船级社指南 矿砂船船体结构强度直接计算指南 GD16-2020

中国船级社北京 11.1一般规定 1 21.3构件尺寸 5第2章载荷工况 62.1一般要求 62.2动载荷工况 62.3船舶运动和加速度 2.4船体梁载荷 2.5外部载荷 2.6内部载荷 2.7装载工况 46第3章货舱区域直接强度分析 3.1一般要求 3.2结构建模 3.3有限元载荷组合 3.4强度评估 803.5细化强度评估 84第4章屈曲强度评估 864.1一般要求 864.2板格类型 884.3屈曲能力 964.4强度衡准 附录A参考应力计算方法 A.1.1一般规定 A.1.2基于应力的方法 A.1.3参考应力 附录B板格的屈曲因子和折减因子 B.1.1符号说明 B.1.2平面板格 B.1.3曲面板格 第5章整船有限元强度评估 5.1一般规定 5.2模型要求 5.3水动力载荷计算 5.4整船载荷施加与惯性平衡 5.5强度评估衡准 机舱结构强度直接计算 1.1一般要求 1.2结构建模 1.3载荷 装载含水矿砂时舱段有限元计算要求 2.1一般规定 2.2液化矿砂的载荷与计算工况 2.3有限元模型 2.4评估区域与衡准 2.5屈曲强度评估 11.1.2本指南给出了矿砂船货舱区域和机舱区域主要构件的度、细化强度、屈曲强度、整船的强度评估方法和含水矿砂的舱段补充1.1.4直接计算可采用适用的通用程序，如使用非通用程序（9）描述所有构件的vonMises应力，各2（12）必要时，对结构的建议修改方案，包括修改后的g——重力加速度，g=9.81m/s2；Cw3τxy——单元xy平面的剪应力（N/mm2σl——船体梁纵向的应力（N/mm2σa——梁单元轴向应力（N/mm2σw——船体梁横向或垂向的应力（N/mm2E——材料弹性模量。对钢材，E=2.06×105N/mm2；TLC：所考虑载荷工况的船中处的吃水，m。fT：某一装载条件下吃水与结构吃水的比，取为：fT，但不小于0.5。(1)原点：船舶对称纵剖面、规范船长L尾端和基线的相交处；4(1)纵荡（surge）为沿x轴正向的平动，向前为正；(2)横荡（sway）为沿y轴正向的平动，向左舷为正；(3)垂荡（heave）为沿z轴正向的平动，向上为正；(4)横摇（roll）是对通过重心的纵轴的正向旋转，右舷向下，左舷向上为正；(5)纵摇（pitch）是对通过重心的横轴的正向旋转，艏向下，艉向上为正；(6)艏摇（yaw）是对通过重心的垂向轴的正向旋转，艏向左舷，艉向右舷为正。(1)垂向弯矩Msw和Mwv在强力甲板产生拉应力（中拱弯矩）(2)垂向剪力Qsw和Qwv在所考虑的横剖面之后作用的合力向下或在所考虑的横(3)水平弯矩Mwh在右舷产生拉伸应力时为正，在左舷产生拉伸应力时为负。5(4)扭矩Mwt在所考虑的横剖面之后合力矩沿绕x轴的负方向或在横剖面之前合6第2章载荷工况2.1.1本章给出了用于矿砂船直接强度评估的设计载荷与装载2.1.3强度评估的每一个设计载荷设定由一个静载（1）动载荷工况定义在本章2.2；HSM-1和HSM-2：分别为垂向波浪弯矩HSA-1和HSA-2：分别为垂向加速度BSR-1P和BSR-2P：分别为波浪从左舷过来时横摇运BSR-1S和BSR-2S：分别为波浪从右舷过来时横摇运动最大（此时右舷向下）和横摇7BSP-1P和BSP-2P：分别为左舷船中水线处水动压力最大和最小的横浪等效设计波。BSP-1S和BSP-2S：分别为右舷船中水线处水动压力最大和最小的横浪等效设计波。2.2.2每一个动载荷工况的船舶响应和总体载荷见表2.2.2.1~2.----------------------------------8------9强度评估中用于BSR和BSP载荷工况的船舶响应--------------------------------强度评估中用于OST和OSA载荷工况的船舶响应表2.2.2.3--------2.2.3等效设计波的载荷组合系数LCF，即总体载荷及惯性载荷分量的MWV1QWV1.0flp1.0flpMWH000000MWT0000000.3-0.2fT0.2-0.4fT0.4fT+0.4000000000000000000aheave0.15-0.5fT0.1-0.4fT00aroll-z000000MWV0.1-0.2fT0.1-0.2fTQWV(0.1-0.2fT)flp(0.2fT-0.1)flp(0.1-0.2fT)flp(0.2fT-0.1)flpMWH1.2-1.1fTMWT00000000000000000.2-0.2fT0.2-0.2fT1111aheave0.7-0.4fT0.7-0.4fTaroll-z110000MWV0.3-0.8fT0.3-0.8fTQWV(0.3-0.8fT)flp(0.8fT-0.3)flp(0.3-0.8fT)flp(0.8fT-0.3)flpMWH0.7-0.7fT0.7-0.7fTMWT000000000.1-0.3fT0.1-0.3fT0.1-0.3fT0.1-0.3fTaheave11aroll-z0.1-0.3fT0.1-0.3fT强度评估中用于OST和OSA载荷工况的载荷组合系数表2.2.3.3MWV-0.3-0.2fT0.3+0.2fT-0.3-0.2fT0.3+0.2fTQWV(0.35+0.2fT)flp(0.35+0.2fT)flpMWHMWT-flp-OSTflp-OSTflp-OST-flp-OST0.15-0.1fT0.15-0.1fT0.7-0.3fT0.7-0.3fT0.45-0.2fT0.45-0.2fT00000.25-0.4fT0.25-0.4fT0.1-0.2fT0.1-0.2fTaheave0.05-0.4fT0.05-0.4fTaroll-z0.25-0.4fT0.25-0.4fT0.7-0.3fT0.7-0.3fTMWV0.75-0.5fT-0.75+0.5fT0.75-0.5fT-0.75+0.5fTQWV(0.6-0.4fT)flp(-0.6+0.4fT)flp(0.6-0.4fT)flp(-0.6+0.4fT)flpMWH0.55+0.2fT-0.55-0.2fT-0.55-0.2fT0.55+0.2fTMWTflp-OSAflp-OSA0.45-0.1fT0.45-0.1fT0.2+0.1fT0.2+0.1fT0.3-0.2fT0.3-0.2fT0.1-0.2fT0.2-0.1fTaheave-0.2fT0.2fT-0.2fT0.2fTaroll-z0.3-0.2fT0.3-0.2fTfxL:载荷点的x坐标与L的比值，取为：fxL,但不小于0.0，不大于1.0fT:某一装载工况吃水与结构吃水的比，定义见第1章第2节。