第４１卷第４期 船海工程 ＳＨＩＰ＆ＯＣＥＡＮ ＥＮＧＩＮＥＥＲＩＮＧ Ｖｏ１．４１ Ｎｏ．４ ２０１２年Ｏ８月 Ａｕｇ．２０１２ ｄｏｉ：１０，３９６３／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７１－７９５３．２０１２．０４．０２７ 水面舰船破损后的安全性分析 陈三桂，滕树生，曾耀 （中国舰船研究设计中心，武汉４３００６４） 摘要：根据水面舰船破损的状态，分析其破损后的浮态和静水载荷，采用规范方法和非线性切片理论计 算舰船破损后的波浪载荷，结合两种方法所得的载荷与极限弯矩，分析舰船破损后的安全性，并确定舰船安全 航行时所对应的海况等级。 关键词：破损舰船；波浪载荷；安全性 中图分类号：Ｕ６７４．７ 文献标志码：Ａ 文章编号：１６７１—７９５３（２０１２）０４－０１０２－０５ 水面舰船被武器命中后，船体结构会发生破 损。基于安全性的原因，需要保证舰船不但能够 前还没有相关的规定，但是对未破损舰船要求按 照极限弯矩校核总纵强度。 ＋ ｗＩ一生存下来，而且还应具有一定的战斗能力。评估 舰船船体在破损情况下的剩余承载能力，需要考 虑舰船自身的结构特点、船体破损位置及程度、海 况环境等一系列复杂的因素¨ 。采用合适的方 法分析舰船破损后在不同海浪环境下的安全状 况，可为舰船结构设计和破损后的救助工作提供 参考依据。 ——≥ ≥ ㈩ （２） Ｍ ｓ＋Ｍｗ２＋ＭＤ 式中： ——极限弯矩； 静水弯矩； 砰击弯矩； 大于１的系数。 Ｍｗ ， ｗ２——波浪弯矩； ——ｌ 破损舰船的评估条件 １．１舰船破损状态的确定 ——目前国内还没有适用于水面舰船破损后的结 水面舰船被武器击中船体结构出现破损后， 舱室进水，其浮态会发生变化。由于船体破损的 构强度校核准则，本文仍采用船体等值梁方法计 算舰船破损后的剩余强度。规范中规定校核极限 强度时极限弯矩大于１．５倍的合成弯矩，舰船的 极限强度满足要求。考虑舰船在破损后还应具备 一位置不同，引起舰船浮态和外载荷的变化也有差 异。根据 沉性原理，按照不同装载状态和破损 范围下众多不同的破舱组合，确定浮力损失最大 定的战斗力，并具有一定的航速，即船体梁还有 的破损区域，找出最危险的破损状态。根据快速 性原理和破损状态确定舰船破损后的计算航速。 根据舰船遭受攻击武器种类的不同，船体结构有 多种破坏形式，考虑到破口越大，舰船损失的承载 能力越多，采用最危险的横向破口形式进行结构 分析。 １．２舰船破损后的强度衡准 一定的储备能力。据此，舰船船体在破损以后，极 限强度储备系数仍取为１．５。 ２舰船破损后外载荷计算 ２．１静水载荷 准确地分析和计算破损舰船的外载荷，是对 舰船剩余强度进行合理评估的关键。采用传统的 静置法计算舰船破损后的静水载荷，计算过程中 波形取为坦谷波。在计算船体的破损参数时，采 用重力增加法，即舰船船体破损后，进入船体舱内 的液体重量成为整船重量的一部分，重心位置发 生变化，浮力按照船体破损后的实际吃水计算。 我国舰船规范对船体破损后的强度校核，目 收稿日期：２０１１—１０—３１ 修回日期：２０１ｌ—ｌｌ一２９ 第一作者简介：陈三桂（１９８１一），女，硕士，工程师 研究方向：船舶波浪载荷 Ｅ－ｍａｉｌ：ｙｅｓｔｅｒｄａｙｏｍ１０１＠１６３．ｃｏｒｎ 载荷的计算与船体的破损位置相关，假定浮心和 漂心的纵向位置不变。 ｌ０２ 水面舰船破损后的安全性分析——陈三桂，滕树生，曾 耀 设进入舱内的液体体积为Ｖ，则舰船增加的 重量Ｐ为 Ｐ＝ｐＶ （３） 式中：ｐ——海水密度。 