Конструкция корпуса судна

 

п. 3.10.4.1.

Толщина НО s_Н, мм, в районах ледовых усилений должна быть не менее:

s_Н = s_H0+Δs_H0

s_H0 = 15.8a₀√(p/R_eH)

a₀ = a/(1+0.5a/c) = 0.41 (м)

c = 0.492 (м), a = 0.7 (м)

s_H0 =15.8*0.41*√1013.72/235=13.45 (мм)

Δs_H0 = 0.75Tu

Δs_H01= Δs_H02=0.75*24*0.1=1.8 (мм)

Δs_H03=0.75*24*0.17=3.06 (мм)

Δs_H04= Δs_H05= Δs_H07= 0.75*24*0.14=2.52 (мм)

s_{H (I)} = s_{H (II)} = 13.45+1.8 = 15.25

Принимаю s_{H (I)},s_{H (II))} = 15.5 мм.

s_{H (III)} = 13.45+ 3.06 = 17

Принимаю s_{H (III)} = 17 мм.

s_{H (IV)} = s_{H (V)} = s_{H (VII)} = 13.45+2.52 = 15.97(мм)

Принимаю s_{H (IV)},s_{H (V)},s_{H (VII)} = 16 мм.

 

5.4. Усиления НО  судов, швартующихся в море

 

п. 3.7.3.3

Расчетное давление p, кПа, на борта и бортовые стенки надстроек судов, швартующихся в море:

-в районе А

p = α₁α₂[190+51√(Δz10^-3-0.464)]

α₁ = 1.16

α₂ = 1

Принимаю Δ = 4500 т.

z – отстояние середины пролета рассчитываемой связи от ЛГВЛ, м.

p₁ = 1.16*[190+51√(4500*1.175*10^-3-0.464)] = 350.3 (кПа)

p₂ = 1.16*[190+51√(4500*0.705*10^-3-0.464)] = 318.45 (кПа)

p₃ = 1.16*[190+51√(4500*2.23*10^-3-0.464)] = 403.21 (кПа)

p₄ = 1.16*[190+51√(4500*3.22*10^-3-0.464)] = 441 (кПа)

p₅ = 1.16*[190+51√(4500*5.4*10^-3-0.464)] = 507 (кПа)

-в районе В

p = α₁α₂[129+59√(Δz10^-3-0.464)]

α₁ = 1.16

α₂ = 0.87

p = 1.16*0.87*[129+59√(4500*2.53*10^-3-0.464)] = 327 (кПа).

 

п. 3.7.4.4.2.

Толщина бортовой обшивки  и ширстрека, мм, в районах усилений переменных ВЛ должна быть не менее:

s = 21.7a√(p/(k_nR_eH)-0.242)+Δs

p – согласно п. 3.7.3.3; k_т = 1.1;

Δs = 1.2 мм - в районе В;

Δs = 3.0 мм - в остальных случаях.

s₁ = 21.7*0.7*√[327/(1.1*235)-0.242]+ 1.2  = 16.8 (мм). Принимаю s = 17 мм.    

s₂ = 21.7*0.7*√[350.3 /(1.1*235)-0.242]+ 3 = 18.98 (мм). Принимаю s = 19 мм.

s₃ = 21.7*0.7*√[318.45 /(1.1*235)-0.242]+3 = 18.05 (мм). Принимаю s = 18 мм.

s₄ = 21.7*0.7*√[403.21 /(1.1*235)-0.242]+3 = 20.4 (мм). Принимаю s = 20 мм.

s₅ = 21.7*0.7*√[441/(1.1*235)-0.242]+3 = 21.3 (мм). Принимаю s = 21 мм.

s₆ = 21.7*0.7*√[507/(1.1*235)-0.242]+3 = 22.87 (мм). Принимаю s = 23 мм.

 

 

 

 

 

 

Наибольшие  толщины обшивки в районе усилений для швартовки, с целью снижения толщины в районе А устанавливаю промежуточные шпангоуты , в этом случае а= 0,35 м, и расчетные толщины следующие:

 

s₁ = 9 мм.   

s₂ = 11 мм.

s₃ = 10,5 мм.

s₄ = 12 мм.

s₅ = 12,5 мм.

s₆ = 13 мм.

