установки, грузовых устройств.

Водоизмещение судна теоретическое рассчитываем по формуле:

= с_bLBd, м³;

где: = 1.025 т/м³ — плотность воды;

с_b = 0.718 — коэффициент полноты судна;

L = 108.4 м;

В = 14 м;

d = 5.3м;

= 1.0250,718 108.4155.3=5897,61 м³.

5. Выбор судостроительной стали

Для изготовления элементов конструкций корпуса судна применяются специальные судостроительные стали, изготовляемые под надзором РС.

В качестве основной характеристики прочности стали принимается верхний предел текучести.

Выбор стали для элементов конструкции корпуса осуществляется исходя из принятой для данного элемента толщины, расчетной температуры при эксплуатации и степени ответственности согласно графикам.

В соответствии с заданием рассматриваемое судно проектируется на класс с категорией ледового усиления Ice2.

Расчетная температура окружающего воздуха для данной ледовой категории может быть принята равной T_A= -10°C.

Толщина связей судов с аналогичными размерениями составляет 1015 мм.

Учитывая тяжесть условий эксплуатации судна для изготовления корпусных конструкций, относящихся к III и II группам ответственности можно прининять сталь повышенной прочности. Категория стали А. Марка стали А32 с R_eH = 315 МПа.

Для связей I группы ответственности также может быть принята сталь категории А, A32 с R_eH = 315 МПа.

Технические условия на стальной прокат для судостроения, изготовляемый под надзором РС, определяются межгосударственным стандартом ГОСТ 5521–93.

Толстолистовой прокат марки А32 изготовляют в виде листов и резаных листов (из рулонов) толщиной 550 мм. Листы толщиной от 4 до 20 мм изготовляют с интервалом 0,5 мм, свыше 20 мм — с интервалом 1,0 мм.

Технические требования для стали А32:

Химический состав стали А32 по плавочному анализу ковшевой пробы должен соответствовать, в %, следующим требованиям:

С — не более 0,18; Мn — 0,9−1,6; Si — 0,15−0,50; Р — не более 0,035; S — не более 0,035; Сr — не более 0,20; Ni — не более 0,40; Сu — не более 0,35; Мo — не более 0,08;

Аl — растворимый в кислотах — 0,015−0,06; Nb — 0,02−0,05; V — 0,05−0,1.

Раскисление — сталь спокойная.

Механические свойства толстолистового, широкополосного универсального, полосового и фасонного проката при испытании на растяжение приведены в таблице 3.

Таблица 3 — Механические свойства стали А32

В качестве расчетных характеристик материала конструкции корпуса принимаются:

— расчетный нормативный предел текучести по нормальным напряжениям, который рассчитывается по формуле:

— коэффициент использования механических свойств стали.

Расчетный нормативный предел текучести по касательным напряжениям:

6. Конструирование наружной обшивки

Корпус судна — это сложная система, которая может быть разделена на две структуры: листовую (обшивки, настилы) и балочную (судовой набор). Из листовых структур особую роль в обеспечении технико-эксплуатационных качеств судна играет внешняя металлическая оболочка корпуса, состоящая из наружной обшивки днища и борта и настила верхней палубы. Полотнище обшивки или настила изготавливают из простых конструкций — металлических листов объединенных в поясья.

Листы обшивки в поясьях располагают длинной стороной вдоль судна, последовательно соединяя их между собой короткими сторонами. Размеры листов, используемых при изготовлении обшивки морских судов колеблются от 1−2,5 м по ширине до 4−10 м по длине при толщине 8−20 мм. Число типоразмеров листового и профильного проката, применяемого для изготовления корпуса судна, должно быть минимальным. Размещение поясьев наружной обшивки рекомендуется начинать от диаметральной плоскости, листов настила палуб — от бортов, не допуская совпадения с линиями приварки продольных связей. Минимальное расстояние между пазами (стыками) листов и угловыми швами, соединяющими балки набора с обшивкой или настилом должно быть не менее 75 мм.

При разработке конструкции корпуса в средней части проектируемого судна принята продольная система набора по днищу и палубе, а для бортов — поперечная. Поперечная система набора борта принята с рамными шпангоутами. Плоскость их установки совпадает с плоскостью установки сплошных флоров. В промежутке между рамными шпангоутами устанавливаются обыкновенные шпангоуты. Конструкция днища выбрана в виде двойного дна.

Нормальная шпация, а в средней части судна выбрана в соответствии с требования п. 1.1.3 Правил РС и равна 0.7 м. Шпация в поперечном и продольном направлениях одинаковая. Рамная шпация принята равной 2.1м.

Длина расчетного отсека (танкер № 3) в районе миделя L₁ = 18,9 м, высота 7.6м.

Для конструкций проектируемого судна используется сталь повышенной прочности марки А32, предел текучести которой R_ен = 315 МПа.

В качестве расчетных характеристик материала конструкций корпуса принимается расчетный нормативный предел текучести по нормальным напряжениям у_n = 301 МПа Наружная обшивка состоит из металлических листов, объединенных в поясья. Проектирование, НО заключается в определении толщины и габаритных размеров листов обшивки и настилов.

