指導性文件

GUIDANCENOTES

GD48-2023

中國船級社

基于載荷-抗力因子設計法的C型獨立艙

屈服強度評估指南

2024

2024年1月1日生效

北京

第1章通則

1.1一般規(guī)定

1.1.1本指南針對《國際散裝運輸液化氣體船舶構(gòu)造與設備規(guī)則》（以下簡稱IGC規(guī)則）

/CCS《散裝運輸液化氣體船舶構(gòu)造與設備規(guī)范》（以下簡稱CCS散液規(guī)）的C型獨立液貨

艙的有限元屈服強度評估（適用時），提供基于載荷-抗力因子設計法的評估指導性要求。

1.1.2本指南可作為1.1.1條所述規(guī)則/規(guī)范對C型獨立液貨艙的有限元屈服強度評估方

法的替代方法。滿足本指南要求的C型獨立液貨艙，可授予LRFD附加標志。

1.1.3本指南第2章對采用載荷-抗力因子設計法（LRFD）的貨物圍護系統(tǒng)極限狀態(tài)設

計進行了說明。極限狀態(tài)設計的工作流程和相關設計參數(shù)，應符合本指南第2章中所要求的

極限狀態(tài)方法的使用標準（LSD標準）。

1.1.4應按照本指南第2章2.3要求使用三維有限元分析，且具體實施應按照本指南第

3章的相關適用要求。

1.1.5經(jīng)CCS同意，可采用與本指南不同的LRFD方法的C型獨立液貨艙的屈服強度

評估。

1.2術語與縮寫

1.2.1極限狀態(tài)：系指某一結(jié)構(gòu)或結(jié)構(gòu)部分如果超出了該狀態(tài)，就不再滿足對于該狀態(tài)

所定義的設計準則。

1.2.2極限狀態(tài)設計：極限狀態(tài)設計是一種系統(tǒng)方法。本指南中，是指根據(jù)IGC規(guī)則

第4章4.3.4中確定的設計條件，對每個結(jié)構(gòu)單元可能的失效模式進行極限狀態(tài)評估，其中，

極限狀態(tài)工況可定義為：如超過該載荷組合，結(jié)構(gòu)或結(jié)構(gòu)的一部分將發(fā)生破壞或大的變形，

結(jié)構(gòu)不再能承載或滿足使用要求。

1.2.3特征值：不超過規(guī)定概率的載荷/抗力值。在本指南中，可理解為規(guī)范載荷/或強

度值。

1.2.4載荷（作用）效應：作用在結(jié)構(gòu)上的載荷效果，如應力、應變、位移和振動等，

是從設計載荷中求得的最不利載荷組合作用效應，可從下列公式獲得：

式中：——由結(jié)構(gòu)分析確定的載荷和載荷效應之間的函數(shù)關系。

?=?(??1,??2,…???)

在本指南中，載荷（作用）效應主要理解為應力。

?

1.2.5抗力：結(jié)構(gòu)抵抗外載的能力，如抵抗載荷作用的構(gòu)件剖面特征、結(jié)構(gòu)細節(jié)，以及

構(gòu)件材料的強度值等。在本指南中，可理解為抗拉/屈服強度值。

1.2.6設計值：經(jīng)修正過的載荷/抗力特征值。在本指南中，可理解為通過特征載荷/抗

力/特征強度（規(guī)范載荷值/強度值）乘以載荷因子/抗力因子后的所得之值，其中：

（1）設計載荷——通過特征載荷乘以與給出載荷種類相關的載荷因子獲得：

???

式中：——載荷因子；

???=????

——規(guī)則第章部分和部分中規(guī)定的特征載荷（注：即規(guī)范載荷值）。

??IGC4BC

??

（2）設計抗力——由下式獲得：

??

??

其中：——系指抗力特征值。對于??=規(guī)則第章涉及的材料，其可為但不限于規(guī)定的

IGC?????6

最小屈服應力、規(guī)定的最小抗拉強度、橫截面的塑性抗力和極限強度；

??

——系指抗力因子，定義為；

——系指考慮到材料特性（材料因子）概率分布的分項抗力因子；

????=????

——系指考慮到結(jié)構(gòu)能力不確定性的分項抗力因子，例如建造質(zhì)量，確定能力方

??

法的精度；

??

——系指后果等級因子，表明故障可能造成的后果，包括貨物泄出和可能的人員

受傷。

??

