王海洋，羅 凱，鄭 凱，陳 濤，何 秦，布英磊

(中國船舶及海洋工程設(shè)計(jì)研究院，上海 200011)

0 引 言

近幾年來，隨著沿海國際形勢的變化，高速船在海軍日常事務(wù)處理中扮演著越來越重要的角色。高速船大多采用噴水推進(jìn)裝置，與傳統(tǒng)螺旋槳推進(jìn)相比，噴水推進(jìn)裝置具有卓越的高速機(jī)動(dòng)性，在回轉(zhuǎn)時(shí)噴水推進(jìn)裝置產(chǎn)生的側(cè)向力可使回轉(zhuǎn)半徑更小[1-2]。噴水推進(jìn)在高航速船上具有更高的效率、更低的噪聲，但目前國內(nèi)在噴推區(qū)域的船體結(jié)構(gòu)加強(qiáng)經(jīng)驗(yàn)尚少。由于噴水推進(jìn)裝置需在船體尾封板上開大口，而且由噴水推進(jìn)泵內(nèi)產(chǎn)生的水力激振力會(huì)影響船體的局部強(qiáng)度及振動(dòng)，進(jìn)而影響船體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，所以高速船尾部局部強(qiáng)度及振動(dòng)問題逐漸引起了船舶設(shè)計(jì)者的關(guān)注[3-4]。

王小二等[5]針對某新型高速巡邏艇運(yùn)用CFD方法對噴泵的進(jìn)水流道進(jìn)行了數(shù)值模擬；胡彬彬等[6]研究船體與噴水推進(jìn)裝置的相互作用，探求噴水推進(jìn)裝置對船體自航因子的影響；羅燦等[7]采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)分析軟件CFX對船用噴水推進(jìn)裝置在各流量工況下的運(yùn)行情況進(jìn)行了數(shù)值模擬。由于高速船舶尾部采用噴水推進(jìn)裝置的特殊性，其尾部局部強(qiáng)度及振動(dòng)問題值得深入研究。

本文建立了某高速船船體尾部包含噴水推進(jìn)泵在內(nèi)的有限元模型，不僅考慮噴泵在各個(gè)工況下的產(chǎn)生噴水作用載荷，還考慮了包括船底波浪沖擊壓力、舷側(cè)波浪壓力、甲板載荷、水密艙壁的壓力等在內(nèi)的船體設(shè)計(jì)載荷的綜合作用，根據(jù)中國船級社頒發(fā)的《海警艦船設(shè)計(jì)建造規(guī)范》（2016）[8]，并參考《鋼質(zhì)海船入級規(guī)范》（2015）[9]、《船上振動(dòng)控制指南》（2012）[10]進(jìn)行尾部強(qiáng)度及振動(dòng)校核，找出危險(xiǎn)工作工況，對結(jié)果進(jìn)行分析，從而為船體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供技術(shù)支撐。

1 噴推區(qū)域結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

1.1 噴推裝置介紹

本文計(jì)算對象為某高速船，總長約108 m，船寬14.4 m，型深5.8 m，滿載排水量約2000 t，最大航速為32 kn，動(dòng)力型式采用4泵噴水推進(jìn)，噴水推進(jìn)裝置布置圖如圖1所示。噴水推進(jìn)裝置在尾封板上通過加強(qiáng)圈與流道采用螺栓連接起來，并保證水密，如圖2所示，噴泵里面的螺旋槳轉(zhuǎn)速為603.6 r/min，5葉槳。

圖 1 噴推裝置布置簡圖Fig. 1 Layout sketch of water-jet apparatus

圖 2 螺栓連接示意圖Fig. 2 Sketch of bolted connections

1.2 流道加強(qiáng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

流道在FR188至船尾通過直徑50 mm的圓鋼與船體外板焊接，流道厚度比連接的船體外板厚2 mm。根據(jù)流道線型，在流道中縱剖面設(shè)置一道中縱桁，往兩邊各均勻布置3道縱向加強(qiáng)筋，如圖3所示；橫向在每個(gè)肋位處設(shè)置強(qiáng)肋骨，以承受流道內(nèi)液體流動(dòng)產(chǎn)生的壓力，各個(gè)流道之間均設(shè)置1道中縱桁，如圖4所示。

圖 3 流道結(jié)構(gòu)縱向加強(qiáng)Fig. 3 Structure reinforcing of longitudinal channel structure

圖 4 流道結(jié)構(gòu)橫框架加強(qiáng)Fig. 4 Structure reinforcing of transversal channel structure

