﻿ 船体舭龙骨强度数值分析与改进设计
 舰船科学技术  2001, Vol. 44 Issue (6): 22-28    DOI: 10.3404/j.issn.1672-7649.2022.06.005 PDF

1. 武汉城市学院，湖北 武汉 430083;
2. 武汉理工大学，湖北 武汉 430063

Numerical analysis and improved design of the bilge keel of the hull
ZHAO Yue-ping1, KONG Xiang-shao2, ZHOU Hu2
1. Wuhan City College, Wuhan 430064, China;
2. Wuhan University of Technology, Wuhan 430063, China
Abstract: In order to address the practical problem of bilge keel cracking during ship navigation, this paper presents a numerical analysis of the strength of bilge keel of an actual ship based on the rules and regulations, discusses the problems in the design of bilge keel of this ship, analyzes the distribution of stress on bilge keel under the slamming pressure based on the rules and regulations, and explores the causes of bilge keel cracking using the fluid-solid coupling approach. In addition, this paper discusses the regulations of bilge keel in different rules and regulations and proposes an improvement plan for the bilge keel of this ship type considering the maintenance operability and structural safety of the actual ship, which provides ideas for the solution of similar problems.
Key words: bilge keel     rule and regulation     structural design
0 引　言

1 实船舭龙骨强度计算

1.1 实船相关参数

 图 1 舭龙骨剖面形式 Fig. 1 Sectional form of the bilge keel

 图 2 舭龙骨结构形式 Fig. 2 Structural form of the bilge keel

 ${F_{nv}} = \frac{V}{{\sqrt {g{\Delta ^{1/3}}} }} = \frac{{0.514 \times 22}}{{\sqrt {9.81 \times {{691}^{1/3}}} }} = 1.21 。$

1.2 基于规范的舭龙骨强度计算

1.2.1 规范中砰击压力取值

 $P = {m_p}Ch 。$ (1)

 ${P_{dh}} = {\phi _{dh}}\left( {19 - 2720{{\left( {\frac{{{T_X}}}{{{L_{WL}}}}} \right)}^2}} \right)\sqrt {{L_{WL}}V} 。$ (2)

 ${P_{dlb}} = \frac{{{f_d}\Delta \phi \left( {1 + {a_v}} \right)}}{{{L_{WL}}{G_0}}}。$ (3)

1.2.2 舭龙骨强度计算

 图 3 首部FR81号肋位简化计算模型 Fig. 3 Simplified calculation model of FR81 in the bow

 图 4 GJB/Z119-99规范下首部舭龙骨应力分布 Fig. 4 Stress distribution of bow bilge keel of GJB/Z119-99 specification

 图 5 特种船规范（排水型船）下首部舭龙骨应力分布 Fig. 5 Stress distribution of stem bilge keel of special ship specification (drainage type ship)

 图 6 特种船规范（非排水型船）下首部舭龙骨应力分布 Fig. 6 Stress distribution of stem bilge keel of special ship specification (non - drainage ship)

1.3 基于流固耦合分析的舭龙骨入水计算 1.3.1 船体结构砰击入水速度

 ${V_{bs}} = \sqrt {V_{th}^2 + 2{m_1}\ln ({N_{sl}})} {\text{ ，}}{N_{sl}} \geqslant 1。$ (4)

 ${m_1} = 0.25{({\omega _e}{f_{sl}}{H_{rm}})^2} 。$ (5)

${H_{rm}} = {C_{w,\min }}\left( {1 + \dfrac{{{k_r}}}{{\left( {{C_b} + 0.2} \right)}}{{\left( {\dfrac{{{x_{wl}}}}{{{L_{WL}}}} - {x_m}} \right)}^2}} \right)$ ，其中系数 ${C_{w,\min }} = \dfrac{{{C_w}}}{{k{}_m}}\sqrt {\dfrac{{2.25}}{{k{}_r}}}$ ${C_w} = {f_{Hs}}0.0771{L_{WL}}{\left( {{C_b} + 0.2} \right)^{0.3}}\times$ ${e^{\left( { - 0.0044{L_{WL}}} \right)}}$ $k{}_r = 4.5$ ${f_{Hs}} = 1$ ${k_m} = 1 + \dfrac{{{k_r}{{\left( {0.5 - {x_m}} \right)}^2}}}{{\left( {{C_b} + 0.2} \right)}}$ ${x_m} = 0.2$

Nsl为航行3 h内的砰击次数，其公式为：

 ${N_{sl}} = 1720P{R_{sl}}\sqrt {\frac{{{m_1}}}{{{m_0}}}}。$ (6)

1.3.2 数值仿真分析

 图 7 船体剖面入水砰击模型 Fig. 7 Model of the water-entry slamming of hull section

 图 8 船体剖面入水过程 Fig. 8 Process of the water-entry of hull section

 图 9 舭龙骨处砰击压力时程变化 Fig. 9 Variation of slamming pressure of bilge keel

2 实船舭龙骨改进设计方案

2.1 改进设计方案

 图 10 特种船规范（排水型船）下首部舭龙骨应力分布 Fig. 10 Stress distribution of stem bilge keel of special ship specification (drainage type ship)

 图 11 特种船规范（排水型船）下首部舭龙骨应力分布（无导流孔） Fig. 11 Stress distribution of bow bilge keel (without diversion holes) of special ships specification (displacement vessels)

 图 12 V型舭龙骨方案 Fig. 12 Scheme of V-shaped bilge keel

 图 13 GJB/Z119-99规范下首部舭龙骨应力分布 Fig. 13 Stress distribution of bow bilge keel under GJB/Z119-99 specification

 图 14 特种船规范（排水型船）下首部舭龙骨应力分布 Fig. 14 Stress distribution of stem bilge keel of special ship specification (displacement vessels)

 图 15 特种船规范（非排水型船）下首部舭龙骨应力分布 Fig. 15 Stress distribution of stem bilge keel of special ship specification (non-displacement vessels)
2.2 计算结果分析

1）原始结构下由于舭龙骨太靠近首部，且宽度较大，导致了舭龙骨在导流孔处出现了应力集中，最终使得舭龙骨与外板相连处出现裂纹；

2）导流孔的开设对舭龙骨结构强度具有削弱效果；

3）方案2改变舭龙骨尺寸以及方案3改变舭龙骨结构形式均被计算验证为有效的优化方案。

3 结　语

1）该船型首部舭龙骨结构在实际运营过程中开裂主要是由于砰击载荷过大造成的。本文提出的改进方案2（改变舭龙骨宽度与厚度）与改进方案3（改变舭龙骨形式）被计算验证为有效改进方案。

2）GJB/Z119-99中所提出的2种舭龙骨结构形式中，平板式舭龙骨在高海况下根部砰击压力过大时容易出现开裂，同时导流孔的存在也会削弱舭龙骨强度，更为保守的方案是使用规范中提到的V型舭龙骨设计方案。

3）由于目前各规范中均未详细地指明舭龙骨的安装位置与尺寸，在进行舭龙骨方案设计时，除满足规范要求外，还要明确航行工况，并确定砰击载荷，作为设计舭龙骨结构的基础。同时应尽量避免超工况使用，并谨慎地考虑船体外部型线以及舭龙骨尺寸等因素。此外在满足性能要求的前提下，可尽量避免将舭龙骨设置得太靠近船首，以减少遭遇砰击载荷的概率。

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