1.2.7最大承載極限狀態(tài)（UltimateLimitState，簡稱ULS）：在完整（無破損）條件

下，對應于最大承載能力或在某些情況下，對應于最大適用應變或變形。

1.2.8意外極限狀態(tài)（AccidentLimitState,簡稱ALS）：與結(jié)構(gòu)抵抗意外情況的能力

有關。

1.2.9IGC規(guī)則：《國際散裝運輸液化氣體船舶構(gòu)造與設備規(guī)則》（TheInternationalCode

fortheConstructionandEquipmentofShipsCarryingLiquefiedGasesinBulk）。

1.2.10LRFD：載荷-抗力因子設計法(LoadandResistantFactorDesign)。

1.2.11LSD：極限狀態(tài)設計法（LimitStateDesign）。

第2章貨物圍護系統(tǒng)極限狀態(tài)LRFD設計方法

2.1一般要求

2.1.1本章提供了實施貨物圍護系統(tǒng)的極限狀態(tài)設計的流程和相關設計參數(shù)。

2.1.2對于每個屈服失效模式，可能與一個或多個極限狀態(tài)相關。考慮到所有相關的極

限狀態(tài)，結(jié)構(gòu)單元的極限載荷定義為所有相關極限狀態(tài)下得到的最小極限載荷。

2.1.3根據(jù)第1章1.1.1條，本指南僅涉及屈服失效模式下的極限狀態(tài)，分為以下兩類：

最大承載極限狀態(tài)和意外極限狀態(tài)。

2.2設計形式

2.2.1本章中的設計形式為基于載荷與抗力因子的設計形式。載荷效應與抗力因子設計

形式的基本原則是：驗證在任何場景下，對于所考慮的失效模式，設計載荷作用效應不得

超過設計抗力：?

??

?≤??

2.2.2貨物圍護的設計應考慮到可能的失效后果。后果等級見表2.2.2，定義為失效模

式與最大承載極限狀態(tài)或意外極限狀態(tài)有關的失效后果。

后果等級表2.2.2

后果等級定義

輕微該失效可能導致較少貨物泄出

中等該失效可能導致貨物泄出與人員受傷

嚴重該失效可能導致大量貨物泄出，及人員傷亡

注：按照IGC規(guī)則“前言”條款3，“泄出”是專指由于“嚴重的碰撞或擱淺可能導致液貨艙破損，并

導致貨品不受控的泄出。此泄出可能引起貨品的蒸發(fā)和擴散，在某些情況下可能導致船體的脆性斷裂”。

2.3分析要求

2.3.1應將液貨艙和船體，包括支持構(gòu)件和鍵固系統(tǒng)（如適用），一起組合在模型中進

行三維有限元分析。應確定所有可能的失效模式，以避免未考慮到意想不到的失效場景。應

進行水動力分析，以確定不規(guī)則波中的指定船舶加速度和運動，以及船舶及貨物圍護系統(tǒng)（包

括液貨）對于上述作用和運動的響應。

2.4最大承載極限狀態(tài)（ULS）

2.4.1結(jié)構(gòu)抗力可通過試驗或計及彈性和塑性材料特性的完整分析確定。極限強度的安

全裕量應引入分項安全因子，同時考慮隨機因素的貢獻和載荷與抗力（動載荷、壓力載荷、

重力載荷、材料強度等）的特性。

2.4.2分析中應考慮永久載荷、功能載荷和環(huán)境載荷（包括晃蕩載荷）的適當組合。至

少2個具有表2.4.2中給出的分項載荷因子的載荷組合應用于評估最大承載極限狀態(tài)。

分項載荷因子表2.4.2

載荷組合永久載荷功能載荷環(huán)境載荷

‘a(chǎn)’1.11.10.7

‘b’1.01.01.3

注：（1）永久載荷說明見IGC規(guī)則4.12，功能載荷說明見IGC規(guī)則4.13，環(huán)境載荷說明見IGC規(guī)則

4.14。

（2）具體的載荷分項及工況組合見本指南第3章3.2.3。

載荷組合‘a(chǎn)’中的永久載荷（見IGC規(guī)則4.12）和功能載荷（見IGC規(guī)則4.13）的載

荷因子與適用于貨物圍護系統(tǒng)的通常良好受控和/或規(guī)定的載荷有關，例如液貨蒸氣壓力、

液貨重量、系統(tǒng)自重等。如預期模型中具有更高的內(nèi)在可變性和/或不確定性，則應使用與

永久載荷和功能載荷有關的較大載荷因子。

2.4.3對于晃蕩載荷，晃蕩載荷因子可取1.0。根據(jù)評估方法的可靠度，主管機關或CCS

可要求較大的載荷因子。

2.4.4如貨物圍護系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)失效極有可能造成人員受傷和大量貨物泄出，后果等級因

子應取=1.2。如果通過風險評估證明并經(jīng)主管機關或CCS認可，該值可予降低。如得到

類似于表的后果等級，可分別取、和。風險評估應考慮的因素包括但不

??2.2.21.051.11.2

限于設有完整或部分次屏壁，以保護船體結(jié)構(gòu)免于遭受與擬載運貨物相關的泄出和較小的危

??