Для определения толщины поясьев наружной обшивки вычисляются расчетные нагрузки в характерных точках конструкции (рисунок 7). Для определения расстояния расчетных точек от ГВЛ нужно знать ширину поясьев. Произведем разбивку периметра, НО на поясья. Вначале определим ширину основных поясьев.

Ширина горизонтального киля:

Принимаем ширину горизонтального киля равной 1600 мм Ширина ширстрека Примем ширину ширстрека 1400 мм.

Ширина палубного стрингера:

Примем:

Очертания скулы обычно принимаются по дуге окружности. Радиус окружности скулы:

Принимаем R = 1,9 м.

Ширина скулового пояса:

где Дb₁ и Дb₂ — ширина плоских участков для присоединения скулового пояса к обшивкам борта и днища, соответственно. Принимаем Дb₁ = Дb₂ = 0.2 м. Тогда:

Ширину остальных поясьев принимаем в соответствии возможностями судостроительного предприятия по обработке листового материала в пределах 1.5 — 2.5 м.

Для принятия решения находим:

— ширину участка днищевой обшивки между кромками горизонтального киля и скулового пояса с одного борта:

bдн.обш. =

— высоту участка бортовой обшивки между нижней кромкой ширстрека и верхней кромкой скулового пояса:

h обш. =

Принимаем длину ледового пояса:

Размеры поясьев наружной обшивки приведены на рисунке 6.

Проверка требования Правил о разнесении пазов поясьев и угловых швов, крепящих продольный набор к обшивке, на расстояние не менее 75 мм при таких размерах поясьев и продольной шпации 0.7 м показывает, что оно выполняется.

В соответствии с выполненным разбиением периметра поперечного сечения корпуса на поясья производим определение положения расчетных точек по высоте корпуса для вычисления нагрузок на обшивку со стороны моря.

Расчет нагрузок на наружную обшивку проводим в соответствии с п. 1.3.2

Правил. Нагрузки определяем в характерных точках: точка 1и1' находиться в районе днища, точка 2 находится над скуловым поясом, точка 3 на высоте равной ГВЛ, точка 4 находиться на нижней кромке ширстрека, и точка 5 находиться на уровне палубы.

Точка 1: z1=d=5,3

Точка1:z1d=5,3

Точка2:z2=d-R-?b1=5,3−1.9−0,2=3,2

Точка3:z3=0 при pw=0м Точка4: z4=(D-d)-bш=0,9 м Точка5: z5=(D-d)=2,3

Рисунок 7 — Расположение расчётных точек поясьев Таблица 4-Определение нагрузок в расчетных точках, НО и ВП

Волновой коэффициент:

Коэффициент влияния скорости:

Коэффициент положения сечения a_x

а_х?0,267

Так как на миделе:

и принимаем а_х=0,267

Из условия a_va_x=0,60

Волновое давление для ГВЛ:

Точка 1 и 1': расчетная нагрузка обшивки днища

.

Точка 2: расчетная нагрузка для обшивки борта надскулового пояса

где

— отстояние скулового пояса обшивки от ГВЛ;

:

Точка 3: расчетная нагрузка для борта в районе ГВЛ:

Точка 4: расчетная нагрузка для надводного борта:

— расчетное давление, обусловленное перемещением корпуса относительно профиля волны для надводной части корпуса, кПа;

для миделевого сечения;

Точка 5: расчетная нагрузка на уровне главной палубы (точка 5):

Волновой коэффициент:

Коэффициент влияния скорости:

Коэффициент положения сечения a_x

а_х?0,267

Так как на миделе:

и принимаем

а_х=0,267

Из условия

a_va_x=0,60

Волновое давление для ГВЛ :

Точка 1 и 1': расчетная нагрузка обшивки днища,

.

Точка 2: расчетная нагрузка для обшивки борта надскулового пояса

где

— отстояние скулового пояса обшивки от ГВЛ;

:

Точка 3: расчетная нагрузка для борта в районе ГВЛ:

Точка 4: расчетная нагрузка для надводного борта:

— расчетное давление, обусловленное перемещением корпуса относительно профиля волны для надводной части корпуса, кПа;

для миделевого сечения;

Точка 5: расчетная нагрузка (точка 5):

P₅ = P_w5, кПа

P_w5 = P_wо — 7,5 · a_x · z_i, кПа,

где

z_i = z₅ = (D — d) =(7.6 — 5,3) = 2,3 м

P_w5 = 24,27 — 7,5 0,267 2,3 = 19,67 кПа Ледовая нагрузка:

Ледовая нагрузка — условная расчетная нагрузка на корпус судна от воздействия льда, определяющая уровень требований к размерам конструкций в зависимости от знака категории ледовых усилений, формы корпуса и водоизмещения судна.

Ледовая нагрузка определяется тремя параметрами:

р — интенсивностью ледовой нагрузки, характеризующей величину максимального давления в зоне силового контакта корпуса со льдом, кПа;

b — высотой распределения ледовой нагрузки, характеризующей максим. поперечный размер зоны силового контакта корпуса со льдом, м;

h^н — длиной распределения ледовой нагрузки, характеризующей максим. продольный размер зоны силового контакта корпуса со льдом, м.

