舭龍骨結構設計合理性研究

傅 華

（海軍駐上海地區艦艇設計研究軍事代表室 上海200011）

舭龍骨結構設計合理性研究

傅 華

（海軍駐上海地區艦艇設計研究軍事代表室 上海200011）

針對幾型船舶舭龍骨設計情況，首先進行相關規范的對比，并對其進行了基于規范的初步計算分析，通過直接計算分析，探討了舭龍骨載荷公式的適用范圍，同時針對某型船可能的舭龍骨出水砰擊載荷進行了計算分析，最后結合其結構設計特點，總結了設計中的注意事項，為今后舭龍骨的設計提供相關參考依據。

舭龍骨；結構設計；載荷；規范

引 言

舭龍骨是沿著船長方向布置在兩舷舭部，本身不具有動力而依靠受到的流體動力作用產生穩定力矩，借以增加橫搖阻尼，起到減搖作用的被動式減搖裝置。

船體橫搖附加力矩由兩部分組成：一是由舭龍骨正面和背面存在的壓力差形成的龍骨板阻尼，它主要取決于舭龍骨板的面積和相對速度；二是由于船體表面壓力分布改變而形成的表面阻尼，它主要依賴于船體形狀。舭龍骨會使船舶阻力略有增加，舭龍骨的長度、寬度和位置根據流線形狀、減搖要求和結構強度等因素綜合權衡確定。

由流線形狀確定的線型，舭龍骨一般在首尾端升高。當船舶航速較高且海況較為惡劣時，靠近首尾的舭龍骨容易出水，對舭龍骨形成砰擊載荷，在較大的砰擊載荷作用下可能造成舭龍骨的破壞。

為此，有必要開展進一步研究，以較為準確地確定舭龍骨的設計載荷，進而進行強度分析，為今后舭龍骨的結構設計提供相關參考依據。

1　國內外規范的相關規定

舭龍骨的結構設計，受總體性能和外板尺寸的限制，各個規范規定不盡相同，現將國內外主要規范的相關規定進行對比分析。各個規范關于舭龍骨的相關規定的對比分析如表1所示（“√”表示規范有相關規定）。

表1　規范對比分析表

通過上述分析可以看出：

（1）各個規范對于舭龍骨的結構形式以及端部細節、尺寸規定等有較詳細的介紹，雖不全面、但可以供設計者參考。

（2）對于舭龍骨的設計載荷與校核衡準方面，除GJB/Z119-99外，尚無相關規定。

（3）舭龍骨設置的首尾端位置，以及其是否承受砰擊載荷及相應計算方法沒有相關說明。

因實船舭龍骨（單板式）在滿足相關規范的情況下，仍發生一定破壞，故需對舭龍骨結構設計載荷和強度衡準進行分析，以確定其滿足使用要求。

2　現狀分析

對近期發生舭龍骨損壞的船舶進行分析，發現發生舭龍骨損壞的主要是單板式舭龍骨，其中有些不滿足規范要求，還有一些滿足規范要求也發生了撕裂（如圖1所示），V型舭龍骨則未出現損壞。部分船型舭龍骨設計和使用情況如下頁表2所示，為使用方便，以編號A～F表示。

圖1　單板式舭龍骨發生破壞情況

針對上述情況，我們有必要進行計算分析，找出舭龍骨損壞的可能因素，為今后相關設計提供參考。

表2　部分船型舭龍骨設計和使用情況

3　實船舭龍骨載荷與強度分析

針對上述幾型船，基于GJB/Z119-99的規定，進行了設計載荷的規范計算、強度校核、載荷直接計算和某型船砰擊載荷的計算分析。

3.1基于GJB/Z119-99的計算分析

3.1.1規范相關規定

舭龍骨可分為連續舭龍骨和間斷舭龍骨。舭龍骨寬度小于550 mm時宜采用單板舭龍骨。單板舭龍骨的自由邊緣可用圓鋼或鋼管等加強，舭龍骨寬度大于550 mm時宜采用Ⅴ型雙層腹板空心舭龍骨。

3.1.2規范載荷與強度計算公式

按GJB/Z119-99的要求，沿舭龍骨寬度均布的水動壓力和計算剖面的總線速度公式為：

式中： P為舭龍骨的計算載荷，kPa；V為艦艇橫搖及縱搖時，所計算剖面的總線速度，m/s；R1為肋骨平面內量取的艦艇重心到舭龍骨寬度中點的距離，m；R2為中線面內量取的艦艇重心到所計算舭龍骨剖面的距離，m；φ為縱搖擺幅，°；θ為橫搖擺幅，°；Tφ為縱搖周期，s；Tθ為橫搖周期，s。