險。相反，主管機關或CCS可確定一個相對的較高值，例如，對于載運更危險或更高壓

力液貨的船舶。

??

后果等級因子不得小于1.0。

使用的載荷因子和抗力因子應使安全水平等于規(guī)則至中所述的貨

2.4.5??IGC4.214.26

物圍護系統(tǒng)的安全水平?？赏ㄟ^比對已知成功設計案例，對相關各因子進行校準。

2.4.6材料因子一般應反映材料力學性能的統(tǒng)計分布，并需要與規(guī)定的特有力學性

能一起予以說明。對于規(guī)則第章中規(guī)定的材料，材料因子可取為：

??IGC6

，當被認可組織規(guī)定的特有力學性能在力學性能的統(tǒng)計分布中代表較低的

1.1??2.5%

分位數(shù)；或

1.0，當被認可組織規(guī)定的特有力學性能代表足夠小的分位數(shù)以使力學性能比規(guī)定

值低的概率極低并可忽略不計。

2.4.7分項抗力因子的確定一般應基于結(jié)構(gòu)抗力的不確定性，并考慮到建造公差、

建造質(zhì)量、使用的分析方法的精度。

???

2.4.7.1在使用2.4.8中給出的抵抗過大塑性變形的設計極限狀態(tài)衡準時，分項抗力因

子應取為：

??

?

??=0.76

?

???

?=????,1.0

???

系數(shù)A、B的定義見IGC規(guī)則4.23.3.1。Rm和Re的定義見IGC規(guī)則4.18.1.3。

2.4.8抵抗過大塑性變形的設計

2.4.8.1適用于彈性應力分析的有限元直接計算的可靠性應力衡準見第3章3.2.4。

2.5意外極限狀態(tài)（ALS）

2.5.1根據(jù)貨物圍護系統(tǒng)概念，應符合IGC規(guī)則4.18.3中所述的意外設計條件（如適

用）。

2.5.2對于破損和變形不致意外事故升級，則可接受該破損和變形，且載荷因子和抗力

因子可較之最大承載極限狀態(tài)放寬。

2.5.3對于永久載荷、功能載荷和環(huán)境載荷，意外極限狀態(tài)的載荷因子應取1.0。

2.5.4IGC規(guī)則4.13.9（靜橫傾載荷）和4.15（碰撞和船舶進水引起的載荷）中所述的

載荷無需進行相互合成，也無需與IGC規(guī)則4.14中規(guī)定的環(huán)境載荷進行合成。

2.5.5抗力因子一般應取1.0。

后果等級因子一般應按的規(guī)定選取，但考慮到意外事故的性質(zhì)，可予適

2.5.6??2.4.4

當放寬。

??