flp:和沿船长纵向位置相关的系数，取为：flpflpflp-OST:OST工况的扭矩纵向分布系数，取为：flp-OSTxLflp−OSTflp−OSTxLflp-OSA：OSA工况的扭矩纵向分布系数，取为：flp−OSAT)，对于x/L<0.4flp−OSATfBK：取为：fBK=1.2，无舭龙骨的船舶fBK=1.0，有舭龙骨的船舶kr：所考虑装载工况的横摇回转半径，mkrGMλφ=0.6(1+fT)Lφ=1350fpLasurge=0.2fpa0gasway=0.3fpa0gaheave=fpa0gaX=-CXGgsinφ+CXSasurge+CXPapitch(z-R)aY=CYGgsinθ+CYSasway-CYRaroll(z-R)aZ=CZHaheave+CZRarolly-CZPapitch(x-0.45L)apitch-x：由纵摇产生的纵向加速度，m/s2apitch-x=apitch(z-R)aroll-y：由横摇产生的横向加速度，m/s2aroll-y=aroll(z-R)apitch-z：由纵摇产生的垂向加速度，m/s2apitch-z=apitch(x-0.45L)aroll-z：由横摇产生的垂向加速度，m/s2aroll-z=arolly2.4.1通则2.4.1.1用于静（S）设计载荷设定的船体梁载荷应2.4.2.1设计者应提供航行工况和在港的许用静水弯矩和许用静水剪力，在港的中拱或中垂许用静水弯矩/剪力应不小于航行工况的中拱或中垂许用静水弯矩/剪力加上2.4.3.1和Msw-h-min=fsw(171CwL2B(CB+0.7)10-3-Mwv-h-mid)Msw-s-min=-0.85fsw(171CwL2B(CB+0.7)10-3+Mwv-s-mid)Mwv-h-mid:用于强度评估的中拱状态垂向波浪弯矩，定义见[2.4.3.1]，fp和fm取1.0。Mwv-s-mid:用于强度评估的中垂状态垂向波浪弯矩，定义见[2.4.3.1]，fp和fm取1.0。fsw:沿船长的分布系数，见图2.4.2.2，取为：fsw=0.0，对于x≤0，fsw=0.15，对于x=0.1L，fsw=1.0，对于0.3L≤x≤0.7L，fsw=0.15，对于x=0.9L，fsw=0.0，对于x≥L位于其间的fsw值通过线性插值得到。图2.4.2.2分布系数fswnl−vhfmfpCwL2BCBMwv−snl−vsfmfpCwL2BCBfnl-vh：对中拱考虑非线性影响的系数，取为：fnl-vh=1.0对强度评估fnl-vs：对中垂考虑非线性影响的系数，取为：fm：垂向波浪弯矩沿船长的分布系数，取为：fm=0.0，对于x≤0fm=1.0，对于0.4L≤x≤0.65Lfm=0.0，对于x≥L位于其间的fm之值通过线性插值得到（见图2.4.3.1）图2.4.3.1分布系数fmQwv-pos=0.52fq-posfpCwLBCBQwv-neg=-0.52fq-negfpCwLBCBfq-pos：正波浪剪力沿船长的分布系数，取为：fq-pos=0.0，对于x≤0fq-pos=0.92fnl-h，对于0.2L≤x≤0.3Lfq-pos=0.7，对于0.4L≤x≤0.6Lfq-pos=1.0fnl-s，对于0.7L≤x≤0.85Lfq-pos=0.0，对于x≥Lfq-neg：负波浪剪力沿船长的分布系数，取为：fq-neg=0.0，对于x≤0fq-neg=0.92fnl-s，对于0.2L≤x≤0.3Lfq-neg=0.7，对于0.4L≤x≤0.6Lfq-neg=1.0fnl-h，对于0.7L≤x≤0.85Lfnl-vh和fnl-vs：[2.4.3.1]定义的考虑非线性影响的系数。图2.4.3.3负垂向剪力分布系数fq-negfnlh：非线性影响系数，取为：fnlh=0.9，对于强度评估2.4.3.4任一纵向位置相对于基线的波浪扭矩Mwt，kNm，应取为：Mwt=fp(Mwt1+Mwt2)Mwt2=0.22ft2CwLB2CBft1,ft2：分布系数，取为：ft1=0，对于x<0ft1ft1=0，对于x>Lft2=0，对于x<0ft2=0，对于x>L2.4.4.1应用于本章第2.2节定义的每一个动载荷工况的垂向波浪弯矩Mwv-LC，kNm，定Mwv-LCfβCWVMwv-hfβCWVMwv-sfβ：浪向修正系数，取为：fβ=0.8用于极限波浪载荷设计载荷设定的BSR和BSP载荷工况Mwv-h,Mwv-s：考虑了所考虑设计载荷设定的垂向中拱波浪弯矩和中垂波浪2.4.4.2应用于本章第2.2节定义的Qwv-LCCQW≥0fβCQWQwv-posfβCQWQwv-negfβ：浪向修正系数，取值按2.4.4.1。CQW：垂向波浪剪力的动载荷组合系数，取为本章第2.2节给出的值。Qwv-pos,Qwv-neg：考虑了所考虑设计载荷设定的垂向波浪正剪力和垂向波浪负剪力，定义2.4.4.3应用于本章第2.2节定义的每一个动载荷工况的水Mwh-LC=fβCWHMwhfβ：浪向修正系数，取值按2.4.4.1。CWH：水平波浪弯矩的动载荷组合系数，Mwh：考虑了适当的设计载荷设定的水平波浪弯矩，定义见[2.4.3.3]。Mwt-LC=fβCWTMwtfβ：浪向修正系数，取值按2.4.4.1。Mwt：考虑了适当的设计载荷设定的波浪扭矩，定义见[2.4.3.4]2.5.1.1用于静（S）设计载荷设定的外板上任PS：静水压力，kN/m²,定义见[2.5.2]。