舭龙骨结构设计合理性研究

傅 华

（海军驻上海地区舰艇设计研究军事代表室 上海200011）

舭龙骨结构设计合理性研究

傅 华

（海军驻上海地区舰艇设计研究军事代表室 上海200011）

针对几型船舶舭龙骨设计情况，首先进行相关规范的对比，并对其进行了基于规范的初步计算分析，通过直接计算分析，探讨了舭龙骨载荷公式的适用范围，同时针对某型船可能的舭龙骨出水砰击载荷进行了计算分析，最后结合其结构设计特点，总结了设计中的注意事项，为今后舭龙骨的设计提供相关参考依据。

舭龙骨；结构设计；载荷；规范

引 言

舭龙骨是沿着船长方向布置在两舷舭部，本身不具有动力而依靠受到的流体动力作用产生稳定力矩，借以增加横摇阻尼，起到减摇作用的被动式减摇装置。

船体横摇附加力矩由两部分组成：一是由舭龙骨正面和背面存在的压力差形成的龙骨板阻尼，它主要取决于舭龙骨板的面积和相对速度；二是由于船体表面压力分布改变而形成的表面阻尼，它主要依赖于船体形状。舭龙骨会使船舶阻力略有增加，舭龙骨的长度、宽度和位置根据流线形状、减摇要求和结构强度等因素综合权衡确定。

由流线形状确定的线型，舭龙骨一般在首尾端升高。当船舶航速较高且海况较为恶劣时，靠近首尾的舭龙骨容易出水，对舭龙骨形成砰击载荷，在较大的砰击载荷作用下可能造成舭龙骨的破坏。

为此，有必要开展进一步研究，以较为准确地确定舭龙骨的设计载荷，进而进行强度分析，为今后舭龙骨的结构设计提供相关参考依据。

1　国内外规范的相关规定

舭龙骨的结构设计，受总体性能和外板尺寸的限制，各个规范规定不尽相同，现将国内外主要规范的相关规定进行对比分析。各个规范关于舭龙骨的相关规定的对比分析如表1所示（“√”表示规范有相关规定）。

表1　规范对比分析表

通过上述分析可以看出：

（1）各个规范对于舭龙骨的结构形式以及端部细节、尺寸规定等有较详细的介绍，虽不全面、但可以供设计者参考。

（2）对于舭龙骨的设计载荷与校核衡准方面，除GJB/Z119-99外，尚无相关规定。

（3）舭龙骨设置的首尾端位置，以及其是否承受砰击载荷及相应计算方法没有相关说明。

因实船舭龙骨（单板式）在满足相关规范的情况下，仍发生一定破坏，故需对舭龙骨结构设计载荷和强度衡准进行分析，以确定其满足使用要求。

2　现状分析

对近期发生舭龙骨损坏的船舶进行分析，发现发生舭龙骨损坏的主要是单板式舭龙骨，其中有些不满足规范要求，还有一些满足规范要求也发生了撕裂（如图1所示），V型舭龙骨则未出现损坏。部分船型舭龙骨设计和使用情况如下页表2所示，为使用方便，以编号A～F表示。

图1　单板式舭龙骨发生破坏情况

针对上述情况，我们有必要进行计算分析，找出舭龙骨损坏的可能因素，为今后相关设计提供参考。

表2　部分船型舭龙骨设计和使用情况

3　实船舭龙骨载荷与强度分析

针对上述几型船，基于GJB/Z119-99的规定，进行了设计载荷的规范计算、强度校核、载荷直接计算和某型船砰击载荷的计算分析。

3.1基于GJB/Z119-99的计算分析

3.1.1规范相关规定

舭龙骨可分为连续舭龙骨和间断舭龙骨。舭龙骨宽度小于550 mm时宜采用单板舭龙骨。单板舭龙骨的自由边缘可用圆钢或钢管等加强，舭龙骨宽度大于550 mm时宜采用Ⅴ型双层腹板空心舭龙骨。

3.1.2规范载荷与强度计算公式

按GJB/Z119-99的要求，沿舭龙骨宽度均布的水动压力和计算剖面的总线速度公式为：

式中： P为舭龙骨的计算载荷，kPa；V为舰艇横摇及纵摇时，所计算剖面的总线速度，m/s；R1为肋骨平面内量取的舰艇重心到舭龙骨宽度中点的距离，m；R2为中线面内量取的舰艇重心到所计算舭龙骨剖面的距离，m；φ为纵摇摆幅，°；θ为横摇摆幅，°；Tφ为纵摇周期，s；Tθ为横摇周期，s。