По длине корпуса районы ледовых усилений подразделяются на:

— носовой — А;

— промежуточный — A₁

— средний — В;

— кормовой — С.

По высоте борта и по днищу районы ледовых усилений подразделяются на:

— район переменных осадок и приравненные к нему районы — I;

— от нижней кромки района I до верхней кромки скулового пояса — II;

— скуловой пояс — III;

— от нижней кромки скулового пояса до диаметральной плоскости — IV.

Рис. 2.2. Районы ледовых усилений судов ледового плавания.

Для судов класса ICE2 район плавания BI, который рассчитываем по высоте борта ледового пояса.

Район BI состоит из:

— выше ГВЛ, — ниже БВЛ.

Интенсивность ледовой нагрузки в районе BI:

p_BI = 1200a₃, кПа, где а₃ — коэффициент, в зависимости от ледовых усилений принимаемый по табл. 3.10.3.2.1 РС — 0,22;

Высота распределения ледовой нагрузки в районе BI

b_B = С₃С₄k = 0,27,

где С₃-коэффициент, принимаемый по табл. 3.10.3.3.1 в зависимости от категории ледовых усилений;

С₄ -коэффициент, принимаемый по табл. 3.10.3.3.3 в зависимости от минимального угла наклона борта к вертикали в среднем районе ледовых усилений на уровне летней грузовой ватерлинии;

k

Найденные значения давления на наружную обшивку позволяют перейти к вычислению толщин соответствующих поясьев. Толщина листовых элементов судового корпуса должна быть не менее, определяемой по формуле:

мм, Во всех случаях толщина наружной обшивки S, мм, должна быть не менее:

при L30 м,

.

где, а = 0.7 м — шпация основного набора;

— коэффициент изгибающего момента для наружной обшивки (п. 2.2.4.1 Правил);

— расчетный нормативный предел текучести по нормальным напряжениям, определен ранее:

— коэффициент значение, которого не должно приниматься более 1, следовательно, примем ;

— рамная шпация, определена выше;

— коэффициент допускаемых напряжений для днищевой обшивки при продольной системе набора (п. 2.2.4.1 Правил);

— расчетное давление на элемент обшивки;

— запас на износ;

— среднегодовое уменьшение толщины для данного пояса обшивки, определяемое по табл. 1.1.5.2 Правил;

— планируемый срок службы конструкции, если он специально не задан.

Толщина обшивки в районе ледовых усилений:

,

s_min=8,67

Принимаем толщину днищевой обшивки по расчетной точке 1=10мм Дальнейшие вычисления толщины обшивки борта и днища выполняем в табличной форме (таблица 5).

Таблица 5 — Определение толщины, НО и ВП в расчетных точках

Используем полученные значения толщин для вычисления толщины основных поясьев.

Толщина горизонтального киля должна быть увеличена по отношению к толщине обшивки днища на 2−3 мм.

Принимаем s_гк = 10+3=13мм Толщину ширстрека принимаем s_ш = 12 мм.

Листы наружной обшивки, примыкающие к ахтерштевню, должны иметь толщину S, мм, не менее:

при L.

Принимаем толщину S =14 мм.

Толщину скулового пояса должна быть не менее большей из толщин обшивки днища и надскулового пояса обшивки борта. Принимаем s_скп = 10 мм.

Толщину палубного стрингера принимаем s_п.стр = 12 мм.

Размеры листовых элементов наружной обшивки в районе ледовых усилений Толщина наружной обшивки, мм, в районе ледовых усилений должна быть не менее определяемой по формуле:

;

;

где р — интенсивность ледовой нагрузки в рассматриваемом районе;

с = l — при продольной системе перекрытия;

l — рамная шпация;

а — расстояние между балками главного направления, м, для всех районов принимаем, а = 0,8 м, получая при этом ошибку в безопасную сторону;

u — среднегодовое уменьшение толщины наружной обшивки вследствие коррозионного износа и истирания, мм/год;

u =0,19 для районов В;

Т — планируемый срок службы судна, годы.

Толщина наружной обшивки в районе ледовых усилений В1:

;

.

Окончательно принимаем толщину наружной обшивки в районе В1 ледовых усилений 11 мм.

Используем эти данные и ГОСТ 19 903 для разбивки на поясья (рис. 2.3).

По результатам расчета составляем итоговую таблицу 6.

Таблица 6 — Итоговые значения строительной толщины поясьев наружной обшивки, верхней палубы и габаритные размеры листов, образующих поясья

Рисунок 7 — Поясья обшивки

7. Конструирование днищевого перекрытия а) Конструкция днища.

В соответствии с требованиями международной конвенции по предотвращению загрязнения с судов для нефтяных танкеров, днище должно быть двойным и иметь продольную систему набора.