1.3 尾封板加強(qiáng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

尾封板上由于噴泵的原因，有4個(gè)直徑1.5 m的圓形開口，相應(yīng)地進(jìn)行環(huán)形加強(qiáng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，尾封板厚度適當(dāng)加厚，尾封板加強(qiáng)如圖5所示。

圖 5 尾封板上噴推開口區(qū)域結(jié)構(gòu)加強(qiáng)Fig. 5 Structure reinforcing of opening area

2 有限元模型

該船尾部的三維有限元模型如圖6和圖7所示，主要由殼單元、梁單元、桿單元組成。

圖 6 尾部流道處有限元模型Fig. 6 Finite element model of channel area

圖 7 尾封板處有限元模型Fig. 7 Finite element model of stern transom plate area

尾部有限元模型范圍縱向取船尾至FR176橫艙壁之間，左右舷模型均建出，垂向從船底到01甲板。

模型單元?jiǎng)澐郑杭装灏?、艙壁板和外板主要采用殼單元模擬；縱骨及扶強(qiáng)材用梁元模擬，強(qiáng)橫梁、縱桁腹板用殼單元模擬，面板用梁單元模擬。

模型運(yùn)動(dòng)和位移坐標(biāo)系正向是x軸指向船首，y軸指向左舷，z軸向上。

3 設(shè)計(jì)載荷

3.1 傳統(tǒng)船體設(shè)計(jì)載荷

通過計(jì)算可以得到船體計(jì)算載荷，其中包括船體構(gòu)架受到的船底波浪沖擊載荷、舷側(cè)計(jì)算載荷、甲板載荷、艙壁載荷等，該過程主要依據(jù)中國船級社（CCS）《海警艦船設(shè)計(jì)建造規(guī)范》2016年版第11章第3節(jié)內(nèi)容進(jìn)行。其中主要的載荷船底波浪沖擊載荷、舷側(cè)計(jì)算載荷計(jì)算結(jié)果如表1。

表 1 船底波浪沖擊壓力計(jì)算Tab. 1 Wave pressure of hull bottom

表 2 船體舷側(cè)設(shè)計(jì)載荷部分位置計(jì)算Tab. 2 Design loads of hull broadside

3.2 噴推作用載荷

尾封板上每根噴水推進(jìn)裝置在船舶運(yùn)行時(shí)會(huì)造成噴水作用力和力矩。根據(jù)船舶的不同運(yùn)動(dòng)工況，具體數(shù)值如表3所示。坐標(biāo)軸方向同船體坐標(biāo)系。多點(diǎn)約束（MPC）用于確保加載力和力矩均勻分布在模型的加載區(qū)域。MPC點(diǎn)創(chuàng)建在尾封板上，噴水推進(jìn)力和力矩應(yīng)用于MPC點(diǎn)上。

4 尾部局部強(qiáng)度及振動(dòng)分析

根據(jù)設(shè)計(jì)載荷的計(jì)算結(jié)果，通過有限元軟件MSC.Patran加載到船體有限元模型中，并加入邊界條件。利用MSC.Nastran軟件進(jìn)行計(jì)算，根據(jù)相應(yīng)衡準(zhǔn)對各個(gè)工況下的尾部局部強(qiáng)度及振動(dòng)強(qiáng)度進(jìn)行校核及分析。

表 3 不同運(yùn)動(dòng)工況下噴水作用載荷Tab. 3 Sprinkling loads under different operating conditions

4.1 邊界條件及應(yīng)力衡準(zhǔn)

邊界條件：FR176橫艙壁處剛固，有限元模型邊界條件如圖8所示。

圖 8 有限元模型邊界條件Fig. 8 Boundary conditions of finite element models

局部強(qiáng)度計(jì)算的構(gòu)件應(yīng)力應(yīng)不大于表4所示值。主船體和甲板室的板材采用D36高強(qiáng)度鋼板（σs≥355 MPa），內(nèi)圍壁板和型材采用船體用CCSB級鋼（σs≥235 MPa）。故梁、桿單元的許用等效應(yīng)力根據(jù)材料不同分為259 MPa和172 MPa。

表 4 應(yīng)力衡準(zhǔn)表Tab. 4 Stress criterion

表 5 各運(yùn)動(dòng)狀態(tài)下局部強(qiáng)度計(jì)算及校核表Tab. 5 Local strength under different motion states

4.2 尾部局部強(qiáng)度計(jì)算

由于采用噴水推進(jìn)裝置，故在船體尾部結(jié)構(gòu)模型上，除了考慮船體骨架設(shè)計(jì)載荷外，還應(yīng)重點(diǎn)考慮噴水作用載荷。分別對5個(gè)不同運(yùn)動(dòng)狀態(tài)下的工況進(jìn)行強(qiáng)度計(jì)算，得到局部強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果如表5所示。5種不同的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)下，LC4（100%功率緊急停船）下的噴水推進(jìn)力和力矩最大。