根据GJB/Z119-99相关规定，舭龙骨的强度校核的边界条件如下：

（1）平板型舭龙骨按一边刚性固定、一边自由而承受均布载荷P的板条梁计算。

（2）V型舭龙骨按三边刚性固定、一边简支而承受均布载荷P的板块计算。

许用应力：［σ］=0.40 σs，［τ］=0.23 σs。

3.1.3实船计算

运用上述计算公式，对多型舰的舭龙骨进行载荷、强度计算，校核其是否满足GJB/Z119-99的规定。将计算结果总结如表3所示。

表3　实船计算结果汇总

在舭龙骨的载荷、强度计算中，经比较发现有以下问题：

（1）运动参数的选取

运动参数直接决定了载荷大小，而规范中未指明运动参数如何选取，导致载荷、强度计算结果有一定差异。

（2）载荷计算公式系数的准确性

（3）舭龙骨型式

GJB/Z119-99规范中，舭龙骨宽度大于550 mm时宜采用V型，这对今后舭龙骨的设计具有指导意义。目前V型舭龙骨未出现损坏情况。

（4）舭龙骨的首端位置

舭龙骨太靠近首端（如在距首部0.35L内）时，容易发生首部砰击载荷，该载荷一般比舭龙骨设计载荷大得多，所以有必要研究舭龙骨位置的影响，防止其发生砰击破坏，这是规范所没有提及的；此外，舭龙骨首尾端的过渡形式有待于进一步研究。

3.1.4应力衡准讨论

许用应力衡准：由于规范给出了较低的许用衡准，加上板厚的限制，导致很多船舶难以满足该规范，载荷与衡准的匹配有待于进一步研究。

对于V型舭龙骨，考虑其参与总强度的作用，进而许用值较小；对于单板式舭龙骨其原因可能是综合考虑根部开导流孔导致的应力集中和可能发生的砰击载荷作用。在考虑设计压力作用下，舭龙骨根部开孔导致的应力集中的有限元分析如图2所示。

图2　根部导流孔应力集中云图

根部出现了明显的应力集中，在设计中可以考虑参考其他规范，去掉根部开导流孔。

3.2基于Fluent的公式验证计算

通过数值模拟对舭龙骨在水中运动时受到的水动压力进行分析，计算采用Fluent软件，利用结构化网格并考虑了流体粘性的影响，能够比较方便快捷地得到舭龙骨的计算载荷。

3.2.1计算模型

由于舭龙骨一般设于船体中部，其承受的主要载荷为船体摇摆时产生的水压力，故舭龙骨受到的水动力载荷计算模型可简化为平板在水中运动时水流对平板的载荷。

计算模型中，平板水平放置，宽度取为600 mm，位于计算区域中心，计算域宽度为20 m、长度为60 m。计算网格在平板附近进行了加密，具体水动力网格如图3所示。

图3　水动力网格

计算中流体为水，下方为速度入口条件，两侧为对称边界条件，上方为出流边界条件。

3.2.2计算工况及结果

计算过程中，令平板作垂向运动，以模拟横摇、纵摇时舭龙骨受到的载荷作用，分别取平板运动速度为0.5 m/s、1.0 m/s、1.5 m/s、2.0 m/s，同时测量平板所受到的平均压强。

以v=0.5 m/s时工况为例，平板附近流场的速度和压力分布分别如图4、图5所示。

图4　速度v = 0.5 m/s时流场速度分布

图5　速度v = 0.5 m/s时流场压力分布

图6给出了当速度由0 m/s增加到1 m/s并保持稳定时的压力曲线。最后，当速度恒定时，压力也趋于稳定。

图6　压力随时间变化曲线

具体计算结果见表4。

表4　直接计算结果汇总

3.2.3计算结果分析

按GJB/Z119-99的要求，沿舭龙骨宽度均布的动水压力值按确定，由软件计算结果与军规的计算公式比较可以看出：

（1）软件计算压力与速度的平方比例关系较为明显，比值约为0.9，比军规中0.981稍小，但比较接近。

（2）通过两者的对比看出：军规舭龙骨设计载荷值是基于未出水时的运动压力计算得到，其考虑可能产生砰击载荷的成分较少。

（3）未出水的计算载荷与设计载荷较一致，但规范衡准仅0.40σs，不清楚是否有考虑流水孔的应力集中和可能的出水载荷，因此有必要对舭龙骨位于首端的部位进行实船计算分析，以验证设计的合理性。

3.3考虑砰击载荷的计算分析

按照上述分析，一些船舶在满足军规规范的前提下，仍有部分发生了舭龙骨损坏。究其原因，高海况下首部出水而产生砰击载荷的可能性较大，所以有必要对首部砰击载荷进行分析，并针对E型船进行实船计算。