На проектируемом судне для двойного дна принимаем следующую конструкцию:

— система набора — продольная;

— вертикальный киль в средней части — непрерывный;

— флоры режутся на вертикальном киле;

— стрингеры режутся на флорах;

— расстояние между флорами равно aр.н.=3*a0=3*0,7=2,1 м;

Конструкция двойного дна при продольной системе набора применяется на наливных судах для уменьшения толщины днищевой обшивки. Двойное дно про продольной системе набора также как и при поперечной системе набора состоит из листовых балок — сплошных флоров, вертикального киля, стрингеров, но в качестве балок основного набора выступают продольные рёбра жёсткости устанавливаемые по днищевой обшивки и настилу второго дна, которые пропускаются через сплошные флоры и закрепляются на них. Вертикальный киль изготавливается непроницаемым и сплошным флором. Сплошные флоры разрезаются на нём и затем привариваются с обеих сторон киля. Между сплошными флорами вертикально подкрепляются бракетами, обычно на каждом шпангоуте. Бракеты доводятся до ближайшего продольного ребра и привариваются.

Рис. 8 Конструкция двойного дна с сечениями Высота двойного дна h у киля должна быть не менее 0,65 м:

.

б) Определение толщин листовых элементов.

Нагрузки на конструкцию днищевого перекрытия

Давление внутри двойного дна:

где

p_к— давление на которое отрегулирован предохранительный клапан Давление на второе дно от наливного груза:

м

где р_г — плотность груза, балласта или топлива, Максимальная из этих нагрузок p_max=80,36 к Па используется при определении толщины непроницаемых участков вертикального киля и стрингеров.

Нагрузка p=22,03 кПа используется для определения толщины непроницаемых флоров и размеров балочного набора, подкрепляющего ВК, стрингеры и флоры Толщина настила второго дна и размеры балок основного набора Толщина настила второго дна:

9.2

p=80,36 согласно расчету нагрузки на конструкцию двойного дна

k=1

k_у=0,8 при продольной системе набора у=301Мпа

s=u (T-12)

U=0,2 мм в год Т=24

Минимальная толщина настила второго дна:

.

Принимаем толщину настила второго дна 10

Толщину крайнего междудонного листа принимаем на 1 мм больше остальных поясьев S_кр.л=11 мм Подбор профиля рёбер жёсткости для днища Определим момент сопротивления продольных рёбер жесткости по днищу:

где W' - момент сопротивления рассматриваемой балки:

.

де

p — берём из расчёта НО.

— множитель, учитывающий поправку на коррозионный износ:

;

где при моменте сопротивления W'<200см³:

.

По найденной площади выбираем полособульб несимметричный по сортаменту ГОСТ 21 937;76:

Полособульб № 16а:

F=18,00 см² — площадь сечения профиля;

h=160мм — высота профиля;

yo=10смотстояние центра тяжести профиля от основания;

Jx=527см⁴ — собственный момент инерции.

Подбор профиля продольных ребёр жёсткости для второго дна Определим момент сопротивления продольных рёбер жесткости по второму дну:

96

где W' - момент сопротивления рассматриваемой балки:

.

Q=pal==118.13

где p — берём как давление на 2-ое дно.

— множитель, учитывающий поправку на коррозионный износ:

;

где при моменте сопротивления W'<200см3:

.

По найденной площади выбираем полособульб несимметричный по сортаменту ГОСТ 21 937;76:

Полособульб № 16a:

F=18,00 см² — площадь сечения профиля;

h=160мм — высота профиля;

yo=10см — отстояние центра тяжести профиля от основания;

Jx=527см⁴ — собственный момент инерции.

Таблица 7-Расчеты по подбору профиля балок основного набора

Толщина стенки сплошного флора

где б при продольной системе набора:

k — коэффициент, зависящий от пропорций:

Минимальная толщина сплошного флора:

.

Толщина непроницаемого флора: Sф=9,33 мм Smin=9,8 мм.

Принимаем толщину стенки флоров .

Толщина вертикального киля:

где .

Принимаем толщину вертикального киля .

Принимаем толщину стрингеров равную толщине стенки сплошного флора .

Толщина всех элементов внутри двойного дна должны быть не менее:

.

Таблица 8

в) Определение размеров балочных элементов.

Подбор профиля рёбер жёсткости для днища:

Определим момент сопротивления продольных рёбер жесткости по днищу:

где W' - момент сопротивления рассматриваемой балки:

.

де

p — берём из расчёта НО.

— множитель, учитывающий поправку на коррозионный износ:

;

где при моменте сопротивления W'<200см3:

.

По найденной площади выбираем полособульб несимметричный по сортаменту ГОСТ 21 937;76:

Полособульб № 16а:

F=18,00 см² — площадь сечения профиля;

h=160мм — высота профиля;

yo=10смотстояние центра тяжести профиля от основания;

Jx=527см⁴ — собственный момент инерции.

Подбор профиля продольных ребёр жёсткости для второго дна:

Определим момент сопротивления продольных рёбер жесткости по второму дну:

96

где W' - момент сопротивления рассматриваемой балки:

.

Q=pal==118.13

где p — берём как давление на 2-ое дно.

— множитель, учитывающий поправку на коррозионный износ:

;

где при моменте сопротивления W'<200см3:

.

По найденной площади выбираем полособульб несимметричный по сортаменту ГОСТ 21 937;76:

Полособульб № 16a:

F=18,00 см² — площадь сечения профиля;

h=160мм — высота профиля;

yo=10смотстояние центра тяжести профиля от основания;

Jx=527см⁴ — собственный момент инерции.