根據GJB/Z119-99相關規定，舭龍骨的強度校核的邊界條件如下：

（1）平板型舭龍骨按一邊剛性固定、一邊自由而承受均布載荷P的板條梁計算。

（2）V型舭龍骨按三邊剛性固定、一邊簡支而承受均布載荷P的板塊計算。

許用應力：［σ］=0.40 σs，［τ］=0.23 σs。

3.1.3實船計算

運用上述計算公式，對多型艦的舭龍骨進行載荷、強度計算，校核其是否滿足GJB/Z119-99的規定。將計算結果總結如表3所示。

表3　實船計算結果匯總

在舭龍骨的載荷、強度計算中，經比較發現有以下問題：

（1）運動參數的選取

運動參數直接決定了載荷大小，而規范中未指明運動參數如何選取，導致載荷、強度計算結果有一定差異。

（2）載荷計算公式系數的準確性

（3）舭龍骨型式

GJB/Z119-99規范中，舭龍骨寬度大于550 mm時宜采用V型，這對今后舭龍骨的設計具有指導意義。目前V型舭龍骨未出現損壞情況。

（4）舭龍骨的首端位置

舭龍骨太靠近首端（如在距首部0.35L內）時，容易發生首部砰擊載荷，該載荷一般比舭龍骨設計載荷大得多，所以有必要研究舭龍骨位置的影響，防止其發生砰擊破壞，這是規范所沒有提及的；此外，舭龍骨首尾端的過渡形式有待于進一步研究。

3.1.4應力衡準討論

許用應力衡準：由于規范給出了較低的許用衡準，加上板厚的限制，導致很多船舶難以滿足該規范，載荷與衡準的匹配有待于進一步研究。

對于V型舭龍骨，考慮其參與總強度的作用，進而許用值較小；對于單板式舭龍骨其原因可能是綜合考慮根部開導流孔導致的應力集中和可能發生的砰擊載荷作用。在考慮設計壓力作用下，舭龍骨根部開孔導致的應力集中的有限元分析如圖2所示。

圖2　根部導流孔應力集中云圖

根部出現了明顯的應力集中，在設計中可以考慮參考其他規范，去掉根部開導流孔。

3.2基于Fluent的公式驗證計算

通過數值模擬對舭龍骨在水中運動時受到的水動壓力進行分析，計算采用Fluent軟件，利用結構化網格并考慮了流體粘性的影響，能夠比較方便快捷地得到舭龍骨的計算載荷。

3.2.1計算模型

由于舭龍骨一般設于船體中部，其承受的主要載荷為船體搖擺時產生的水壓力，故舭龍骨受到的水動力載荷計算模型可簡化為平板在水中運動時水流對平板的載荷。

計算模型中，平板水平放置，寬度取為600 mm，位于計算區域中心，計算域寬度為20 m、長度為60 m。計算網格在平板附近進行了加密，具體水動力網格如圖3所示。

圖3　水動力網格

計算中流體為水，下方為速度入口條件，兩側為對稱邊界條件，上方為出流邊界條件。

3.2.2計算工況及結果

計算過程中，令平板作垂向運動，以模擬橫搖、縱搖時舭龍骨受到的載荷作用，分別取平板運動速度為0.5 m/s、1.0 m/s、1.5 m/s、2.0 m/s，同時測量平板所受到的平均壓強。

以v=0.5 m/s時工況為例，平板附近流場的速度和壓力分布分別如圖4、圖5所示。

圖4　速度v = 0.5 m/s時流場速度分布

圖5　速度v = 0.5 m/s時流場壓力分布

圖6給出了當速度由0 m/s增加到1 m/s并保持穩定時的壓力曲線。最后，當速度恒定時，壓力也趨于穩定。

圖6　壓力隨時間變化曲線

具體計算結果見表4。

表4　直接計算結果匯總

3.2.3計算結果分析

按GJB/Z119-99的要求，沿舭龍骨寬度均布的動水壓力值按確定，由軟件計算結果與軍規的計算公式比較可以看出：

（1）軟件計算壓力與速度的平方比例關系較為明顯，比值約為0.9，比軍規中0.981稍小，但比較接近。

（2）通過兩者的對比看出：軍規舭龍骨設計載荷值是基于未出水時的運動壓力計算得到，其考慮可能產生砰擊載荷的成分較少。

（3）未出水的計算載荷與設計載荷較一致，但規范衡準僅0.40σs，不清楚是否有考慮流水孔的應力集中和可能的出水載荷，因此有必要對舭龍骨位于首端的部位進行實船計算分析，以驗證設計的合理性。

3.3考慮砰擊載荷的計算分析

按照上述分析，一些船舶在滿足軍規規范的前提下，仍有部分發生了舭龍骨損壞。究其原因，高海況下首部出水而產生砰擊載荷的可能性較大，所以有必要對首部砰擊載荷進行分析，并針對E型船進行實船計算。

3.3.1砰擊力

當船舶在波浪中航行時，由于劇烈的垂蕩和縱搖，船體底部會露出水面。當它重新入水時，會與波浪產生猛烈的沖擊，發生砰擊。在船體運動過程中，即使底部未出水，但當波浪沖擊船首部外張區域時，也往往會產生相當大的脈沖水動力，使船體加速度突變，發生外張砰擊。當船舶航行于惡劣海況時，可以觀察到大的來波，當與船舶運動引起的水面隆起相疊加，則變得更加陡峭，有時可能會超過臨界值形成破碎波，從而導致水質點以很大的速度沖打首部外張表面［8］。