PW：水动压力，kN/m²,定义见[2.5.3]。静水压力PS表2.5.2.1z≤TLCρg(TLC-z)z>TLC02.5.3.1HSM载荷工况的水动z≤TLCTLCWPW=max(-PHS,ρg(z-TLC)PW=PW,WL-□g(z-TLC)PW=0PW=max(PHS,ρg(z-TLC))PW,WL：所考虑动载荷工况水线处的水动压力，kNPhW：等效于水线处压力的水压头，m，fnl：非线性影响系数，取为：fnl=0.7，在fXL=0.0处fnl=0.9，在fXL=0.3处fnl=0.9，在fXL=0.7处fnl=0.6，在fXL=1.0处fyz：周长分布系数，取为：fyB：载荷计算点Y坐标与Bx的比，取为：fyBfyB，但不大于1.0，且Bx=0.0时fyB=0.0。fyB，但不大于1.0。Bx：所考虑横剖面在水线处的型宽，m。fh：系数，取为：fh=3.0(1.21-0.66fT)kaT，对于fxL<0.15ka=1.0，对于0.15≤fxL<0.7kaxL，对于fxL≥0.7λ：动载荷工况的波长，m，取为：Tkp：由表2.5.3.2得到的相位系数，位用于HSM载荷工况的kp值fxL00.3-0.1fT0.35-0.1fT0.8-0.2fT0.9-0.2fTkpyB)11z≤TLCTLCPW=max(-PHS,ρg(z-TLC))PW=PW,WL-□g(z-TLC)PW=0PW=max(PHS,ρg(z-TLC))fnl：非线性影响系数，按2.5.3.1中的定义取值。fyz：周长分布系数，取为：fh：系数，取为：fh=2.4(1.21-0.66fT)λ：动载荷工况的波长，m，取为：Tkp：由表2.5.3.4得到的相位系数，位用于HSA载荷工况的kp值fxL00.3-0.1fT0.5-0.2fT0.8-0.2fT0.9-0.2fTkp1.5-fT-0.5fy112.5.3.3FSM载荷工况的水动压力用于FSM载荷工况的水动压力z≤TLCTLCPW=PW,WL-□g(z-TLC)PW=0Pfnl：非线性影响系数，取为：fnl=0.9对于极限海况设计载荷设定fyz：周长分布系数，取为：fh：系数，取为：fh=2.6kaTfyB)，对于fxL<0.2ka=1.0，对于0.2≤fxL<0.9ka1-fyB)(fxL-0.9)，对于fxL≥0.9λ：动载荷工况的波长，m，取为：Tkp：由表2.5.3.6得到的相位系数，位用于FSM载荷工况的kp值fxL00.5-0.2fTkp-0.75-0.25fyB11-0.75-0.25fyB2.5.3.4BSR载荷工况的水动用于BSR载荷工况的水动压力z≤TLCTLCPW=max(PBSR,□g(z-TLC))PW=PW,WL-□g(z-TLC)PW=0PW=max(-PBSR,□g(z-TLC))PW=max(PBSR,□g(z-TLC))PW=max(-PBSR,□g(z-TLC))fnl：非线性影响系数，取为fnl=1.0λ：动载荷工况的波长，m，取为：λ=Tθ22.5.3.5BSP载荷工况的水动z≤TLCTLCPW=max(PBSP,ρg(z-TLC))PW=PW,WL-□g(z-TLC)PW=0PW=max(-PBSP,ρg(z-TLC))PW=max(PBSP,ρg(z-TLC))PW=max(-PBSP,ρg(z-TLC))λ：动载荷工况的波长，m，取为：fyz：周长分布系数，由表2.5.3.9得到。用于BSP载荷工况的周长分布系数fyz表2.5.3.9y≥0fnl：非线性影响系数，取为：fnl=0.6，在fXL=0.0处fnl=0.8，在fXL=0.3处fnl=0.8，在fXL=0.7处fnl=0.6，在fXL=1.0处2.5.3.6OST载荷工况的水动压力z≤TLCTLCPW=max(POST,ρg(z-TLC))PW=PW,WL-□g(z-TLC)PW=0PW=max(-POST,ρg(z-TLC))PW=max(POST,ρg(z-TLC))PW=max(-POST,ρg(z-TLC))fyz：周长分布系数，由表2.5.3.11得到。fnl：非线性影响系数，取为fnl=0.8λ：动载荷工况的波长，m，取为：用于OST载荷工况的周长分布系数fyz表2.5.3.11y≥0yBTyBxLTfxL≤0.2T-0.5)fyB](1-5fxyB)(1-5fxL)fxL>0.8T)(5fxL-4)fyBkp：由表2.5.3.13得到的相位系数，位fxLy≥0T)fyB-1.0+(1.75-0.5fT)fyB-1.0+(1.75-0.5fT)fyBT-1.5)fyBT)fyByBT)fyB-1.0+(1.75-0.5fT)fyBT)fyBT-1.5)fyByBTLCPW=max(POSA,ρg(z-TLC))PW=PW,WL-□g(z-TLC)PW=0PW=max(-POSA,ρg(z-TLC))PW=max(POSA,ρg(z-TLC))PW=max(-POSA,ρg(z-TLC))λ：动载荷工况的波长，m，取为：fnl：非线性影响系数，取为：fnl=0.5，在fXL=0.0处fnl=0.8，在fXL=0.3处fnl=0.8，在fXL=0.7处fnl=0.6，在fXL=1.0处fyz：周长分布系数，由表2.5.3.15得到。