Подбор профиля вертикальных рёбер жёсткости по сплошному флору

Определим момент сопротивления продольных рёбер жесткости по второму дну:

где W' - момент сопротивления рассматриваемой балки:

.

Q=pal=80,36*0,7*0,68=38,25

где p — внутри 2-го дна.

— по правилам Регистра.

m=10, т.к. концы рёбер приварены к продольным балкам.

l — находим по рисунку.

Рис. 9 К определению площади нагружения р.ж.по флору

— множитель, учитывающий поправку на коррозионный износ:

;

где при моменте сопротивления W'<200см3:

.

По найденной площади выбираем полособульб несимметричный по сортаменту ГОСТ 21 937;76:

Полособульб № 9:

F=7 см² — площадь сечения профиля;

h=90мм — высота профиля;

yo=5,7 см — отстояние центра тяжести профиля от основания;

Jx=295см⁴ — собственный момент инерции.

Подбор профиля горизонтальных ребёр жёсткости по ВК и стрингеру

Определим момент сопротивления горизонтальных рёбер жёсткости по непроницаемым участкам вертикального киля и стрингеру:

где W' - момент сопротивления рассматриваемой балки:

.

Q=pal=22,03*0,7*0,8=12,33

— множитель, учитывающий поправку на коррозионный износ:

Рис. 10. К определению площади нагружения р.ж. по ВК

;

где при моменте сопротивления W'<200см3:

.

По найденной площади выбираем полособульб несимметричный по сортаменту ГОСТ 21 937;76:

Полособульб № 7:

F=5,1 см² — площадь сечения профиля;

h=70мм — высота профиля;

yo=4,40см — отстояние центра тяжести профиля от основания;

Jx=137см⁴ — собственный момент инерции.

Рис.11сечение по флору

Рис. 12 вид на днище

8. Конструкция бортового перекрытия Для рассматриваемого судна принимаем конструкцию бортовых перекрытий в виде двойного борта. Наружная и внутренняя непроницаемые обшивки соединены между собой листовыми шпангоутами перпендикулярными этим обшивкам, вертикальными диафрагмами и 1 горизонтальной платформой и подкрепляются шпангоутами, установленными через 1 шпацию. Горизонтальная платформа делит расстояние между палубой и настилом второго дна пополам.

Диафрагмы располагаются в плоскости сплошных флоров.

Диафрагмы и платформа подкрепляются ребрами жесткости, установленными на диафрагмах параллельно борту, а на платформе в плоскости шпангоутов наружного и внутреннего бортов.

В диафрагмах и платформах для обеспечения доступа устраиваем вырезы и пазы.

Шпангоуты наружного и внутреннего бортов выбираем с постоянным сечением по всей высоте борта.

Конструкция второго борта должна отвечать следующим требованиям:

при поперечной системе набора наружного и внутреннего бортов

располагаем основные шпангоуты обыкновенные в плоскости бракет днищевого перекрытия, т. е. через шпацию; рамные шпангоуты в плоскости сплошных флоров, т. е. через рамную шпацию;

перекрестными связями борта проектируемого судна являются стрингеры наружного и внутреннего бортов;

соединение связей по борту и палубе происходит при помощи книц, которые подбираются стандартными в зависимости от размеров этих связей.

Конструктивно компоновочная схема показана на рисунке 13

Рисунок 13 схема бортового перекрытия Нагрузки от воздействия моря Внешние нагрузки на бортовое перекрытие судна были определены п. 5 настоящей работы и составляют:

ниже летней ГВЛ — 16,943 кПа, в районе летней ГВЛ — 24,27 кПа, выше летней ГВЛ — 22,47 кПа.

Нагрузки от принимаемого балласта Внутреннее давление на бортовое перекрытие от принимаемого в цистерны водяного балласта было определено п. 5 настоящей работы и составляют:

ниже летней ГВЛ — 48,94 кПа, в районе летней ГВЛ — 24,27 кПа, выше летней ГВЛ — 22,47 кПа.

Нагрузки от перевозимого груза Схема расчетных нагрузок на бортовое перекрытие судна от перевозимого груза приведена на рис. 14

Рис14. Распределение нагрузки от перевозимого груза.

Максимальное внутреннее давление на бортовое перекрытие от перевозимого груза будет возникать в районе максимального пролета, т. е. посередине между платформой и настилом второго дна (точка 1 на рис. 2.16):

p₁ = _гgz_i + (1+Qz/q) = 0,98 * 9,81 * 6,6 + 25 = 88,45

где _г — плотность перевозимого груза, т/м³. В качестве расчетного груза предполагается сырая нефть с плотностью 0,98 т/м³;

gускорение свободного падения 9,81м/c²;

z_i — отстояние рассматриваемой связи от настила верхней палубы, измеренное в диаметральной плоскости, м;

Ледовая нагрузка:

Условная расчетная нагрузка на корпус судна от воздействия льда была определена в п. 5 настоящей работы и составляет:

в районе BI — 354,9 кПа.