平均吃水增加量△ 约为 ＡＴ＝ Ｐ＝ Ｖ （４） ＤＡ Ａ 式中：Ａ——水线面面积。 舰船破损后新的吃水为 ＝ ＋△ ＋（ ） （５） ＝ ＋△ ＋（ ） （６） 式中： ，Ｔ．ｏ——舰船未破损前的艏艉吃水； ，Ｘｂ０——舰船的漂心和浮心距船舯的纵 向距离； Ｒ——纵稳心半径。 根据破损后的艏艉吃水以及邦氏曲线，可计 算各横剖面的浸水面积，对其进行积分得到舰船 的浮力分布曲线ｂ（ ）。结合重量分布曲线Ｐ（ ）， 可得到破损舰船的静水剪力和弯矩为 Ⅳ（ ）＝ｌ（ｐ（ ）一ｂ（ ））ｄｘ （７） （ ） Ｊｏ Ｊｏ（ｐ（ ）一６（ ））ｄ ｄ （８） ２．２波浪载荷 ２．２．１ 按照规范方法计算波浪载荷 根据规范方法采用公式（９）计算破损舰船的 垂向波浪弯矩和砰击弯矩。 １）波浪弯矩 。 Ｍ ：０．５ｈ・ＫＢ・Ａｌ・Ａ２・ＢＬ ×１０ （９） 式中： ——计算波高； Ｋ。——计及线型影响的系数； Ａ ——计及航速和静水弯矩影响的系数； Ａ：——动压力修正系数； Ｂ——船宽； ——船长。 ２）砰击弯矩 。 ＝ 。‘５ 。 式中：ｃ——与船型相关的系数。： ０ （ ） ．． ．． ２．２．２不同海况下舰船破损后的波浪载荷 考虑舰船受损后迎浪航行。假设舰船破损后 引起的浮态变化仅造成纵倾，破损后的进水以及 压载消除了横倾。采用非线性切片理论计算舰船 破损后的波浪载荷和砰击载荷。本方法基于船波 相对运动假设，对经典的线性切片理论进行扩展， 考虑船体瞬时湿表面的变化，求解舰船的波浪弯 矩和砰击弯矩。 设舰船以一恒定的航速 顶浪航行。设在 沿船长方向 剖面处的垂向外力总和为ｆ（ ，ｔ）。 以静浮状态作为载荷零线，则各剖面处的垂向波 浪诱导剪力Ｑ（ ，ｔ）为 Ｑ（ ， ）＝ｆＪ儿 ，、［Ｊ ， ）一， （ ）三（ ， ）］ｄｘ （１１） 式中：ｆ（ ）——剖面 前方的船体部分； （ ，ｔ）一剖面处船体垂向绝对加速度； ｍ（ ）一剖面处单位长度的船体质量。 剖面处的垂向波浪诱导弯矩Ｍ（ ，ｔ）为 Ｍ（ｘ，ｔ）＝ ［．厂（ ，ｆ）一ｍ（ ） （ ，ｔ）］． ・ｄｘ Ｊ￡【 ， （１２） ２．３极限弯矩 按照规范的方法计算舰船破损后的极限弯 矩。假设需要计算极限弯矩的横剖面位于舰船 的破损区域，按照舰船破口的横向尺寸，去掉破 口范围内的船体结构，根据该横剖面内剩余结 构确定参加总纵强度的构件。舰船的极限弯矩 是指船体横剖面内离中和轴最远点构件中的应 力达到结构材料的屈服极限（在受拉伸时）或构 件的临界应力（在受压缩时）的总纵弯曲力矩， 即 Ｍ ＝ ・ ｂ或Ｍ ＝ （１３） 式中： ——构件材料的屈服极限； ——中和轴最远点的拉应力等于材料屈 服极限时的船体横剖面最小剖面模 数； ——距中和轴最远点构件的临界应力； ——距中和轴最远点构件的压应力，等 于其临界应力时的船体横剖面最小 剖面模数。 ３ 数值计算结果 ’ 对某型舰船进行实例计算，舰船水线以下结 构被鱼雷击中，底部结构发生破坏。选取船舯剖 面作为危险剖面进行校核，横剖面图见图１。选 取两种危险的破损状态，破损信息见表１。 １０３ 第４期 船海工程 第４１卷 图１舰船横剖面示意 表１舰船底部破损信息 破损 纵向 舱室破纵倾角进水量与完整状 状态 位置 损数量／（。）态排水量之比／％ 为了便于比较分析，将波浪载荷进行无因次 化处理。弯矩为Ｍ／ＡｇＬ；剪力为Ｎ／Ａｇ。 