用于OSA载荷工况的周长分布系数fyz表2.5.3.15fxL≤0.21.0+3(2-fT)(1-5fxL)(1-fyB)1.0+3(2-fT)(1-5fxL)+{(28fxL-5)+3fT(1-5fxL)}fyBxL)fyBxL-1)fyBfxL≥0.81.0+(fxL-0.8)(1-fyB)A1.0+{1.5(2fxL-1)-(fxL-0.8)A}fyB+(fxL-0.8)AfxL≤0.21.0+3(2-fT)(1-5fxL)+{(28fxL-5)+3fT(1-5fxL)}fyBT)(1-5fxL)(1-fyB)xL)fyBxL-1)fyBfxL≥0.81.0+{1.5(2fxL-1)-(fxL-0.8)A}fyB+(fxL-0.8)A1.0+(fxL-0.8)(1-fyB)AA=22-15fT+3[22(fxL-0.8)-0.25(2-fT)]fxL0.75-0.5fyBfT-0.25+(1.25-fT)fyBfT-0.25+(0.35fT-0.47)fyB1.0+(2.7fT-3.2)fyB1.25-0.5fT+(0.5fT-0.25)fyB1.25-0.5fT+(2.7fT-31.5-fT+(fT-1.07)fyB1.5-fT+(2.68fT-3.19)fyB0.5fT-1.25+(0.25-0.5fT)fyB0.5fT-1.25+(0.2-0.1fT)fyB0.5fT-1.25+(0.25-0.5fT)fyB0.75-0.5fyBfT-0.25+(0.35fT-0.47)fyBfT-0.25+(1.25-fT)fyB1.0+(2.7fT-3.2)fyB1.25-0.5fT+(2.7fT-3.2)fyB1.25-0.5fT+(0.5fT-0.25)fyB1.5-fT+(2.68fT-3.19)fyB1.5-fT+(fT-1.07)fyB0.5fT-1.25+(0.2-0.1fT)fyB0.5fT-1.25+(0.25-0.5fT)fyB2.5.4.1用于静+动（S+D）设计载荷设定的露天甲板上任意一点由于上浪载荷产外部动压力，PD，kN/m²,应根据每一个动载荷工况获得，并按2.5.4.3和2.5.4.4的定义取2.5.4.2如果露天甲板设有挡浪板，挡浪板之后露天甲板的上浪压力不允许进行折减。,D，但不应小于PD-min。,PW,D：[2.5.3]定义的HSM，HSA和FSM载荷工况在露天甲板边得到的压力，kN/m2。HSM，HSA和FSM载荷工况露天甲板LLL<100m式中:a=0.356对于A型，BφDPW,D-stb：[2.5.3]定义的BSR，BSP，OST和OSA载荷PW,D-pt：[2.5.3]定义的BSR，BSP，OST和OSA载荷工况在左舷甲板边处得到的压力。2.6.1.1用于静（S）设计载荷设定的作用在液舱或压载舱边界任一载荷点的内部液体压Pin2.6.1.2用于静+动（S+D）设计载荷设定的作用在液舱或压载舱边界任一载荷点Pls：液舱内液体产生的静压力，kN/m²,定义见[2.6.1.3]Pld：液舱内液体产生的动压力，kN/m²,定义见[2.6.1.4]2.6.1.3液舱和压载货舱内液体产生的静压力Pls，kN/m²,应取为：air)hair：液舱舱顶的空气管或溢流管高度，m。2.6.1.4由液舱或压载货舱内液体产生的动压力Pld，kN/m²,应取为Pld=fβρL[aZ(z0–z)+aX(x0–x)+aY(y0–y)]lfs：液舱顶部长度或压载货舱舱口围长度，m。btop：液舱顶部宽度或压载货舱舱口围宽度，在舱室中部量取，m。z0：参考点Z坐标。XYZzj-zG)xj：液舱或压载货舱顶部第j个点的X坐标。yj：液舱或压载货舱顶部第j个点的Y坐标。zj：液舱或压载货舱顶部第j个点的Z坐标。2.6.2.1矿砂船干散货舱的主要几何参数见图2.BH：货舱宽度，m，量自货舱中部纵舱壁顶部与主甲板连接处，见图2.6.2.1。BIB：量自货舱中部内底宽度，m，见图2.6.2.1。D1：船中处从基线到干舷甲板边的距离，m。hDB：中纵剖线处的双层底高度，m，量自货舱中部，见图2.6.2.1。hHP：所考虑货舱中部从中纵剖线处的内底至顶边舱与内壳上交点的垂直距离，m，见VH：向上达到主甲板和舱口围相交水平面的货舱容积，m3，不包括舱口围板所包围的VHC：舱口围体积，m3，为从主甲板和舱口围侧板相交的水平面到舱口围顶部的部分，xG,yG：干散货舱的型心的X和Y坐标。zGDBC−cl/2zC=hDB+hC。Ψ：散货（视为已排干和已移动过的）假定的休止角，(º),取为：KC：系数，取为：2KC=0对上甲板和倾斜顶凳。干散货密度使货舱能够装载至舱口围顶部，如图2.6.2.3装满货舱干散货上表面定义对于[2.6.2.2]定义的装满货舱，包括非棱柱型货舱，货物有效的上表面为中纵hC的值由船中货舱的长度中点处计算得到，它0HHPU：内底量至顶凳下沿的垂直距离，m。2.6.2.4部分装货舱干散货上表面定义内底板之上hC高度处宽度为BH/2的水平面hC的值由所考虑货舱的长度中点处计算得到，tanh1高度，m，取为：2H1(M1(M)h.B2B2Ψ2HPIBH|,lH(ρC|,lH(ρC,22HIBhC-CL：中纵剖线处的货物表面高度，m，见图2.6.2.3和图2.6.2.4。B2：货物最大宽度，m，见图2.6.2.3和图2.6.2.。M：货舱装载货物重量，t。a）决定货物高度hC，装满货舱根据[2.6.b）根据[2.6.3.2]定义的静压力和[2.5.2]定义的静剪切分布力决定对应的静载荷，并应用PinPbs：干散货产生的静压力，kN/m²,定义见[2.6.3.2]。Pbd干散货产生的惯性动压力，kN/m²,定义见[2.6.3.3]。决定在[2.6.3.2]和[2.6.3.3]中定义的用于有限元分析的静压力和动压替代ρC。由干散货产生的静压力Pbs，kN/m²,应取为：CgKC(zC-z)但不小于0。任一载荷工况由干散货产生的动压力Pbd，kN/m²,应取为：对于z>zC，Pbd=0.0•对于静+动（S+D）设计载荷设定：以下的动剪切载荷压力：Pbs-s+Pbs-d用于底边舱斜板和底凳板，定义见[2.6.4.3]Pbs-dx用于内底板纵向，定义见[2.6.4.4]Pbs-dy用于内底板横向，定义见[2.6.4.4]•对于整船设计载荷设定，应考虑x,y方向加速度产生剪切载荷对斜板的作决定在[2.6.4.2]~[2.6.4.5]中定义的用于有限元分析剪切载荷时，应该用ρ2.6.4.2底边舱斜板、倾斜纵舱壁和底凳板上的静剪切载荷2.6.4.3底边舱斜板和底凳板上的动任一动载荷工况由干散货力作用于底边舱斜板或倾斜纵舱壁和底凳板产生的动剪荷压力Pbs-d沿板向下为正kN/m2，2.6.4.4用于有限元分析的沿内底板的动PβCaXhCPβρCaYhC纵舱壁、底凳斜板上应考虑x、y方向加P=−0.75ρCaXhCcosα.cosαX−0.75ρCaYhCcosα.cosαYb）板的垂直内底方向：P=−0.75ρCaXhCsinαX−0.75ρCaYhCsinαY式中：αX为斜板水平方向X方向的夹角，αY为斜板水平方向与Y方向的夹角Msw-pHBM-Mwh-LCTM-Mwt-LCPex-PDPSPS+PWPinPbs2.7.2.5对于多港工况，实际装载手册序号1均匀满货2均匀满货304TBAL-N5TBAL-N6TBAL-H789多港-8多港-9（5）表中，TSC—结构吃水，TBAL-N—正常压载吃水，取装载手册中压载工况—重货，瓣—轻货，—压载水。