3.3.2砰擊力計算

軍規對于首部0.35L之內的底部、舷部構件以及球鼻艏的砰擊壓力計算公式為：

式中：P為計算剖面處水動壓力，kPa；

mp為砰擊系數，kN·s2/m4；

hr為諧振波高，m ；

C為計算剖面處單位波高下的船-波相對速度的平方值，m/s2。

一般艦船首部為了減小砰擊，首部傾斜角盡量加大，為了增大橫搖阻尼，舭龍骨置于外板近似垂直位置，傾斜角較小，與同位置的底部相比砰擊系數mp更大。

以E型船為例（如圖7），其首部不同部位的沖擊壓力計算結果見表5。

圖7　E型船FR45肋位舭龍骨布置示意圖

表5　不同部位的沖擊壓力計算結果匯總

舭龍骨最首端位于FR45，高度2.97 m，傾斜角β約為31°，mp= 5，砰擊系數數值mp大于同船體位置處的外板。其首端若是出水，產生的砰擊壓力經計算約為109.8 kPa。可見，船體首端局部砰擊載荷較大，遠大于由于橫搖、縱搖產生的水動壓力，所以實船設計中若舭龍骨發生砰擊載荷，則按照軍規中的舭龍骨載荷設計值進行設計并無法滿足要求。

4　結 論

由上述分析可知：

（1）GJB/Z119-99的舭龍骨設計載荷與直接計算值較為接近，但未考慮舭龍骨末端出水時的載荷設計值，且軍規中關于強度衡準的要求較高，對于V型舭龍骨還應考慮靜水載荷的作用。

（2）經過幾型船的實船舭龍骨載荷、強度計算，有的船舶未滿足軍規的相關規定，舭龍骨發生了撕裂現象，有的船舶滿足了軍規中舭龍骨載荷、強度的要求，也發生了舭龍骨撕裂現象。經計算分析，首部舭龍骨端部出水砰擊會導致這樣的結果。

（3）舭龍骨靠近首部區域出現砰擊載荷會比舭龍骨設計載荷大很多，設計中應特別注意。

綜合以上分析，在舭龍骨設計過程中，應特別關注以下問題：

（1）應綜合考慮附體阻力和結構設計，結合軍規GJB/Z119-99的要求來確定舭龍骨形式，平板式舭龍骨遇到高海況根部容易撕壞，尤其是首部區域。

（2）在配合舭龍骨線型的基礎上，盡量保證舭龍骨首部不易出水（必要時，考慮減搖鰭作用，可以適當減短舭龍骨長度或寬度），防止出水砰擊對舭龍骨造成破壞；應該控制舭龍骨距首垂線的距離。首部0.35L范圍內船體外板等應該按照迎浪砰擊而產生的水動壓力進行計算，砰擊載荷較大，舭龍骨的強度難以保證，建議舭龍骨首部距首垂線距離至少達到0.30L，尾部也不宜過長，建議距艉垂線0.20L以上。

（3）實船設計中應嚴格按照軍規舭龍骨設計載荷、強度計算的相關規定進行，確保舭龍骨載荷、強度滿足軍規要求；其中角度等參數的選取應依據實際使用海況計算求得。若確有需要將舭龍骨延伸至首部0.35L以前，則計算載荷應按照軍規中艏底部、舷側板的砰擊壓力進行計算。

（4）應特別注意舭龍骨的端部加強和過渡形式，降低應力集中。舭龍骨端部必須位于強框架結構處，舭龍骨背面最好有縱向加強筋或肘板加強，端部應緩慢過渡，一般過渡長度應為3～5倍舭龍骨寬度。端部的墊板、腹板的焊接應盡量采用深熔焊，并確保焊縫飽滿且過渡光順。

［1］ 中國人民解放軍總裝備部.水面艦艇結構設計計算方法［S］.1999.

［2］ 中國船級社.鋼質海船入級規范［M］.北京：人民交通出版社，2012.

［3］ IACS.Common Structural Rules for Double Hull Oil Tankers［S］. 2012.

［4］ IACS.Common Structural Rules for Bulk Carriers［S］. 2012.

［5］ 全國船舶標準化技術委員會專業標準.船體結構—舭龍骨［S］.1985.

［6］ 全國船舶標準化技術委員會專業標準.船體結構—舭龍骨（船長小于90 m）［S］.1985.

［7］ 中國船舶工業集團公司.船舶設計使用手冊 結構分冊［M］.北京：國防工業出版社，2013.

Rationality for structural design of bilge keel

FU Hua
( Representative Office of Naval Warship Design & Research, Shanghai 200011, China)

According to the design of bilge keels on several ships, this paper compares the relevant regulations, and carries out the preliminary calculation and the analysis upon them. It discusses the application scope of the bilge keel load equation and calculates the possible emergence slamming load of the bilge keel on a ship. Based on its structural features, it summaries the issues that should be noted in the design, providing reference for the future design of bilge keels.

bilge keel; structural design; load; regulation

U662.3

A

1001-9855（2015）02-0057-07

2015-01-13；

2015-03-03

傅 華（1968-），男，高級工程師，研究方向：艦船設計審查。