2.5.7抗力Rk一般按最大承載極限狀態(tài)選取，但考慮到意外事故的性質(zhì)，可予以適當

放寬。

2.5.8額外相關的意外場景應基于風險評估確定。

2.6試驗

2.6.1根據(jù)貨物圍護系統(tǒng)的概念，按本指南設計的貨物圍護系統(tǒng)應按IGC規(guī)則4.20.3

的要求進行試驗。

第3章基于LRFD的C型獨立液貨艙有限元屈服強度評估

3.1應用范圍

3.1.1本章基于LRFD方法，給出IGC規(guī)則定義的C型獨立液貨艙（以下簡稱C型罐）

的有限元屈服強度評估流程。

3.1.2本章3.2.4的要求對應于本指南第2章的LRFD評估方法。

3.1.3本章不涉及腐蝕增量。如需特殊考慮，應根據(jù)實際情況確定。

3.2屈服強度評估

3.2.1一般要求

3.2.1.1對于在規(guī)則/規(guī)范中，對C型罐的規(guī)定性/描述性公式不適用的一些構(gòu)造及其附

屬構(gòu)件的情況和/或存在某些高應力/應力集中位置，如在罐體支承處和Y型接頭處的結(jié)構(gòu)不

連續(xù)位置、罐體附屬構(gòu)件（加強環(huán)、艙壁及桁材和扶強材等），以及采用其他非常規(guī)的新穎

設計和構(gòu)造，應采用本章的有限元方法進行C型罐屈服強度評估。

3.2.2建模

3.2.2.1有限元的模型范圍：

（1）完整的C型罐殼體部分，包括兩端封頭，以及氣室（如需要）；

（2）支座處殼體外表面設置的重磅板（doublerplate，也稱補強板、復板等）；

（3）罐體內(nèi)部附屬結(jié)構(gòu)，包括支座處大加強環(huán)、真空加強環(huán)（如設有）、內(nèi)部艙壁及

其艙壁桁材和扶強材等（如設有）；

（4）所有限制罐體可能發(fā)生較大剛體位移的鍵固件，如鞍座層壓木，以及止浮/止搖/

止移部件（包括限制其運動的木塊等）；

（5）對于罐體鞍座支承結(jié)構(gòu)，根據(jù)C型罐設計合同任務范圍，可采用以下兩種方式之

一：

①模型中不涵蓋罐體鞍座支承結(jié)構(gòu)，見圖3.2.2.1（1）；

②模型中涵蓋罐體鞍座支承結(jié)構(gòu)，見圖3.2.2.1（2）；

模型中不涵蓋罐體鞍座支承結(jié)構(gòu)的方式模型中不涵蓋罐體鞍座支承結(jié)構(gòu)的方式（局部）

圖3.2.2.1（1）C型罐有限元模型示例

（模型中不涵蓋罐體鞍座支承結(jié)構(gòu)的方式）

圖3.2.2.1（2）C型罐有限元模型示例

（模型中涵蓋罐體鞍座支承的方式）

對于罐體與鞍座結(jié)構(gòu)直接相連的構(gòu)造形式，應采用②，見圖3.2.2.1（3）。

雙體罐三體罐

（鞍座與罐體直接相連的形式）（鞍座與罐體直接相連的形式）

注：對于此類C型罐，

應將鞍座層壓木最下表

面設置為模型的最下邊

界。

圖3.2.2.1（3）C型罐有限元模型示例

（模型中涵蓋罐體鞍座的方式——鞍座與罐體直接相連的形式）

3.2.2.2模型中的單元類型及網(wǎng)格密度

（1）殼體部分：可按如下要求使用殼單元和/或?qū)嶓w單元：

①遠離結(jié)構(gòu)不連續(xù)的區(qū)域：可適當采用粗網(wǎng)格單元，網(wǎng)格密度：R/30（R為罐體

圓柱半徑，mm）與200mm之中的小者；

②結(jié)構(gòu)不連續(xù)的局部區(qū)域（需要考慮二次應力影響）：應采用細網(wǎng)格且為8節(jié)點

的殼單元類型，網(wǎng)格密度為至50mm的細網(wǎng)格，其中為殼板厚度，mm。此

外，對于結(jié)構(gòu)不連續(xù)的較小局部區(qū)域（如：特別是雙體罐的Y型接頭處），建

1.0??

議采用板厚t網(wǎng)格大小的20節(jié)點的等參實體單元（t×t×t/4）。

（2）罐體附屬部分：

①內(nèi)部艙壁板結(jié)構(gòu)：艙壁板用殼單元模擬，扶強材用梁元模擬，桁材腹板用殼單

元模擬，面板采用梁單元或板單元模擬；

②大加強環(huán)結(jié)構(gòu)：腹板用殼單元模擬，面板采用梁單元或板單元模擬；

③與殼體連接的鞍座板件：采用殼單元模擬。

上述結(jié)構(gòu)的網(wǎng)格密度應盡量與鄰近殼體結(jié)構(gòu)單元的網(wǎng)格密度匹配。

（3）鞍座層壓木：采用50×50×50mm的實體單元。

（4）鞍座支承結(jié)構(gòu)（適用于3.2.2.1（5）②）：板和加強筋（如有）的單元及網(wǎng)格尺寸

可參照船體結(jié)構(gòu)規(guī)范的相關規(guī)定。

3.2.2.3網(wǎng)格劃分與過渡

（1）為減少模型誤差，對于圓柱殼體，細網(wǎng)格的劃分不能在粗網(wǎng)格的基礎上進行，而

應直接基于殼體圓弧線進行，見圖3.2.2.3（1）；

圖3.2.2.3（1）圓柱殼體細網(wǎng)格的劃分注意事項示例

（2）應考慮細網(wǎng)格向粗網(wǎng)格的平滑過渡，以獲得恰當?shù)膽Ψ植?，且要求如下?/p>

①細網(wǎng)格范圍從結(jié)構(gòu)相交處，在各個方向上，向外延伸至少10個單元。對于如

鞍座處的殼體重磅板處位置，網(wǎng)格在殼體上的向外延伸范圍應從該位置的重磅

板的外緣算起，見圖3.2.2.3（1）。

圖3.2.2.2（1）結(jié)構(gòu)不連續(xù)區(qū)域網(wǎng)格及過渡范圍示例——重磅板位置處

②對于細節(jié)位置處的細網(wǎng)格和過渡區(qū)域，特別是曲度較大處的網(wǎng)格劃分，在遵

循3.2.2.2（1）的原則上，如不采用實體單元，則盡量使用軟件網(wǎng)格自動劃

分功能（注：應保證網(wǎng)格單元的質(zhì)量，無檢查報錯結(jié)果），見圖3.2.2.3（2），

以減少由于手工勾勒的網(wǎng)格形狀質(zhì)量較差而產(chǎn)生不恰當?shù)膽Y(jié)果。

圖3.2.2.3（2）結(jié)構(gòu)不連續(xù)區(qū)域網(wǎng)格及過渡范圍示例

③如應用的軟件（如ABAQUS）具有“子結(jié)構(gòu)”與主結(jié)構(gòu)綁定且之間的不同大小

的網(wǎng)格可實施自動匹配的功能，則過渡區(qū)域可適當減小，但網(wǎng)格形狀盡量規(guī)