（6）MH:装载手册中最大吃水时货舱内货物装载量;MFULL:货舱内均匀满载装至舱口围时的货物重量,数值取序号1均匀满货2均匀满货34TBAL-N5TBAL-N6TBAL-H7890多港-7（3）表中，TSC—结构吃水，TBAL-N—正常压载吃水，取装载手册中压载工况—重货，瓣—轻货，—压载水。（4）MH:装载手册中最大吃水时货舱内货物装载量;MFULL:货舱内均匀满载装至舱口围时的货物重量,数值取号序1均匀满货2均匀满货34TBAL-N5TBAL-N6TBAL-H7890多港-7（3）表中，TSC—结构吃水，TBAL-N—正常压载吃水，取装载手册中压载工况—重货，瓣—轻货，—压载水。（4）MH:装载手册中最大吃水时货舱内货物装载量;MFULL:货舱内均匀满载装至舱第3章货舱区域直接强度分析3.1.2.2评估局部结构细节的详细应力水平的细化网3.1.3采用有限元方法进行强度评估，验证尺寸是否符合本章规定3.1.4.1结构评估基于三维结构模型的线性有限元分析。在有限元分析中线单元，具有轴向刚度、扭转刚度、双向剪3.2.1.2进行有限元结构评估和载荷施加的货舱区域包括以下货舱范围。3.2.2.1所有主要纵向和横向结构3.2.2.2结构上的所有板和骨材，包括腹板骨材，均应建模。对主要支撑构件强度起作3.2.3.1除最首货舱模型和最尾货舱模型外，货舱有限元模型沿纵向应覆盖三个货舱长于首尖舱中间位置处的横剖面向前至模型端部的船体线型应使用简化的几何建模—尖舱中间位置处的横剖面向前拉伸至与首货舱长度相当处。如果相邻首首垂线处。以上两种情况，舱段模型的端部边界条件均应施加于最首端面楼和/或舱口围板。机器处所的上层建筑或甲板室以及挡浪板不要求（2）船体的内外壳板、强框架、纵桁、肋板、平面舱壁桁材、肋骨等的高腹板以及槽开孔周围、肘板连接处和折角连接处等应力梯度大的区域，应避免使用三角形（3）板单元长宽比应不超过3，在可能产生高应力或高应力梯度的区域，（1）船底板、舷侧外板、甲板、纵舱壁、内底板，横向每相邻两个纵骨之间为一个单（2）双层底纵桁和肋板、甲板强横梁、边舱强框架及其水平桁、边舱横撑材沿腹板高筋之间至少为一个网格，且与相邻构件的网（3）边舱强框架的网格应描述强框架上开孔的实际形状；对主要支撑构件的大肘板自垂向加强筋，槽条面板、腹板的壳单元网格应遵循壁凳的（5）以梁单元建模的骨材，应与实际结构位置匹配，弯曲中心或者剪切中心偏移方向（7）主要支撑构件的腹板加强筋应建模。当加强筋布置与主要有限元网格不一致时，调整线单元至最近的节点，但调整的距离应不超过该加强筋间距的0.2倍，按此调整后得到yδyyθy-“T—end----------------最首舱段模型的端部边界条件yδyyθy---------------“T-end--注3：前端的边界条件应施加在最前端的从基线至强力甲3.2.5.2是一个典型矿砂船端面的端部约束Ay：梁的局部坐标系下Y方向的剪切面积，m2规定的程序施加，船体梁扭矩应按照[3.3Mv-targ=CBM-LCMsw+Mwv-LC对于给定的有限元载荷组合，中舱后舱壁和前舱壁处的船体梁目标剪力Qtarg-afQtarg-aft=CSF-LC.Qsw-neg-ΔQswa+fβlCQwlQwv-negQtarg-fwd=CSF-LC.Qsw-pos+ΔQswf+fβlCQwlQwv-poslQfwd<Qaft：Qtarg-aft=CSF-LC.Qsw-pos-ΔQswa+fβlCQwlQwv-posQtarg-fwd=CSF-LC.Qsw-neg+ΔQswf+fβlCQwlQwv-negQfwd,Qaft：中舱前舱壁和后舱壁位置处由于局部载荷分别产生的垂向剪力，kN，定义CSF-LC：中舱前舱壁和后舱壁位置处由于局部载荷分别产生的垂向剪力，kN，定义见Qsw-pos，Qsw-neg：航行和港内工况ΔQswf=Min(lΔQmdflMid,lΔQmdflFwd)BH——货舱宽度，m；H——货舱长度，m；φ=1.38+1.55g，但不大于3.7Qswa=Min(lΔQmdflMid,lΔQmdflAft)Qwv-pos，Qwv-neg：正向和负向的垂向波浪剪力，kN，见Qtarg-aft和Qtarg-fwd应在所考虑的中舱的后舱壁和前舱壁处取得。船体梁水平目标弯矩，Mh-targ，KNMh-targ=Mwh-LC船长之外时，对于超出规范船长的延伸区域，各个Mwt-targ=Mwt-LC(Xtarg)船中货舱区域以外：使下述公式取得最小值的中舱的终调整后的中舱范围内最大弯矩应不超过船个纵向站位上的三维节点力累加生成局部载荷一维分布。纵向站位位于横舱壁/横成的垂向和水平局部载荷：fvi和fhi。xaft：尾端支撑处的X坐标，m；xj：所考虑的纵向站位j处的X坐标，m；一端施加纵向反力(Fx)j，这可以通过对船体梁弯曲有效的所有纵向构件上施加分布的纵向j：施加于第j个单元的一个节点上的轴向力，kN；Aj：第j个单元的剖面积，m2；nj：横剖面上第j个单元的节点数，对于梁单元，对于4节点壳单元对于所考虑的有限元载荷组合，应按如下方法选择适用的l如果剪力值在一个舱壁处超过目标值且使用方法1进行“最大剪力载荷组合”在第2章第7节的载荷组合表中使用“M剪力调整的中舱舱壁位置状态xb-aft>0.5LQfwd>QaftAftQfwd>QaftAftxb-fwd<0.5LQfwd>QaftAftQfwd>QaftAftxb-aft≤0.5L和xb-fwd≥0.5L--Fwd和Aft况--Fwd和Aft方法1通过施加垂向弯矩My_aft和My_fre进行垂向剪力调整表3.3.4.2My_aft,My_fore：为使船体梁垂向剪力发生如表3.3.4.2所示的调整而据[3.3.4.10]在首端和尾端施加的垂向弯矩，kNm。