 

5.5. Окончательный  выбор размеров НО

 

При окончательном  выборе толщин НО производится ее разбивка на практические поясья стандартной ширины. Принимаю ширину практических поясьев равной 1600 мм. Окончательный выбор размеров НО представлен на рис.3.

 

6. Проектирование днищевого перекрытия

6.1. Конструкция  перекрытия

 

Принимаю схему  днищевого перекрытия с двойным дном и поперечной системой набора.

 

п. 1.1.6.4.

Двойное дно  должно быть устроено от таранной до ахтерпиковой переборки.

 

п. 2.4.2.5.2.

Сплошные флоры  устанавливаю через 5 шпаций (3.5 м).

 

п. 2.4.2.4.

Днищевые стрингеры устанавливаю на расстоянии, не превышающем 4м.

Промежуточные стойки между  верхними и нижними балками отсутствуют.

 

Конструкция перекрытия показана на рис. 4.

 

6.2. Определение  размеров связей днищевого перекрытия.

 

п. 2.4.4.1.

Высота двойного дна у вертикального киля:

h = (L-40)/570+0.04B+3.5d/L

h = (87,7-40)/570+0.04*15.3+3.5*5,65/87,7 = 0.921 (м)

Принимаю h = 1.0 (м).

 

п. 2.4.4.2.

Минимальные толщины элементов  конструкции внутри двойного дна.

s_min = 0.025L+5.5

s_min = 0.025*87,7+5.5 =7.69 (мм). Принимаю s_min = 8 мм.

ВК: s_min = 8+1.5 = 9.5 (мм). Принимаю s_min = 10 мм.

 

п. 2.4.4.2.1.

Толщина ВК и  стрингеров.

Минимальная толщина  ВК:

s = α_kh(h/h_ф)√η+Δs

h = 1 м

h_ф = h = 1 м

η = 1

Δs = uT = 0.14*12 = 1.68 мм

α_k = 0.03L+8.3 ≤ 11.2

α_k = 0.03*87,7+8.3 = 10.93

Принимаю α_k = 11.

s = 11*1*(1/1)*√1+1.68 = 12.68 (мм). Принимаю s = 13 мм.

Толщину днищевых стрингеров принимаю равной толщине сплошных флоров:

s = 11 мм.

 

п. 2.4.4.2.4.

Толщина непроницаемых участков ВК и стрингеров должна быть не менее:

s = mak√(p/k_σσ_n)+Δs

m = 15.8

a = 0.7 м

k = 0,6

k_σ = 0.6

σ_n = 235 МПа

Δs = uT

u = 0.15 мм/год

Т = 12 лет

Δs = 0.14*12 = 1.68 (мм).

п. 1.3.4.2.1-4.

p_г = 0.75ρ_гg(z_i+Δz)

ρ_г = 1.025 т/м³

g = 9.82 м/с²

z_i = 8.7 м

p_г = 0.75*1.025*9.82*(8.7+1.5) = 77 (кПа).

 

п. 1.3.4.2.1-5.

p_г = ρ_гgz_i+p_k

p_г = 1.025*9.82*8.7+25 = 87,6 (кПа).

Принимаю p = 87.6 (кПа).

s = 15.8*0.7*0,6*√(87,6/0.6*235)+1.68 = 5.23 (мм).

Принимаю ВК =13 мм, стр. =10 мм

 

п. 2.4.4.3.1.

Толщина сплошных флоров должна быть не менее:

s = αka√η+Δs

α = 0.023L+5.8

α = 0.023*87,7+5.8 = 9.4

Принимаю α =6,5

k = k₁k₂

k₁ = 1

k₂ = 0.88

k = 1*0.88 = 0.88

a = 0.7 м

Δs = 1.68 мм

s = 6.5*0.88*0.7*√1+1.68 = 5.68 (мм).

