砰擊載荷作用下船首結構的規范設計對比研究

陳永兵 遲 誠 田喜民,3 朱青淳

（1.中國船舶及海洋工程設計研究院 上海200011；2.海軍駐北京地區艦船設備軍事代表室 北京100176；3.上海交通大學 船舶海洋與建筑工程學院 上海200240）

引 言

航速較高、吃水較小的艦船在海上航行，尤其是遭遇惡劣海況時，其船首底部和外飄區域常常發生砰擊現象。砰擊瞬間會產生很高幅值的動態載荷，對首部結構的局部強度、船體總強度和振動［1］、船上儀器設備的正常工作等會產生不可忽視的影響，進而降低其性能。對于大外飄線型的船首部結構，考慮其在砰擊載荷作用下的局部強度尤為重要。

本文針對某船首部結構，分別選用《艦船通用規范》［2］（以下簡稱“通用規范”）、《水面艦艇結構設計計算方法》［3］（以下簡稱“計算方法”）和英國勞氏軍船規范［4］（以下簡稱“NSR”）進行規范設計對比研究。

從目前的研究情況來看，國內外各規范無論在設計理念，還是在載荷、計算方法和衡準等設計方法上都存在較大的差別，因此對艦船首部結構的規范設計對比研究具有重要意義。

1 計算點的選取

本文選取某船首fr5、fr10、fr20、fr30等四處剖面，每處剖面選取7個計算點（如圖1所示）進行砰擊載荷及相應區域結構尺寸的計算，并進行對比分析。

圖1 計算點位置

2 規范計算結果及對比分析

2.1 砰擊載荷計算結果

各規范計算的垂向相對速度及砰擊載荷如表1所示。

從計算結果可以看出，“計算方法”比“通用規范”的砰擊壓力值約大30%?！癗SR”的垂向砰擊速度和砰擊壓力比“通用規范”和“計算方法”要大得多，尤其是平底部分，前者砰擊壓力值達到后者的2～3倍，隨著高度的增加，兩者差距逐漸減小。

三種規范的垂向速度及砰擊載荷，越靠近首部，結果越大，下頁圖2、圖3分別給出不同剖面底部中心點P051、P101、P201、P301處各規范垂向速度及砰擊載荷沿船長方向的對比情況。

表1 垂向相對速度及砰擊載荷計算結果

圖2 底部垂向砰擊速度對比

比較三種規范的砰擊壓力計算公式可知：

（1）三種規范均采用砰擊系數法，即砰擊壓力與垂向砰擊速度平方成正比，其中砰擊系數和外飄角有關，相關系數對比如圖4所示。

圖4 理論和規范給出的K～β曲線比較

（2）通過對比發現，“計算方法”和“通用規范”采用的砰擊系數計算方法相同，主要基于Wagner理論，并對小角度砰擊進行適當的修正，“NSR”采用的砰擊系數主要基于Von-Karman方法，并對<10°砰擊情況進行一定的修正。

（3）“計算方法”和“通用規范”的垂向砰擊速度與縱向位置有關，與垂向位置無關，在同一位置垂向砰擊速度的平方與波高成正比，對于目標船，“計算方法”的計算波高比“通用規范”約大30%，因此前者的壓力值也約大30%。

（4）“NSR”的垂向砰擊速度則基于船波相對運動和砰擊概率給出，對于水線以上部分還與水平來流速度有關。船波相對運動和砰擊概率不僅與縱向位置有關，還與垂向高度有關，因此“NSR”垂向砰擊速度和砰擊壓力隨著高度的增加而降低，而通用規范和計算方法在計算垂向砰擊速度時沒有考慮因高度變化引起的差異。

2.2 底部及舷側外板板厚

按照各規范計算得到底部及舷側外板板厚如表2所示，從計算結果可以看出，“計算方法”計算的外板板厚比“通用規范”約大14%，這是因為計算方法的計算波高比通用規范大?！癗SR”的計算結果普遍小于“通用規范”和“計算方法”。

表2 外板板厚計算結果 mm

續表2

圖5 fr5剖面外板板厚對比

圖6 fr30剖面外板板厚對比

圖5、圖6分別給出fr5剖面P051～P057和fr30剖面P301～P307的外板板厚規范計算結果對比情況。為什么“NSR”的砰擊載荷比“通用規范”和“計算方法”大很多，而板厚計算結果卻比后者小？主要原因是：前者雖然載荷值大，但是板厚采用塑性計算方法，而后者雖然載荷小，板厚采用彈性計算方法。可見，規范的載荷與衡準是相互配套的。

從圖5和圖6可見，隨著高度的增加，兩者的差距更加明顯，主要由于“NSR”砰擊速度和載荷值隨著垂向高度的增加而減小。

2.3 底部及舷側次要構件

2.3.1 底部及舷側縱骨

各規范計算的底部及舷側縱骨如下頁表3所示，需要說明的是，NSR在計算水線以上縱骨時所取構件模數為塑性剖面模數，水線以下縱骨模數為彈性剖面模數。圖7、圖8分別給出fr20剖面P201～P207和fr30剖面P301～P307的縱骨腹板高度對比情況。