符号按有限元模Qaft：局部载荷产生的在中舱后舱壁位置处xb_aft的垂向剪力值，kN，按[4.4.3]计算的局部载荷合力；由于垂向剪力在横舱壁位置处不连续，Qaft是中舱后Qfwd：局部载荷产生的在中舱前舱壁位置处xb_fwd的垂向剪力值，kN，按[3.3.4计算的局部载荷合力；由于垂向剪力在横舱壁位置处不连续，Qfwd是邻接3.3.4.7在两个舱壁上进行垂向剪在中舱的两个横舱壁处要求的剪力调整值应采用以下l模型端部的垂向弯矩My_aft，My_fore，My_fore=My_aftΔQaft=-ΔQfwdMy_aft,My_fore：为进行船体梁垂向剪力调整而按[3.3.4.10]在前端和后端施Qaft：中舱后舱壁处的剪力调整值，KN；上述横舱壁位置处的剪力调整值，ΔQaft和ΔQfwd，应通过在如表3.3.4.4所示横框架位有限元模型的任何的水密横舱壁上、任何前货舱之前的横框架和后货舱之后的横框架上。用于在增加/减小横舱壁处剪力的而施加在每一个横框架上的进行计算。对于非均匀的框架间距，分布于每个横框架上的垂向力的量可Qtarg-aftQtarg-fwdQtarg-aftQtarg-fwd两次调整后的垂向剪力--------使用“y-aft和“y-fore调整后的垂向剪力---------------局部载荷产生的剪力ΔQaft(2l-l2-l3)+ΔQfwd(l2+l3)δw1=(n1-1)(2l-l1-2l2-l3)(n2-1)(ΔQaft-ΔQfwd)(n2-1)++ΔQaft：中舱后舱壁处要求的剪力调整值，参见[4.4.7],KN。Δlforelav-i：平均框架间距，在货舱i中使用计算得到，其中意=1,。lv-i=l框架)对于货舱ilv-i=l框架)qf-k：在横框架的第k个单元的中点处计算的剪流，N/mm；，，横框架处第j个有限元网格点处的分布剪力，Fgrid可以通过该点处连接单元的剪流按下lk：横框架上连接到节点j的第k个单元的长度，mm。3.3.4.8调整船中货舱区域的垂向和水平弯矩，以便在模型中间舱达到此目标值。端部垂Mv-end=Mv-targ-Mv-peakMv-end：Mv-targ：Mv-peak：My_aft：据[4.4.10]应施加于有限元模型两端的由于在框架处按方法2施加垂向线载荷而产生的位置处的垂向弯矩，Mlineload＝-(x-xaft)F-Σi(x-xi)δwi，当xi<x时为产生要求的剪力而在横框架i处施加的垂向力。Mh-end=Mh-targ-Mh-peakMh-end：据[4.4.10]应施加于有限元模型两端的附加水平弯矩，kN。Mh-targ：水平弯矩，见[3.3.3.4]。Mh-peak：由[3.3.4.3]中描述的局部载荷在中舱范围内产生的最大或最小水平弯如果为正（右舷处于受拉状态则Mh-peak取最大水平弯矩，如果垂向和水平弯矩应在中舱整个舱长范围内进行计算以便确定每一个最大/最3.3.4.9调整船中货舱区范围外的垂向和水平如[3.3.3.2]所述，为了在每一个框架和横舱壁位置处达到船体梁垂向f(i)=Mv-targ-Mv-FEM-Mlineload-MY-aftmv-end：施加在模型首端面+1站位处的垂向弯矩mvj：mv0=0当j=0mvj=mhi当j=iMv-targ(i)：局部载荷在站位i处产生的垂向弯矩分布，kMlineload(i)：为进行垂向剪力修正而施加的线载荷在站位i处产生的垂向弯矩，kNm，见[3.3.4.8]。为了在[3.3.3.4]中定义的每个横框架和横舱壁位置处达到船体梁水平目f(i)=Mh-targ(i)-MH-FEM(i)mh-end：mhj：Mh-targ(i)：应施加于处于站位i处的横框架或横舱壁上的水平弯矩调整值，kNm。施加在模型首端面+1站位处的水平弯矩mhj=mhi当j=i垂向和水平弯矩调整值，mvi和mhi，应施加在处。调整值通过在船体梁纵向有效抗弯单元上施加纵向轴向节点力实现，如[3.本子条款描述了调整有限元舱段模型的船体梁扭矩分布以使在目标位置处MT-FEMi：fhik：纵向站位i处节点k的水平节点力，kN。fvik：纵向站位i处节点k的垂向节点力，kN。纵向站位i处节点k的Y坐标，m。纵向站位i处节点k的Z坐标，m。MT-FEMO=Σk[fh0k(z0k-zr)]-Σk(fv0ky0k)+RH_fwd.(zind-zr)对于MT-FEMO=Σk[fh0k(z0k-zr)]-Σk(fv0ky0k)+RH_aft.(zind-zr)对于尾端处的水平反作用力，kN，定义见[3.xj：纵向站位处的X坐标，m。（KMm）来调整，如下式所示：MT-end=Mwt-targ-Mwt(xtarg)xtarg：船体梁扭矩目标位置处的X坐标，m，定义见[3.3.3.5]。Mwt-targ：在目标位置处应达到的船体梁目标扭矩，kNm，详见[3.3.3.5]。3.4.2.1对于[3.4.1.2]中定义的所有结构构件板于壳单元的膜正应力和剪应力。应采用单元中心的中Sλy：3.4.2.4对于主要支撑构件翼板，应采用轴向应力进行屈服衡Mises应力超过了验收衡准，则细化网格分析中，在等效于舱3.4.2.6开孔处的屈服利用应子应进行剪应力修正，除3.4.fp)tw式中，tf：主要支撑构件面板厚度，mm，tp：支撑构件所在位置船体板厚度，mm，剪切修正的免除AFEM-Ashr3.5.1.1货舱区主要构件详细应力评估应按照本节要3.5.2.1规定的部位应进行细化网格有3.5.2.2规定的部位，如果在舱段模型分析中相当应力超出90%许用应均应力应基于单元中心点的应力计算，不应使用通过内插/外插方法得到的应力值。