Расчетные нагрузки Величина расчетных нагрузок на бортовое перекрытие приведена в таблице 9

Таблица 9 Расчетные нагрузки на бортовое перекрытие

Размеры конструктивных элементов бортового перекрытия Толщина платформы и диафрагм должна быть не менее определяемой по формуле:

s = таk+ s = 15,8,

где т = 15,8 — для внутренней обшивки борта;

k = 1,2 — 0,5 · 0,8 / 4,8 = 1,1, принимаем k = 1;

;

.

Принимаем толщину диафрагм и платформы 8 мм.

Бортовой набор наружного борта вне района ледовых усилений а) Момент сопротивления диафрагм в танках определяется по формуле:

;

Q = pal = ;

где и — в танках при отсутствии распорок.

б) Момент сопротивления шпангоутов определяется по формуле:

;

Q = pal = ;

_к = 1 + _кs =;

при W? 200 см³

_к = ;

.

Для шпангоутов по наружному борту принимаем полособульб 30 810 (момент сопротивления с присоединенным пояском обшивки, толщина стенки) по ГОСТ 9235–76.

в) Момент сопротивления платформы должен быть не менее определяемого по формуле:

;

Q = pal = ;

где ;

;

.

Площадь поперечного сечения платформы,, должна быть не менее определяемой по формуле:

f_с = f_сk см²,

где f_с = см²;

N_max — максимальное значение перерезывающей силы в пролете балки;

k — коэффициент допускаемых касательных напряжений,

k = 0,65;

— расчетный нормативный предел текучести по касательным напряжениям, мПа.

При этом:

;

;

г) Момент сопротивления ребер жесткости, подкрепляющих непроницаемые участки диафрагм и платформ должен быть не менее определяемого по формуле:

;

Q = pal = ;

_к = 1 + _кs =;

при W< 200 см³

_к = 0,07 + = > 0,25;

.

Для ребер жесткости, подкрепляющих диафрагмы и платформы, принимаем полоса бульб 7 (момент сопротивления с присоединенным пояском обшивки, толщина стенки) по ГОСТ 9235–76.

Обшивка внутреннего борта.

Обшивку внутреннего борта изготавливаем из листов, расположенных длинной стороной вдоль длины судна Для определения толщины обшивки внутреннего борта расчетную нагрузку выбираем в точках 2 и 3 (рис. 14).

Обшивка борта ниже платформы:

s = таk+ s = 15,8,

где т = 15,8 — для внутренней обшивки борта;

k = 1,2 — 0,5 · 0,8 / 4,8 = 1,1, принимаем k = 1;

;

.

В любом случае толщина настила второго борта, мм, должна быть не менее:

.

Принимаем толщину обшивки внутреннего борта ниже платформы 9 мм.

Обшивка борта выше платформы:

s = таk+ s = 15,8,

где т = 15,8 — для внутренней обшивки борта;

k = 1,2 — 0,5 · 0,8 / 4,8 = 1,1, принимаем k = 1;

;

.

Принимаем толщину обшивки внутреннего борта выше платформы 9 мм.

Набор внутреннего борта. Шпангоуты внутреннего борта.

Момент сопротивления шпангоутов определяется по формуле:

;

Q = pal = ;

_к = 1 + _кs =;

при W? 200 см³

_к = ;

.

Для шпангоутов по внутреннему борту принимаем полособульб 271 010 (момент сопротивления с присоединенным пояском обшивки, толщина стенки) поГОСТ9235−76.

9. Проектирование палубы Рис 15 Эскиз конструкции палубы Конструкция расчетной палубы Принимаем на проектируемом судне за расчетную палубу — верхнюю палубу (ВП).

Конструкция ВП состоит из:

1) настила ВП, имеющей погибь.

2) продольные подпалубные балки располагаются в сечении продольных днищевых балок;

3) рамные бимсы располагаются в сечении сплошных флоров и образуют вместе с диафрагмами борта и сплошными флорами замкнутые рамы;

4) карлингсы ВП располагаются в сечении днищевых стрингеров и образуют вместе со стрингерами и рамными стойками замкнутые рамы;

5) ширина палубного стрингера: b? 5L + 800; b? 1800 мм.

b=1500

Нагрузка на верхнюю палубу со стороны моря Расчетное давление на участках верхней палубы должно быть не менее определяемой по формуле:

где .

— волновая нагрузка на уровне палубы

.

Размеры конструктивных элементов палубных перекрытий:

Толщины листовых элементов:

Толщина настила палубы должна быть не менее определяемой по формуле:

s = таk+ s

где т = 15,8;

k = 1,2 — 0,5 · 0,8 / 3,2 = 1,1, принимаем k = 1;

;

— для верхней палубы.

Таким образом, толщина настила верхней палубы составит:

s = таk+ s = 15,8.

Толщина листов настила верхней палубы, мм, должна быть не менее:

при .

Принимаем толщину листов настила палуб 9 мм.

Если толщина настила расчетной палубы принимается меньше обшивки борта, должен быть предусмотрен палубный стрингер. Ширина палубного стрингера b, мм, должна быть не менее определяемой по формуле:

мм, а толщина палубного стрингера должна быть не менее толщины бортовой обшивки.