整，見圖3.2.2.3（3）。

圖3.2.2.3（3）具有“子結(jié)構(gòu)”綁定主結(jié)構(gòu)的過渡區(qū)域

④如果實體單元和殼體單元之間是采用連成一體的過渡方式，則需注意應確保結(jié)構(gòu)

響應在兩種類型的單元之間能夠正確傳遞（如在交界處設置一個剛體單元等）。兩

種類型的單元之間的過渡交界位置應遠離高應力區(qū)域，如圖3.2.2.3（4）所示。對

過渡區(qū)域，推薦使用形狀規(guī)整的網(wǎng)格，以方便采用實體單元進行局部分析。

可采用“子結(jié)構(gòu)”或“嵌入”方法進行局部實體單元模型的應力分析。

圖3.2.2.3（4）實體單元和殼體單元的過渡交界

⑤對于安裝在如圖3.2.2.3（5）所示的罐體上支承位置處的重磅板，建議重磅板和

罐體之間的焊接和接觸條件采用如圖3.2.2.3（6）所示的實體單元建模。如需得

到更加精確的結(jié)果，建議重磅板和焊縫均采用實體高階單元模擬，見圖3.2.2.3

（7）。（注：如不涉及對重磅板焊接處的熱點應力疲勞評估，重磅板可按“殼

單元”方法建模）。

圖3.2.2.3（5）安裝在罐體上支承位置處的重磅板

圖3.2.2.3（6）罐體支承處的重磅板和焊縫的建模推薦

⑥對于如圖3.2.2.3（7）中使用的實體網(wǎng)格，建議采用同一高階的實體單元。

圖3.2.2.3（7）采用同一高階的實體單元說明

3.2.2.4邊界條件

（1）所有對罐體的接觸限制關系均應設置“接觸”邊界條件，如固定端和滑動端鞍座

處的罐體與層壓木界面、層壓木分層界面（如有），以及止浮/止搖/止移部件中的限制剛體

運動的木塊接觸面等），其中：層壓木/木塊接觸條件：層壓木與罐體及支承結(jié)構(gòu)之間的連

接應設置接觸條件，接觸類型為面-面接觸。接觸切向設置為“無摩擦”（為提高非線性求

解的收斂性，可設置一個較小的切向摩擦系數(shù)，如0.001），接觸法向設置為“不可穿透”。

對于層壓木開槽處與其支承結(jié)構(gòu)之間以及木塊與罐體頂部和底部的支承結(jié)構(gòu)之間（如適用），

亦應設置接觸條件；

應對計算結(jié)果的變形圖進行觀察，以確保模型響應能夠反映由于低溫產(chǎn)生的罐體與鞍座

結(jié)構(gòu)之間的相對收縮變形能得到罐體相對于鞍座形狀的實際變形情況，見圖3.2.2.4（1）；

圖3.2.2.4（1）罐體和支承之間的接觸條件需要考慮到

低溫收縮和慣性載荷引起的相對變形

（2）止浮/止搖/止移裝置與船體或其他固定處的一端連接，設置剛性約束邊界條件；

（3）對于模型中不包括罐體鞍座支承結(jié)構(gòu)的模型，在鞍座層壓木的最下緣，設置剛性

約束條件，見圖3.2.2.1（1）；

（4）對于模型中包括罐體鞍座支承結(jié)構(gòu)的模型，在鞍座支承結(jié)構(gòu)最外緣與船體的連接

處，設置剛性約束條件，見圖3.2.2.1（2）圖和3.2.2.1（3）；

（5）對于圖3.2.2.1（3）的類型，應將鞍座層壓木最下表面作為模型的最下邊界，且

設置剛性約束條件；

（6）重磅板和罐體之間的焊接和接觸條件見3.2.2.3（2）⑤，重磅板邊緣點與殼體的

焊接連接條件為綁定約束，例如ABAQUS中設置為“Tie”或共節(jié)點連接，重磅板邊緣點以

內(nèi)與殼體的接觸關系，以及重磅板和層壓木的接觸面均設置為接觸條件。

（7）鞍座處的接觸設置的一些示例（僅示右舷）見圖3.2.2.4（2），止浮裝置處的接觸

設置的一些示例見圖3.2.2.4（3）。

（a）鞍座與層壓木之間的接觸設置（固定端）

（b）殼體與層壓木之間的接觸設置（固定端）

（c）止移條與木塊的接觸設置（固定端）

（d）鞍座擋板與木塊側(cè)面的接觸設置（固定端）

（e）殼體與層壓木之間的約束設置（滑移端）

（f）鞍座與層壓木之間的約束設置（滑移端）

（g）上層和下層的層壓木之間的接觸設置（滑移端）

圖3.2.2.4（2）罐體鞍座處的接觸設置示例

（a）層壓木和止浮裝置之間的接觸設置

（b）層壓木和舷側(cè)支座之間的接觸設置

圖3.2.2.4（3）止浮裝置處的接觸設置示例

3.2.3設計載荷

3.2.3.1應按表3.2.3.1所述的最大承載、意外設計工況進行強度評估。根據(jù)IGC規(guī)則，

上述設計工況在表3.2.3.2（1）~3.2.3.2（5）中，以永久載荷、功能載荷、環(huán)境載荷、意外

載荷的組合形式給出。有限元分析應考慮表3.2.3.2（1）~表3.2.3.2（5）中列出的設計工況。

設計載荷工況表3.2.3.1

設計極限狀態(tài)說明載荷

最大承載針對最大承載能力，或在某些情況下，由于完整（未縱向動態(tài)

（ULS）損壞）條件下的屈曲和塑性垮塌而達到結(jié)構(gòu)中的最大橫向動態(tài)

適用應變、變形或進入失穩(wěn)狀態(tài)。本指南中，為針對垂向動態(tài)