应力平λfyy第4章屈曲强度评估4.1.1一般规定(3)除另有规定外，本章中对结构构件的要求都是基于从总厚度中扣除标准减薄厚度tr明了在较高的屈曲利用水平下将会发生大的弹性挠曲且面内刚度会4.1.2适用范围③4.4节提供了加筋/非加筋板格、支杆、支柱和横撑材、槽形舱本章中提到的加强筋的屈曲评估适用于沿着屈曲板格长边方向4.1.3评估方法考虑不同的边界条件类型，应按照下面两种方法之一进行屈（1）方法A：受到周围结构/邻接板的约束作用，基本板格的所有边界都强迫保持直（2）方法B：由于边界处的面内刚度较小和/或没有周围结4.1.4屈曲利用因子对于组合载荷，屈曲利用因子ηact定义为施加的等效应力和对应的屈曲能力之比，即：式中：Wact施加的等效应力；c结构发生失效时的应力倍增因子，定义见本章4.3节。r式中：σA屈曲计算中的4.1.6整船有限元分析的屈曲评估要求对于整船有限元分析，应基于以下两个步骤进行验证性的屈曲（1）对一些关键结构区域（重点包括舱段有限元分析中发现的屈曲利用因子较高的区域，如屈曲利用因子大于衡准的95%以上）进行屈曲评估，并满足相关的衡准要求。如不（2）对于相关结构的整船有限元屈曲评估结果，应与相应的舱段有限元屈曲评估结果且屈曲利用因子大于衡准的95%也应在相应结构位置处进一步扩大评估区域进行屈曲评4.2.1符号说明ηall——许用屈曲利用因子，定义见本章4.4α——板格的长宽比，定义见本章4.3节。4.2.2一般规定UP-BUP-BUP-BUP-BUP-BUP-BUP-BUP-B①为了表征整体屈曲行为，每一个加强筋连同带板应模拟成一个加筋板格，其尺寸范②如果一个加筋板格内的加强筋属性或者加强筋间距有变化，则应对该板格的所有构b.计算角与角之间沿板格多边形边界的距离，即端点之间所有直线线段的总和。力模型的纵向。其长度定义为该能力模型的长度a。式中:A——板的面积，mm2；a——上面步骤d中定义的长度，mm。c.模型的宽度l2，mm，取为式中:A——板的面积，mm2Ctri式中:Ai——第i个板单元的面积；板格的屈服应力ReH_P取为板格内所有单元的屈服应力的最小值。应力分布应取自直接计算分析，并将实际应力按照4.1.5(2)进行修正后施加Ai——第i个板单元的面积，mm2；P4.2.4槽形舱壁b.在槽条中部区域平行于槽条方向的正应力；线，并求得其交点；然后在沿着翼板(或腹板)宽度方向中线上，距离该点b/2位值点。对于一些典型结构的示例如图4.2.4(1最大剪应力是指槽条翼板(或腹板)上在上述针对正应力所定义的取值位置处的最大值。面内应力σx、σy和剪应力τ应取为槽条翼板或腹板上所考虑位置处沿着宽度方向的单腹板宽度方向中线量起、距离槽条端部或者卸货板(如安装)的交界位置b/2处插值得到。平行于槽条方向的面内应力σx、σy应④如果翼板采用了一种以上的板厚，则对于每个不同的板厚区域，都应该得到其最大4.3.1符号说明As——加强筋（不包括带板）的横截面积，mm2。b——板格短边长度，见本章附录B表B.1beff——加强筋的有效带板宽度，mm，定义见4.beff1——不考虑剪滞效应的加强筋有效带板宽度，mm，取为：bf——加强筋的翼板宽度，mm。ef——从带板到翼板中心的距离，mm，如图4.3.1所示l(hw对扁钢leef={hw-0.5tf对球扁钢lhw+0.5tf对角钢和T型材Flong——4.3.3(2)④中定义的系数。Ftran——4.3.3(2)⑤中定义的系数。R——曲板板格的半径，mm。ReH_P——板材料的最小屈服应力，N/mm2ReH_S——加强筋材料的最小屈服应力，N/mm2tp——板格的厚度，mm。tw——加强筋的腹板厚度，mm。tf——加强筋的翼板厚度，mm。σx——施加在板格边缘上沿x轴方向的应力，N/mm2。σy——施加在板格边缘上沿y轴方向的应力，N/mm2。σ1——最大应力，N/mm2σ2——最小应力，N/mm2τ——施加的剪应力，N/mm2。τc——剪切屈曲强度，N/mm2，定义见γc——失效时的应力倍增因子。4.3.2通则（2）应用本节规范时，施加在结构部件上的应力σx、σ式中：cf和PZ的定义见本条(3)。c1,γc2,γc3,γc4)(4.7)σx,σy——施加在板格边界上的正应力，N/mm2,定义见4.3.3(2)⑦;τ——施加在板格边界上的剪应力，N/mm2；cx——沿着与屈曲板格长边平行的方向的极限屈曲σcy——沿着与屈曲板格短边平行的方向的极限屈曲应力c1,γc2,γc3,γc4——对于上面每一个不同极限状态在失效时的应力倍增因子。γc1和γc2仅分别在σx≥0和σy≥0成立时才考虑；ReH_PEReH_PEBe0σxσxK——屈曲因子，定义见本章附录B表B.1.2和表B.1.3。cyyeH_P式中:Cx,Cy,Cτ——折减因子，定义见本章附录B表B.1.2。对于4.3.3(2)①中的第一个方程，当σx<0或σy<0时，折减因子应取为：a.对SP-A和UP-A，应采用如下c1，根据本章附录B表B.1.2计算Cyb.对SP-B和UP-B，应采用如下c1，根据本章附录B表B.1.2计算Cyc.对于槽形舱壁的槽条，应采用如下c1，根据本章附录B表B.1.2计算Cy④修正因子Flong修正因子Flong依赖于屈曲板格长边边缘上的加强筋类型，其定义参见表4.3.3(2)。对于行确认，且船级社也认为合适，则选用的c值可大于表4.3.3(2)中给出的数值。修正因子F修正因子F表4.3.3(2)FlongcN/AN/A扁钢(1)N/A注：tw为腹板厚度，mm，且不按照4.3.3(3)②中的定义进行修正。⑤修正因子Ftran修正因子Ftran应取为1.0。Cax,Ctg,Cτ——曲板板格的屈曲折减因子,定义见本章附录B表B.1.3。对祛曲板板格，其应力倍增因子γc应不小于将σxb,σyb——根据交叉梁系分析得到的分τ——用于4.3.3(2)①板格能力计算的剪应力，N/mm2，取作：a.