Принимаю s = 10 мм.

 

п. 2.4.4.3.2.

Толщина сплошных флоров в МО и носовой оконечности  должна быть не менее:

s_min = 0.035L+5

s_min = 0.035*87,7+5 = 8.07 (мм).

Принимаю s_min = 10 мм.

 

п. 2.4.4.3.3.

Толщина непроницаемых флоров должна быть  не менее:

s = mak√(p/k_σσ_n)+Δs

p_г = 82,5 кПа

m = 15.8

k_σ = 0.6

Δs = 1.68 мм

k = 0,6

a = 0.7 м

σ_n = 235 МПа

s = 15.8*0.7*0,6*√(82,5/(0.6*235))+1.68 = 6,76 (мм).

Принимаю s = 10 мм.

 

п. 2.4.4.6.1

Толщина настила  второго дна должна быть не менее:

s_min = (0.035L+5)*√η

s_min = 0,035*87,7+5 = 8,07 мм

 

s = mak√(p/k_σσ_n)+Δs

p_г = 77,5 кПа

m = 15.8

k_σ = 0.6

Δs = 1.68 мм

k = 0,6

a = 0.7 м

σ_n = 235 МПа

s = 15.8*0.7*0,6*√(77,5/(0.6*235))+1.68 = 4,92 (мм).

 

Принимаю s = 8 мм.

 

 

п. 2.4.4.6.1.

Момент сопротивления  вертикальных ребер жесткости по непроницаемым участкам флоров.

W = W’ω_k

W’ = Ql10³/mk_σσ_n

Q = pal

p = 82.54 кПа

a = 0.7 м

σ_n = 235 МПа

l = 1 м

m = 10

W’ = (82,54*0.7*1*1*10³)/(10*0.75*235) = 32,7 (см³)

ω_k = 1+α_kΔs

α_k = 0.07+6/W’ ≤ 0.25

α_k = 0.07+6/32,7 = 0.25

ω_k = 1+0.25*1.68 = 1.42

W = 32,7*1,42 = 46.43 (см³).

Выбор профиля: полособульб несимметричный, №12, h = 120 мм, b = 30 мм, s = 6.5 мм, f = 11.13 см², W_x = 63.7 см³.

 

п. 2.4.4.9.

Толщина облегченных флоров

s_min = 0.025L+5.5

s_min = 0.025*87,7+5.5 = 7.69 (мм).

Принимаю s_min = 10 мм.

 

п. 2.4.4.9.

Вертикальные  ребра жесткости проницаемых  участков флоров и стрингеров.

 

Внутри двойного дна элементы конструкции, включая  балки основного набора, ребра  жесткости, кницы и шпангоуты, должны иметь толщину не менее:

s_min = 0.025L+5.5

s_min = 0.025*87,7+5.5 = 7.69 (мм).

Принимаю s_min = 10 мм.

Выбор профиля:  полособульб несимметричный, №20а, h = 200 мм, b = 44 мм, s = 10 мм, f = 27,36 см², Wx =251,9 см³. 
7. Проектирование бортового перекрытия

7.1 Конструкция  перекрытия

 

Основные решения по конструкции бортового перекрытия в районе грузового трюма были приняты ранее (см. раздел 5.).

 

п. 2.5.2.3.

В МО бортовой набор  должен быть усилен установкой рамных шпангоутов Принимаю, что рамные шпангоуты  должны быть установлены на расстоянии, равном 3.5 м.

Рамные шпангоуты  должны быть установлены у каждого  из торцов двигателя.

По высоте борта  рамные шпангоуты должны быть доведены до ближайшей непрерывной в районе МО платформы. В плоскости рамных шпангоутов должны быть предусмотрены  рамные бимсы.

Бортовые стрингеры в  МО должны располагаться таким образом, чтобы измеренное по вертикали расстояние между ними, а также между бортовыми  стрингерами и палубой или  настилом второго дна (верхней кромкой  флора) не превышало 2.5 м.

Эскиз бортового перекрытия в районе грузового трюма показан на рис. 5.