圖7 fr20剖面縱骨腹板高度對比

圖8 fr30剖面縱骨腹板高度對比

表3 底部及舷側縱骨計算結果 cm3

2.3.2 舷側普通肋骨

各規范計算的舷側普通肋骨如表4所示，與縱骨相同，NSR在計算水線以上肋骨時所取構件模數為塑性剖面模數，水線以下縱骨模數為彈性剖面模數。下頁圖9、圖10分別給出fr5剖面和fr20剖面的肋骨高度對比情況。

表4 舷側普通肋骨計算結果 cm3

圖9 fr5剖面肋骨腹板高度對比

2.3.3 次要構件尺寸對比

根據圖7-圖10可知，可以看出，“通用規范”的縱骨或肋骨剖面模數取值小于“計算方法”，即與其載荷成正比，而“NSR”的縱骨或肋骨剖面模數計算結果要大得多，剖面模數計算結果主要是由于載荷差別導致的。值得注意的是，“NSR”對舷側縱骨或肋骨的剖面模數要求雖然很高，但實取的尺寸與“計算方法”相當甚至更小，主要是因為“NSR”所要求的構件模數為塑性剖面模數，而“通用規范”和“計算方法”則采用彈性剖面模數，可見規范的載荷與衡準是相互配套的。

2.4 舷側強肋骨

各規范計算的舷側強肋骨如表5所示。圖11、圖12分別給出fr5剖面P055～P057和fr30剖面P305～P307的強肋骨模數對比情況?？梢钥闯?，“通用規范”的取值小于“計算方法”?！癗SR”所計算的模數遠小于“通用規范”和“計算方法”所計算的模數，前者約是后者的1/2～1/5。

圖10 fr20剖面肋骨腹板高度對比

圖12 P305～P307強肋骨規范對比

表5 舷側強肋骨計算結果 cm3

對規范進行對比分析可知，由于砰擊壓力的空間分布特征，對于板和縱骨可以按照整個構件作用最大的砰擊載荷進行計算，但對于板架或強肋骨這樣處理顯然并不合理?！巴ㄓ靡幏丁焙汀坝嬎惴椒ā比》逯祲毫Φ?.7倍作為整個板架或肋骨的計算載荷，因此其模數計算結果與砰擊載荷成正比。

“NSR”對于底部肋板取橫向多個點的平均值，對于水線以上舷側強肋骨則按照一定范圍內而非整個范圍承受砰擊載荷進行計算，根據“NSR”規定載荷船長方向為4 m，載荷垂向范圍與壓力峰值、外飄角有關，約1.2 m左右，載荷垂向高度1.2 m遠小于強肋骨的跨距，這就是“NSR”載荷大而強肋骨模數計算結果偏小的主要原因。

3 結 論

通過以上規范對比分析，得到以下主要結論：

（1）“通用規范”和“計算方法”的載荷與構件尺寸計算方法基本一致，僅在計算波高的確定中有一定差別?！巴ㄓ靡幏丁卑凑蘸剿俸痛L得到諧振波長，進一步得到諧振波高作為計算波高，“計算方法”直接根據船長得到計算波高，對于目標船，“計算方法”的波高比“通用規范”約大30%。板厚與構件剖面模數均根據彈性計算方法求得。由于板厚與載荷的開方值成正比，因此“計算方法”的板厚比“通用規范”約大14%，構件剖面模數與載荷成正比，因此“計算方法”的次要構件和主要構件剖面模數比“通用規范”約大30%。

（2）“NSR”、“通用規范”和“計算方法”的砰擊壓力計算均采用基于砰擊速度的砰擊系數法，砰擊系數分別基于Von-Karman方法和Wagner理論，并在砰擊角度較小時作適當修正?！癗SR”載荷計算結果比“通用規范”和“計算方法”要大得多，尤其是平底部分前者砰擊壓力值達到后者的2～3倍，隨著高度增加，兩者差距逐漸減小，主要原因是“NSR”計入垂向高度對砰擊速度和載荷的影響，而“通用規范”和“計算方法”不受此影響。

（3）盡管“NSR”的砰擊壓力計算值普遍大于“通用規范”和“計算方法”，但是對外板、次要構件和主要構件的尺寸要求卻可能更小，對于目標船，“NSR”的板厚要求普遍比“通用規范”和“計算方法”小，縱骨與舷側肋骨尺寸要求與“計算方法”相當，舷側強肋骨尺寸要求遠小于“通用規范”和“計算方法”。這主要是由于“NSR”的板和次要構件采用塑性設計法，而舷側強肋骨雖然采用彈性設計方法，但是規定的載荷作用范圍遠小于強肋骨的跨距。

總之，規范的載荷與衡準是相互配套的，采用不同規范的構件尺寸要求有一定差距，尤其是舷側強肋骨“NSR”的要求嚴重偏小，而對于板和縱骨結果各規范差異相對較小?？偟恼f來，采用目前的“通用規范”和“計算方法”總體是安全的，如采用“NSR”則對強肋骨應予以特別關注。

［1］ 戴仰山，沈進威，宋競正.船舶波浪載荷［M］.北京：國防工業出版社.2007.

［2］ 中國人民解放軍總裝備部.GJB 4000-2000艦船通用規范［S］.2000.

［3］ 中國人民解放軍總裝備部.GJB/Z 119-99水面艦船船體結構設計計算方法［S］.1999.

［4］ Lloyd’s Register.General Information for the Rules and Regulations for the Classification of Naval Ships［S］.2011.