3.3.1砰击力

当船舶在波浪中航行时，由于剧烈的垂荡和纵摇，船体底部会露出水面。当它重新入水时，会与波浪产生猛烈的冲击，发生砰击。在船体运动过程中，即使底部未出水，但当波浪冲击船首部外张区域时，也往往会产生相当大的脉冲水动力，使船体加速度突变，发生外张砰击。当船舶航行于恶劣海况时，可以观察到大的来波，当与船舶运动引起的水面隆起相叠加，则变得更加陡峭，有时可能会超过临界值形成破碎波，从而导致水质点以很大的速度冲打首部外张表面［8］。

3.3.2砰击力计算

军规对于首部0.35L之内的底部、舷部构件以及球鼻艏的砰击压力计算公式为：

式中：P为计算剖面处水动压力，kPa；

mp为砰击系数，kN·s2/m4；

hr为谐振波高，m ；

C为计算剖面处单位波高下的船-波相对速度的平方值，m/s2。

一般舰船首部为了减小砰击，首部倾斜角尽量加大，为了增大横摇阻尼，舭龙骨置于外板近似垂直位置，倾斜角较小，与同位置的底部相比砰击系数mp更大。

以E型船为例（如图7），其首部不同部位的冲击压力计算结果见表5。

图7　E型船FR45肋位舭龙骨布置示意图

表5　不同部位的冲击压力计算结果汇总

舭龙骨最首端位于FR45，高度2.97 m，倾斜角β约为31°，mp= 5，砰击系数数值mp大于同船体位置处的外板。其首端若是出水，产生的砰击压力经计算约为109.8 kPa。可见，船体首端局部砰击载荷较大，远大于由于横摇、纵摇产生的水动压力，所以实船设计中若舭龙骨发生砰击载荷，则按照军规中的舭龙骨载荷设计值进行设计并无法满足要求。

4　结 论

由上述分析可知：

（1）GJB/Z119-99的舭龙骨设计载荷与直接计算值较为接近，但未考虑舭龙骨末端出水时的载荷设计值，且军规中关于强度衡准的要求较高，对于V型舭龙骨还应考虑静水载荷的作用。

（2）经过几型船的实船舭龙骨载荷、强度计算，有的船舶未满足军规的相关规定，舭龙骨发生了撕裂现象，有的船舶满足了军规中舭龙骨载荷、强度的要求，也发生了舭龙骨撕裂现象。经计算分析，首部舭龙骨端部出水砰击会导致这样的结果。

（3）舭龙骨靠近首部区域出现砰击载荷会比舭龙骨设计载荷大很多，设计中应特别注意。

综合以上分析，在舭龙骨设计过程中，应特别关注以下问题：

（1）应综合考虑附体阻力和结构设计，结合军规GJB/Z119-99的要求来确定舭龙骨形式，平板式舭龙骨遇到高海况根部容易撕坏，尤其是首部区域。

（2）在配合舭龙骨线型的基础上，尽量保证舭龙骨首部不易出水（必要时，考虑减摇鳍作用，可以适当减短舭龙骨长度或宽度），防止出水砰击对舭龙骨造成破坏；应该控制舭龙骨距首垂线的距离。首部0.35L范围内船体外板等应该按照迎浪砰击而产生的水动压力进行计算，砰击载荷较大，舭龙骨的强度难以保证，建议舭龙骨首部距首垂线距离至少达到0.30L，尾部也不宜过长，建议距艉垂线0.20L以上。

（3）实船设计中应严格按照军规舭龙骨设计载荷、强度计算的相关规定进行，确保舭龙骨载荷、强度满足军规要求；其中角度等参数的选取应依据实际使用海况计算求得。若确有需要将舭龙骨延伸至首部0.35L以前，则计算载荷应按照军规中艏底部、舷侧板的砰击压力进行计算。

（4）应特别注意舭龙骨的端部加强和过渡形式，降低应力集中。舭龙骨端部必须位于强框架结构处，舭龙骨背面最好有纵向加强筋或肘板加强，端部应缓慢过渡，一般过渡长度应为3～5倍舭龙骨宽度。端部的垫板、腹板的焊接应尽量采用深熔焊，并确保焊缝饱满且过渡光顺。

［1］ 中国人民解放军总装备部.水面舰艇结构设计计算方法［S］.1999.

［2］ 中国船级社.钢质海船入级规范［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］ 全国船舶标准化技术委员会专业标准.船体结构—舭龙骨［S］.1985.

［6］ 全国船舶标准化技术委员会专业标准.船体结构—舭龙骨（船长小于90 m）［S］.1985.

［7］ 中国船舶工业集团公司.船舶设计使用手册 结构分册［M］.北京：国防工业出版社，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 华（1968-），男，高级工程师，研究方向：舰船设计审查。