完整（未損壞）條件下的抗屈服能力?；问?/p>

意外結(jié)構(gòu)抵抗意外或事故情況的能力靜橫傾30°（1）

（ALS）碰撞

罐體浮起

（1）此工況也可被視為應用于涵蓋GM值較小的ULS極限狀態(tài)工況，而不能用其他的極限狀態(tài)工況

進行評估。該情況可對應于大橫搖角，且由此導致重力在沿船舶橫傾線的橫向的分量上提供較

大的橫向慣性載荷。如確如此（如船舶的橫搖角計算值超過28°），CCS可要求將此工況歸為

ULS極限狀態(tài)工況，且強度衡準應與ULS關聯(lián)。

3.2.3.2對于每種載荷情況，應考慮表3.2.3.2（1）~表3.2.3.2（5）中定義的載荷組合。

考慮動態(tài)載荷的載荷工況組合表3.2.3.2（1）

工況標說明永久載荷功能載荷環(huán)境載荷

識號（包括罐體及其

液貨充裝船舶運動引起的

ID附件、液貨和絕緣內(nèi)部壓力熱載荷

水平載荷

材料等）

（1）（2）

LD縱向加重力滿Peq最低設計貨物+ax

速度溫度（3）

（1）（2）

TD橫向加重力滿Peq同上+ay

速度

（1）（2）

VD垂向加重力滿Peq同上-az

速度

（1）內(nèi)部壓力見IGC規(guī)則4.13.2.4。對于有限元計算，在LD和TD工況下，應根據(jù)+ax和+ay所對應的縱搖

角和橫搖角，分別與重力加速度進行橢圓加速度合成得到的β值，按照IGC規(guī)則4.28.1.2計算Pgd（或直

接在模型中輸入β的加速度場函數(shù)），見CCS散液規(guī)第2篇第4章ccs4.28.1.2.a~ccs4.28.1.2.d。

對于內(nèi)部壓力計算中應用的加速度分量，見表中“環(huán)境載荷”一列。

（2）在IGC規(guī)則4.28.2.1中定義的縱向、橫向和垂向的最大無因次加速度。直接計算可考慮按照IGC規(guī)則

4.14.1.3進行。對于確定不規(guī)則波中的指定船舶加速度和運動，以及船舶及貨物圍護系統(tǒng)對于上述作用

和運動的響應，按IGC規(guī)則4.14.1中的適用條款進行。

（3）罐體的最低設計貨物溫度。鞍座支承的適用溫度梯度可通過相關的溫度場分析得到，見CCS散液規(guī)第2

篇附錄2第6節(jié)。

靜橫傾的載荷工況組合表3.2.3.2（2）

永久載荷功能載荷

工況標

（包括罐體及其附

識號說明液貨充

件、液貨和絕緣材料內(nèi)部壓力熱載荷

ID裝水平

等）

30o靜橫傾壓力

SH1靜橫傾重力滿最低設計貨物溫度（2）

（1）

P0

（1）設計蒸氣壓力見IGC規(guī)則4.1.2的定義。

（2）罐體最低設計貨物溫度。鞍座支承的適用溫度梯度可通過相關的溫度場分析得到，見CCS散液規(guī)第2

篇附錄2第6節(jié)。

碰撞情況的載荷工況組合表3.2.3.2（3）

永久載荷功能載荷

工況標

（包括罐體及其附

識號說明液貨充意外載荷

件、液貨和絕緣材內(nèi)部壓力熱載荷

ID裝水平

料等）

正向行駛最低設計0.5g

碰撞壓力

CL1時遭受碰重力滿貨物溫度加速度方向朝

（1）

P0

撞（2）船首

反向行駛最低設計0.25g

碰撞壓力

CL2時遭受碰重力滿貨物溫度加速度方向朝

（1）

P0

撞（2）船尾

（1）見表3.2.3.2（2）的注（1）。

（2）見表3.2.3.2（2）的注（2）。

罐體浮起情況的載荷工況組合表3.2.3.2（4）

永久載荷功能載荷

工況標

（包括罐體及其

識號說明液貨充裝意外載荷

附件、絕緣材料溫度載荷

ID水平

等）

考慮罐體所在艙室進水

FL1罐體浮起重力空不適用至夏季載重線產(chǎn)生的罐

體浮力載荷

晃蕩載荷工況組合表3.2.3.2（5）