 

7.2. Определение  размеров связей бортового перекрытия  с учетом общих Правил РМРС

 

Основные характеристики конструктивных элементов в районе грузовых трюмов:

 

п. 2.5.4.1.

Момент сопротивления  трюмных обыкновенных шпангоутов.

W = W’ω_k     W’ = (51,46*5*0.35*5*10³)/(10*0.65*235) = 294,8 (см³)

W’ = Ql10³/mk_σσ_n   ω_k = 1+α_kΔs

Q = pal     Δs = 1.8

Принимаю p = 51,46 кПа. α_k = 1/0,15*(0,01+1/W’)

a = 0.35 м    α_k = 1/0,15*(0,01+1/294,8)= 0.089

l = 5 м     ω_k = 1+0.089*1.68 = 1.45

m = 10     W = 294,8 *1.45= 427,4 (см³).

k_σ = 0.65

Выбор профиля: полособульб несимметричный, №24a, h = 240 мм, b = 52 мм, s = 12 мм, f = 38,75 см², W_x = 423.3 см³.

 

п. 2.5.4.2.

Момент сопротивления  обыкновенных шпангоутов в твиндеке.

W = W’ω_k     W’ = (40,15 *0.35*2,7*2,7*10³)/(10*0.65*235)= 67,06 (см³)

W’ = Ql10³/mk_σσ_n   ω_k = 1+α_kΔs

Q = pal     Δs = 1.8

p = 40,15 кПа    α_k = 0.07+6/W’ = 0.07+6/67,06 = 0.159

a = 0.35 м     ω_k = 1+0.159*1.8 = 1.29

l = 2,7 м     W = 67,06 *1.29= 86.3 (см³).

m = 10

k_σ = 0.65

Выбор профиля: полособульб несимметричный, №14а, h = 140 мм, b = 33 мм, s = 7.0 мм, f = 14.05 см², W_x = 93.5 см³.

 

п. 2.5.5.1.1.

Размеры скуловой кницы.

c = 5√(W/s)

W = 423.3 см³

s = 12 мм

c = 5*√(423.3 /12) = 29,7 (см).

Высота кницы:

h = 0.7c = 0.7*29,7 = 21 (см).

Длина свободной кромки кницы;

l = c√2 = 29,7*√2 = 42 (см).

 

п. 2.5.5.2.

Размеры бимсовой кницы в твиндеке.

c = 5√(W/s)

W = 93.5 см³

s = 7 мм

c = 5*√(93.5 /7) = 18,2 (см).

Высота кницы:

h = 0.7c = 0.7*18,2 = 12,74 (см).

Длина свободной  кромки кницы:

l = c√2 = 18,2*√2 = 25,7 (см).

 

п. 2.5.5.2.

Размеры бимсовой кницы в  трюме.

c = 5√(W/s)

W = 423.3 см³

s = 12 мм

c = 5*√(423.3 /12) = 29,7 (см).

Высота кницы:

h = 0.7c = 0.7*29,7 = 21 (см).

Длина свободной кромки кницы;

l = c√2 = 29,7*√2 = 42 (см).

 

п. 2.5.5.3.

Размеры кницы для крепления  нижнего конца шпангоута в  твиндеке.

 

Принимаю, что кница не устанавливается, так как концы  разрезного шпангоута в твиндеке приварены к настилу палубы сверху и снизу и обеспечивают полный провар.

 

Основные характеристики конструктивных элементов бортового  перекрытия в МО:

 

 

п. .2.5.4.7.1.

Момент сопротивления трюмных рамных шпангоутов.

W = W’ω_k     W’ = (51,46*3,5*5*5*10³)/(11*0.65*235) = 2679,8 (см³)

W’ = Ql10³/mk_σσ_n   ω_k = 1+α_kΔs

Q = pal     Δs = 1.8

p = 51,46 кПа    α_k = (0.01+1/W’)/0.15 = (0.01+1/2679,8)/0.15 = 0.07

a = 3,5 м     ω_k = 1+0.07*1.8 = 1.13