加强筋失效导致的屈曲失效(为计及局部侧向变形引起的刚度降低，对于扁钢加强筋，在4面积As、模量Z和惯性矩I时应该采用以下定义的有效腹板厚度，mm：球扁钢应视为等效的角钢，等效的角钢剖面尺寸，mm，通过下列公h,w，t,w——球扁钢的高度和厚度，mm，如图4.3.3(3)所示。球扁钢bw式中:σa——加强筋跨中位置处施加在加强筋及其带板上的有效轴向应力，N/mm2：σx——施加在加强筋及其带板上的名义轴向应力，N/mm2a.对于有限元分析，σx是指将带板中沿着加强筋轴向方向的应力按4.3.3(2)⑦的b.对于交叉梁系分析，σx是指作用在所连接屈曲板格x方向的应力。ReH——给定的材料最小屈服应力，N/mm2a.对于加强筋导致的失效(SI)，ReH=ReH_Sb.对于带板导致的失效(PI)，ReH=ReH_Pσb——加强筋的弯曲应力，N/mm2Z——加强筋的剖面模数，包括根据4.3.3(3)⑤定义的带板有效宽度，a.对于加强筋导致的失效(SI)，取加强筋翼板顶部计算的剖面模数；CPI——带板导致的失效模式的压力系数：SI——加强筋导致的失效模式的压力系数b.对于削斜的加强筋Ci——压力系数：M0——由于加强筋的侧向变形w引起的弯矩，FI——加强筋的惯性矩，cm4，包括按4.3.3(3)⑤要求的带板有效宽度。I应符合下面的tpPz——由带板上的应力σx、σy、τ引起的，作用在加强筋中间跨σy——作用在屈曲板格边缘上沿着y轴方向的应力，N/mm2，但不小于0；b.对于交叉梁系分析，σy是指作用在所连接屈曲板格y方向τ——施加的剪应力，N/mm2{2{llm1c——考虑带板中垂直于加强筋轴线方向应力影响的系数，ll1w0——假定的缺陷，mm，一般可取为：a.一般情况，w0=ls/1000；b.对两端削斜的加强筋，考虑加强筋导致w0=−wnac.对两端削斜的加强筋，考虑带板导致的失效(PI)cf——加强筋提供的弹性支撑，N/mm2cxa——系数，取为b.对于带板导致的失效(PI)yw——从加强筋横截面中心到加强筋翼板自由边缘的距离，mm，取a.对扁钢，ywb.对角钢和球扁钢，yw=bfc.对T型材，ywσET——扭转屈曲参考应力，N/mm2Ip——加强筋关于点C的极惯性矩，cm4，按表4.3.3(3)定义，点C如图4.3.1所示IT——加强筋的圣维南惯性矩，cm4，按表4.3.3(3)定义。示Aw——腹板面积，mm2。Af——翼板面积，mm2。扁钢(1)IP htw3.104IT ht3(t)4+bft(tf)3.104|bft(tf)Iω ht36.106Afeb(Af+2.6Aw) Afeb(Af+2.6Aw) btfe6注(1)：tw为腹板厚度，mm，本表不用于4.3.3(3)②中定义的tw_red。当当xb当当lχssmin;1.0={|+(leff)1.6={|+(leff)1.6lsleffleffl s 3a.l s 3xx当当leffsleffsb.对于一端简支、一端固支的加强筋leff=0.75ls；c.对于两端简支的加强筋leff=ls；当根据本章4.2.3(5)和4.2.4(2)有限元分析得到的参考应力σx和σy都是压σycor=σyσxcor=σxσycor=0xavσy式中:N/mm2。b.如果模型中没有建立主要支撑构件上开口的模型，则τav——表4.3.3(4)中给出的加权平均剪切应力，N/mm2。与开口两边邻接的腹板板格的折减因子Cx或Cy与Cτ组合，应按表4.3.3(4)所示选取。③主要支撑构件的腹板有与之垂直的加强筋穿过，则应根据图4.3.3(屈曲折减因子Cx，Cy在支撑构件上开口已(a)边缘未τττavP1P1avP2P2采用各自的折减因子，中的工况③或⑥选取，且板边应力比取ψ=应采用各自的折减因B.1.2中的工况⑩或τav=τav(web)；各自的折减因子，按工况⑩或⑩选τavP1P1P2P2ττav域，应采用各自的折减=1.0。域，应采用各自的折减因子，按本章附录⑮选取 τσP1τP1\\P2P2P3P3ττττ板格P1和P2应按照(a)评估；板格P3注：1.腹板开口处屈曲评估应考虑的板格式中：hτav(web)表4.3.3(4)中在腹板上用点划线标识的矩形区域的加权平均剪E,对σEeH_S②ReH_S,对σE>0.5ReH_SσE②对于横撑材：在连接横撑材水平桁的纵舱壁的纵骨或纵桁面板至外板纵骨fend端部约束因子，取为：持式中：ISVIpolcwarppilly0z0AIyIz圣维南惯性矩，cm4，对于一些横截面示翘曲常数，cm6，对于一些横截面示例参见表4相对于横截面形心的剪切中心位置z坐标，cm，式中：ζ系数，为：y0相对于横截面形心的剪切中心位置，cm，定义见本章4.3.4(3)；z0相对于横截面形心的剪切中心位置，cm，定义见本章4.3.4(3)；AIpol44Isvftwtt4f2t2 (bf3dwttf3+0.5dttw)10-1wtwf1f1f2f2f3f3wtwf1f1f2f2f3f3If14f12I2=b2tf210f12If3=10-44.3.5槽形舱壁应根据4.3.3(2)①给出的相关曲线4.4.1许用屈曲利用因子对于船体结构中的一般结构构件，其许用屈曲利all许用屈曲利用因子η表4.4.1all如果板格结构单元满足下面的衡准，则认为其具有可ηUP-A≤ηallηUP-A——根据本章4.3.3(2)中定义的方法A计算得到的板的最大屈曲利用因子。ηUP-Ball式中:ηUP-B——根据本章4.3.3(2)中定义的方法B计算得到的板的最大屈曲利用因子。ηSP-A≤ηall式中:ηSP-A——加筋板格的最大屈曲利用因子，取为下列各项的最大值：②根据本章4.3.3(2)中定义的方法注:只有当本章4.3.3(1)中定义的整体加筋板屈曲能力满足后才进行加强筋的屈曲能力ηSP-B≤ηall式中:ηSP-B——加筋板格的最大屈曲利用因子，取为下列各项的最大值：注:只有当本章4.3.3(1)中定义的整体加筋板屈曲能力满足后才进行加强筋的屈曲能力ηopening≤ηall(4.21)式中:ηopening——本章4.3.3(4)及4.1.4中定义的开口处腹板的最大屈曲利用因子