永久載荷功能載荷

工況標

（包括罐體及其附

識號說明液貨充蒸

件、液貨和絕緣材熱載荷晃蕩載荷

ID裝水平氣壓力

料等）

最低設計貨

（2）（1）（3）

SL1縱向晃蕩重力見P0縱向晃蕩載荷

物溫度

（2）（1）（3）

SL2橫向晃蕩重力見P0同上橫向晃蕩載荷

（1）見表3.2.3.2（2）的注（1）。

（2）液貨充裝水平見CCS散液規(guī)第2篇附錄2第5節(jié)5.2.3；

（3）按照CCS散液規(guī)第2篇附錄2第5節(jié)5.2.3進行晃蕩載荷計算。

3.2.3.3如罐體內(nèi)安裝了制蕩艙壁和縱艙壁，則應按照CCS散液規(guī)第2篇附錄2第5

節(jié)5.2.3進行晃蕩載荷計算。

3.2.3.4對于最大承載極限狀態(tài)，在施加載荷時，應考慮第2章2.4.2和表2.4.2的載荷

組合及分項載荷因子。特別注意：對于表3.2.3.2（1）中的“Peq”的組合（見IGC規(guī)則4.13.2.4），

其中的“P0”應歸為功能載荷，“Pgd”應歸為環(huán)境載荷。

3.2.3.5對于意外極限狀態(tài)，載荷組合及分項載荷因子見第2章2.5。

3.2.4可靠性應力衡準

3.2.4.1對于C型罐殼體上的結(jié)構(gòu)連續(xù)區(qū)域，殼體單元有限元應力衡準如下：

??_????????≤1.0?

式中：——任一區(qū)域處的單元膜應力（即中面應力）分量導出的單元相當應力，

???_???????≤1.5?

即直接取該處有限元結(jié)果中的單元的膜相當應力；

??_????????

——任一局部區(qū)域單元上/下表面應力分量導出的單元相當應力，取大者，

即直接取該處有限元結(jié)果中的單元的上下表面的相當應力的大者，其中，表面應力應為膜

???_???????/

上下

應力與彎曲應力之和，參見3.2.2.11中所表達的。

/

3.2.4.2對于C型罐殼體上的結(jié)構(gòu)不連續(xù)區(qū)σ域m+，b殼體單元有限元應力衡準如下：

???_????????≤1.5?

（具有自限性應力的較小局部區(qū)域，一般為幾何

???_???????≤1.5?

形狀突變處或者有約束限制性的結(jié)構(gòu)處，如鞍座支座區(qū)域與殼體內(nèi)部艙壁

???_???????_?≤3.0?/??

板（如有）和大加強環(huán)筋連接的Y型接頭處、殼體與蝶形封頭的連接區(qū)

域，以及與鞍座相連（如有）的重磅板等）。

式中：——局部區(qū)域結(jié)構(gòu)不連續(xù)處的單元膜應力（即中面應力）分量導出的單

元相當應力，即直接取該處有限元結(jié)果中的單元的膜相當應力；

???_????????

——局部區(qū)域結(jié)構(gòu)不連續(xù)處的單元上/下表面應力分量導出的單元相當

???_???????

應力，取大者，即直接取該處有限元結(jié)果中的單元的上/下表面的相當應力的大者，其中，

上下

表面應力應為膜應力與彎曲應力之和，參見3.2.2.11中所表達的；對實體單元，膜應

/

力和表面應力采用應力線性化方法得到，可采用公認方法或參照σ3m.+2b.4.7進行

——結(jié)構(gòu)不連續(xù)處，具有自限性應力的較小局部區(qū)域的單元上/下表面應

力分量導出的單元相當應力，取大者，即直接取該處有限元結(jié)果中的單元的上下表面的相

???_???????_?/

當應力的大者，其中，表面應力應為膜應力與彎曲應力之和，其含義參見3.2.2.11中所表達

的上下。對實體單元，膜應力和表面應力采用應力線性化方法得到，可采用公認方法或參

/

照σ3m.+2b.4.7進行；

——按下式計算：

?