Принимаем ширину палубного стрингера 1500 мм, а толщину 10 мм.

Палубный набор:

Продольные подпалубные балки пропускаются через рамные флоры, не разрезаясь, а их стенка приваривается к стенкам бимсов. В связи с этим их прогиб симметричен относительно бимсов и для расчета подпалубных балок может быть принята схема жесткозаделанной по концам балки с длиной пролета равной расстоянию между рамными бимсами.

Момент сопротивления поперечного сечения продольных подпалубных балок по верхней палубе должен быть не менее определяемого по формуле:

;

Q = pal = ;

_к = 1 + _кs =;

при W< 200 см³

_к = 0,07 + = 0,25;

.

— для продольных подпалубных балок;

.

Для продольных подпалубных балок принимаем полособульб 12 (W=68 cм с толщиной стенки).

При расчете рамного бимса считаем его как балку на жестких опорах, которыми являются карлингсы.

Момент сопротивления сечения рамного бимса должен быть не менее определяемого по формуле:

;

Q = pal = ;

где l — расстояние равное

где и — расстояние между карлингсами.

_к = 1 + _кs =;

при W? 200 см³ _к = ;

;

При этом ;

.

Площадь поперечного сечения стенки бимса, см², должна быть не менее определяемой по формуле:

f_с = f_сk см²,

где f_с = см²;

N_max — максимальное значение перерезывающей силы в пролете балки;

k — коэффициент допускаемых касательных напряжений,

k = 0,65;

— расчетный нормативный предел текучести по касательным напряжениям, мПа.

При этом:

;

;

Момент сопротивления сечения карлингса должен быть не менее определяемого по формуле:

;

где — для непрерывных карлингсов при определении момента сопротивления в пролете;

Q = pal = ;

где l — расстояние между ВПП,

_к = 1 + _кs =;

при W? 200 см³ _к = ;

;

.

Площадь поперечного сечения стенки бимса,, должна быть не менее определяемой по формуле:

f_с = f_сk см²,

где f_с = см²;

N_max — максимальное значение перерезывающей силы в пролете балки;

k — коэффициент допускаемых касательных напряжений,

k = 0,65;

— расчетный нормативный предел текучести по касательным напряжениям, мПа.

При этом:

;

;

Для карлингсов палубного настила принимаем сварной тавр 71а (W = 7100 см³ с присоединенным пояском обшивки f_с = 198,2 см²) по ОСТ 5.9373−80.

10. Расчетные нагрузки водонепроницаемой переборки Водонепроницаемые переборки состоят из поясьев, расположенных горизонтально по всей ширине трюма. В сечении карлингсов и днищевых стрингеров устанавливаем рамные стойки. Перекрестной связью является палуба твиндека. Конструкция поперечной переборки (ВПП) показан на рисунке 2.10.

Расчетное давление p₁, кПа на водонепроницаемые переборки принимается равным:

p₁ = _гg (1 + а_z /g) z_i = 0,89,81(1 + 4,4/9,81) 7 = 79,58 кПа,

где _г — плотность перевозимого груза, т/м.;

Рис. 16- Эскиз конструкция переборки.

gускорение свободного падения 9,81м/c;

z_i — отстояние рассматриваемой связи от ВП, м, z_i = 7 м;

а_z — расчетное ускорение в вертикальном направлении, определяемое по формуле:

где — принимаем значение соответствующее максимальному ускорению, т. е. наихудший вариант.

В любом случае расчетное давление для конструкций водонепроницаемых переборок должно быть не менее 12 кПа, а для конструкций форпиковой переборки не менее 16 кПа.

Размеры конструктивных элементов переборки Толщина листовых элементов.

Толщина обшивки переборок должна быть не менее определяемой по формуле:

s = таk+ s = 15,8,

где т = 15,8;

k = 1,2 — 0,5 · 0,8 / 4,8 = 1,1, принимаем k = 1;

;

.

Толщина обшивки водонепроницаемой переборки должна быть не менее:

.

Принимаем толщину переборок 9 мм.

Размеры гофрированных переборок.

1. В практике проектирования судовых гофрированных переборок b > c. В качестве b для прямоугольных гофров целесообразно выбрать практическую шпацию, а с возможным отклонением от нее для трапецеидальных гофров 25%. Следовательно b=а=0,7 м.

2. По формулам (3.15 — 3.17) определяем толщину s₀, мм, пояса гофра при выбранном значении b.

мм,

МПа;

мм

3. Определяем вспомогательную величину

мм.

4. Полагаем s =max{s₀, s₁, 10}, мм. s =max{6,25; 13,25;10}. Следовательно S=13,25 мм.

5.Определим требуемы момент сопротивления для гофрированной переборки:

см³

при см³;

=0,75 — по правилам Регистра.

Q=pd0l=80,3*1,4*4.7=526,37 где

P — нагрузка действующая на переборку.

l — длина гофрированной переборки:

l=hтр-hв.оп-hн.оп=7−1,4−0,9=4,7.

d0 — неразвёрнутая ширина гофр.

— множитель, учитывающий поправку на коррозионный износ, принимаем: .