經(jīng)過有限元模型計(jì)算，各工況尾封板區(qū)域較其它船體結(jié)構(gòu)構(gòu)件應(yīng)力小，合成應(yīng)力最大為73.4 MPa左右；最大板單元等效應(yīng)力集中在底部肋骨處，最大板單元剪應(yīng)力集中在底部肋骨及舷側(cè)處，最大梁單元等效應(yīng)力集中在中內(nèi)龍骨及旁內(nèi)龍骨處。各應(yīng)力值均小于許用值，滿足衡準(zhǔn)要求。

LC4尾部板單元等效應(yīng)力云圖如圖9所示。

圖 9 LC4尾部板單元應(yīng)力云圖Fig. 9 Element stress nephogram of stern area

LC4尾封板板單元等效應(yīng)力云圖如圖10所示。

圖 10 LC4尾封板板單元應(yīng)力云圖Fig. 10 Element stress nephogram of stern transom plate

4.3 尾部局部振動(dòng)計(jì)算

邊界條件在FR176橫艙壁處剛固，并考慮附連水質(zhì)量，進(jìn)行振動(dòng)計(jì)算，校核衡準(zhǔn)依據(jù)《船上振動(dòng)控制指南》（2012）第15章內(nèi)容進(jìn)行。

尾部振動(dòng)計(jì)算結(jié)果如表6所示。

表 6 尾部結(jié)構(gòu)固有頻率計(jì)算結(jié)果Tab. 6 Natural frequency of stern structure

尾部垂向1階固有振型云圖如圖11所示。

圖 11 垂向1階振型云圖Fig. 11 Vertical first order modal nephogram

尾部垂向2階固有振型云圖如圖12所示。

圖 12 垂向2階振型云圖Fig. 12 Vertical second order modal nephogram

尾部扭轉(zhuǎn)1階固有振型云圖如圖13所示。

尾封板板架振動(dòng)計(jì)算結(jié)果如表7所示。

尾封板板架1階固有振形云圖如圖14所示。

圖 13 扭轉(zhuǎn)1階振型云圖Fig. 13 Torsional first order modal nephogram

表 7 尾封板結(jié)構(gòu)固有頻率計(jì)算結(jié)果Tab. 7 Natural frequency of stern transom plate

圖 14 尾封板板架振型云圖Fig. 14 Modal nephogram of stern transom plate

從上述尾部振動(dòng)計(jì)算結(jié)果來看，尾部垂向及扭轉(zhuǎn)固有頻率、尾封板板架固有頻率均與主要激勵(lì)頻率有較大程度的錯(cuò)開（滿足8%～10%），不會(huì)發(fā)生共振情況。另外，本船推進(jìn)型式采用噴水推進(jìn)，螺旋槳不同于常規(guī)螺旋槳那樣完全暴露在海水里，螺旋槳槳葉放置在流道里，水流及流速較為均勻，可以更好地減小產(chǎn)生振動(dòng)的概率，對結(jié)構(gòu)強(qiáng)度也更為有利。

5 結(jié) 語

本文針對某高速船尾部噴水推進(jìn)裝置的局部強(qiáng)度及振動(dòng)問題進(jìn)行了計(jì)算，經(jīng)分析可以得出以下結(jié)論：

1）由于噴推裝置流道內(nèi)水流均勻，產(chǎn)生的噴推力較為恒定，雖然尾封板上有較大開口，且流道線型獨(dú)特，但尾封板的應(yīng)力值小于船底板、舷側(cè)板等部位構(gòu)件的應(yīng)力值，說明采用噴推裝置，對于高速船無論在快速性、操縱性等方面較為優(yōu)越，在結(jié)構(gòu)受力方面也同樣有較好的表現(xiàn)；

2）由尾部強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果可以看出，噴推區(qū)域加強(qiáng)結(jié)構(gòu)的應(yīng)力水平滿足設(shè)計(jì)要求，說明加強(qiáng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)合理，可以對該類型噴泵裝置的裝艦提供結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方面的參考價(jià)值；

3）盡管該高速船船體尾部強(qiáng)度滿足規(guī)范標(biāo)準(zhǔn)，但某些構(gòu)件例如舷側(cè)肋骨、底部肋骨的應(yīng)力水平仍較大，在后續(xù)類似船型進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)，需引起注意。