??

?=

????????

其中：、、——分別見第2章2.4.7.1、2.4.6和2.4.4，以及2.5.6(適用于意外工況)；

——考慮不同目標可靠度的安全因子，取為：

??????

對于目標可靠度指標為①（即失效概率為-3）：；

??3.0910

對于目標可靠度指標為②（即失效概率為-4）：；

3.7110??=1.0

注①：表征具有一般要求的強度儲備，一般對應于具有已知成功設計案例的系列產(chǎn)

??=1.1

品；

注②：表征具有較高要求的強度儲備，一般對應于首制產(chǎn)品，或用戶對該產(chǎn)品較常

規(guī)產(chǎn)品有更高的安全要求；

——材料屈服強度，見IGC規(guī)則4.18.1.3。

對于型罐內(nèi)部艙壁板，有限元應力衡準如下：

3.2?.4?.3C

對于結(jié)構(gòu)連接處以外的區(qū)域

對于結(jié)構(gòu)連接處的局部區(qū)域，并見注①。

??_????????≤1.0?

式中：所考慮區(qū)域處的單元膜應力分量導出的單元相當應力，即直接取該

???_??—??—????≤1.25?

處有限元結(jié)果中的單元的中面相當應力；

??_????????

——結(jié)構(gòu)連接的局部區(qū)域處單元膜應力分量導出的單元相當應力，即直

接取該處有限元結(jié)果中的單元的中面相當應力；

???_????????

——見3.2.4.2；

注①：考慮到設計概念、結(jié)構(gòu)形狀和應力計算所使用的方法，主管機關或CCS可修改系數(shù)1.25。

?

3.2.4.4對于C型罐的大加強環(huán)、艙壁桁材和扶強材的腹板為板單元的有限元應力衡準

如下：

，并見3.2.4.3注①；

??_?????????≤1.25?

式中：構(gòu)件腹板單元膜應力分量導出的單元相當應力，即直接取該處有限

??—?_?—???????≤3.0?

元結(jié)果中的單元的中面相當應力；

??_????????

——計及二階相當應力作用的構(gòu)件腹板單元膜應力分量導出的單元相

???_????????

當應力，即直接取該處有限元結(jié)果中的單元的中面相當應力；

——見3.2.4.2。

3.2.4.5對于C型罐加強環(huán)、艙壁桁材和扶強材面板為板或梁單元的有限元應力衡準如

?

下：

，并見3.2.4.3注①；

??≤1.25?

??

式中：——板或?梁單≤元3沿.0長?度方向的軸向應力，即直接取有限元結(jié)果中的單元軸向應力；

??——計及二階相當應力作用的板或梁單元沿長度方向的軸向應力，即直接取有

限元結(jié)果中的單元軸向應力；

???

——見3.2.4.2。

3.2.4.6對于C型罐體之外的結(jié)構(gòu)件，如鞍座支承、止移裝置、層壓木等，其強度校核

?

見CCS散液規(guī)第2篇附錄2第4節(jié)和第5節(jié)。

3.2.4.7應力線性化方法

對于實體單元，一般應通過應力線性化方法得到膜應力、彎曲應力和表面應力分量。應

力線性化方法可根據(jù)公認技術標準進行，或按本條進行如下：

（1）實體單元的建模要求見3.2.2.2和3.2.2.3。

（2）應力分類及線性化如圖3.2.4.7所示。可采用基于應力積分的方法進行應力線性化

上下

處理。單元上的膜相當應力和膜應力+彎曲（表面應力）的相當應力求解的主要步

/

驟如下：σmσm+b

（a）（b）

圖3.2.4.7應力分類及應力線性化示意

確定沿厚度方向的應力分類線位置，見圖3.2.4.7（b）。

提取應力分類線上節(jié)點的個應力分量（；），作為應力分類線上的

①6i=1,2,3j=1,2

應力分布的插值函數(shù)值，然后將應力分類線分為（如）等分，再通過插值方

②σijnn=40

法得到應力分類線上（n+1）個等分點的應力張量、，，。

計算膜應力張量：σij,1σij,2…σij,nσij,(n+1)

ij,m1t

③σdx

ij,mt0ij

計算彎曲應力張量：

ij,b上下6t/2

④σ/xdx

ij,bt2t/2ij

式中：——應力分類線端點的6個彎曲應力分量；

厚度，如圖（）所示；

σtij,b——3.2.4.7a

x——等分點距離厚度中心線的距離。

計算膜應力分量和彎曲應力分量的合成：