6. Определяем требуемую высоту гофра h, см, по формуле где ц =60- угол наклона стенки гофра, см.

7. Находим см.

8. Округляем найденные линейные размеры гофра до кратных 50 мм, толщину до ближайшей большей по ГОСТ.

h=700; с=740; S=13

9. Находим фактический момент сопротивления гофра W_ф, см³, и неразвернутую ширину гофра d₀ по формулам таблицы 3.14.

Фактический момент сопротивления поперечного сечения спроектированного коробчатого гофра должен быть не менее рассчитанного, а d₀ — не менее принятой в п. 6. При невыполнении хотя бы одного из этих условий следует провести корректировочные расчеты.

Результаты расчета гофра показании на рисунке 18.

Рисунок 17 — Гофр Таблица 12- Проверка расчетов по размерам гофра

11. Проверка общей прочности судна

Внешние силы, вызывающие общий изгиб корпуса судна в условиях эксплуатации, и соответствующие им изгибающие моменты определяют для двух характерных случаев: при положении судна на тихой воде и на волнении.

Изгибающие моменты на тихой воде В курсовом проекте наибольшие изгибающие моменты на тихой воде M_sw, кН· м, в миделевом сечении корпуса допускается определять по приближённым формулам.

Для грузовых судов длиной до 140 м с МО в корме:

— при перегибе

— при прогибе

.=-9602,655кНм

Изгибающие моменты от волнения

Волновые изгибающие моменты М_w, кН· м, в средней части корпуса судна определяются по формулам:

— момент, вызывающий перегиб корпуса;

— момент, вызывающий прогиб,

Требования Регистра СССР к общей продольной прочности распространяются на суда длиной L? 60 м. Для таких судов требуется выполнение условий:

где W_d^факт и W_b^факт — фактические моменты сопротивления корпуса судна для точек палубы и днища соответственно, см³ (они определяются путём анализа эквивалентного бруса); W и W^* — требуемые моменты сопротивления по критериям прочности при перегибе и прогибе соответственно, определяемые по формулам

см3 ;

см3

где — допускаемые напряжения, МПа.

Кроме того, фактические моменты сопротивления корпуса не должны превышать величины

см3

= 3*8,09*14*108,4²(0,718+0.7)=5589,65м2см2

Таблица 10. Расчет эквивалентного бруса

Рис. 18 Эквивалентный брус

Отстояние нейтральной оси от оси сравнения:

м Момент инерции всего сечения относительно нейтральной оси:

Мвв=258 272,58

Мпв=180 491,53

Далее вычисляются напряжения в продольных связях у_i (столбцы (9) и (10)

Из таблицы 13 видно, что возникающие в связях корпуса напряжения от общего изгиба не превосходят допускаемых (Эйлеровых), а значит, общая продольная прочность обеспечена. Наибольшие напряжения возникают в горизонтальном киле и настиле верхней палубы.

Значения эйлеровых напряжений, превосходящих предел текучести материала откорректированы с учетом коэффициента запаса прочности .

Далее определяются фактические моменты сопротивления (см³)

Условия выполняются

Заключение

В настоящей работе произведен набор корпусных конструкций танкера-химовоза по Правилам Российского Морского Регистра Судоходства. По результатам расчетов разработан чертеж конструктивного мидель-шпангоута и типовой плоскостной секции поперечной водонепроницаемой переборки.

Выполнена проверка общей продольной прочности корпуса судна от действительных нормальных напряжений при статической постановке на волну. Проверка показала, что общая прочность корпуса обеспечена.

судно шпация корпус водонепроницаемый

1. Барабанов Н. В., Турмов Г. П. Конструкция корпуса морских судов: Учеб. — В 2-х т. — Т. 1: Общие вопросы конструирования корпуса судна. — СПб.: Судостроение, 2002. — 448 с.

2. Барабанов Н. В., Турмов Г. П. Конструкция корпуса морских судов: Учеб. — В 2-х т. — Т. 2: Местная прочность и проектирование отдельных корпусных конструкций судна.— СПб.: Судостроение, 2002.— 472 с.

3. Стадников А. А., Новикова С. С. Расчеты прочности корпусных конструкций: Учебн. — Северодвинск: ФГУП «ПО «Севмашпредприятие»; Севмашвтуз, 2003.-313 с.

4. Лазарев В. Н., Юношева Н. В. Проектирование конструкций судового корпуса и основы прочности судов: Учебн. — Л.: Судостроение, 1989. 320 с.

5. Матвеев А. А., Борисенко В. Д. Справочник по судостроительному черчению — Л.: Судостроение, 1983. 248 с.

6. Никольский Л. П., Никольская Л. Н. Техническое черчение и судостроительные чертежи. — Л.: Судостроение, 1987. 304 с.

7. Нормы прочности морских судов. — Л.: Регистр СССР, 1991. 92с.

8. Подсеваев В. Б., Фомин А. Л. Словарь стандартизированной терминологии в судостроении. — Л.: Судостроение, 1990. 342 с.

9. Правила классификации и постройки морских судов. В 4-х т. — СПб.: РМРС, 2007

10. Кафедральные методические разработки по курсовому проектированию