其中：△为舰船完整状态下的排水量；Ｌ为船 长；ｇ为重力加速度。 ３ ３ ２ ２ １】一 日一 、 ＿完整舰船和破损后的静水弯矩和剪力沿船长 的分布趋势见图２、图３。 ２０ １ ５ —１０ ｓ ｏ ．５ １０ ．１ ５ ．２Ｏ 图２静水弯矩沿船长的分布比较 ．／．’ ＝＝＝■— 、／ ． ： 图３静水剪力沿船长的分布比较 舰船破损后弯矩的分布形式与完整状态下弯 矩的分布形式相比发生了较大的变化，弯矩的最 大值有向船艏移动的趋势；破损后的剪力最大值 较完整状态的最大值有所增加。由于破损状态１ 的静水弯矩和剪力的最大值均比破损状态２的值 １ ０４ 大，故确定破损状态１为较危险的状态。 在规范计算方法中，舰船的波浪载荷按两种 工况计算：工况１计算波高较高，不计及舰船所受 的砰击弯矩；工况２计算波高较低，计及舰船的砰 击弯矩。规范计算结果见图４。 △ 完整状态Ｉ：况ｌ中拱 ０ 完整状态工况１中垂 口 完整状态工况２ ｐ拱 ｘ 完整状态工况２中垂 ——破损状态ｌ工况ｌ中拱 …一破损状态１工况１中垂 …日・－破损状态１ ｒ况２中拱 ： ＼ ■ 、１０ —： ＼ 夕夕／ ２ ３ ３． 图４完整状态和破损后的波浪弯矩沿船长的分布比较 舰船破损后的波浪弯矩值与完整状态下的对 应值相比大０．１７％～２．８３％，两者十分接近。根 据规范中波浪弯矩的计算公式可知，船舯静水弯 矩值是引起舰船破损后和完整状态下波浪弯矩值 差异的主要原因。根据图２可知，舰船破损后和 完整状态下在船舯处的静水弯矩最大值仅相差 １．８７％，故两种状态下的波浪弯矩值也相差不大。 采用非线性切片理论计算舰船破损后的波浪 载荷和砰击载荷。按不同海况校核破损舰船的剩 余强度。计算海况为：有义波高 ＝２．５ １Ｔｌ，波浪 周期Ｔｓ＝８ ｓ（４级海况）； ：４ ｍ，Ｔ＝９ ｓ（５级 海况）；日 ＝ｄ ｍ，Ｔｓ＝１０ ｓ（６级海况）。舰船破损 后在不同海况下的波浪弯矩和砰击弯矩沿船长的 分布趋势见图５和图６。可以发现，波浪弯矩数 值与海况呈现非线性关系；随着波高的增加，中垂 弯矩值比中拱弯矩值增加的速度快。砰击弯矩与 波浪弯矩的数量级相同。 ３．１ 按照规范计算载荷校核剩余强度 舰船的剩余强度校核分两种工况进行校核， 其衡准系数和剪应力的计算结果见表２。 可以看出：波浪中的剪应力满足许用应力的 要求，船体结构不会发生剪切破坏。工况１和工 况２在中垂状态下的极限弯矩均小于１．５倍合成 弯矩，此状态下剩余强度无法满足，舰船结构的安 １ ２１水面舰船破损后的安全性分析——陈三桂，滕树生，曾 耀 ——一－…２Ｏ １ ５ １Ｏ 一— —４级海况ｃ ］拱 ．Ｉ－４级海况ｃ 】垂 ５级海况 拱 ５级海况 垂 ６级海况 ］拱 ６级海况 垂 —Ｄ－…・ ５ 碧ｏ －等 ． ｓ １０ －－１ ５ －２Ｏ ２５ ７ 图６不同海况下砰击弯矩沿船长的分布比较 ．图５不同海况下波浪弯矩沿船长的分布比较 表２按照规范方法得到的衡准系数和剪应力计算结果 ＭＰａ 注：许用剪应力为２５０ ＭＰａ。 全性可能无法保证。 ３．２按照不同海况校核剩余强度 值和沿船长的分布均会发生变化，且与破损的位 置和破口大小相关。 ２）本文给出了舰船破损后静水载荷和波浪 载荷的计算方法，可作为工程设计的参考。 ３）舰船破损后遭遇的海况直接关系到其波 根据舰船在不同海况下的波浪弯矩值和砰击 弯矩值，结合极限弯矩值，校核其剩余强度，衡准 系数和剪应力见表３。 表３按照非线性切片理论得到的衡准 系数和剪应力计算结果 浪载荷的数值。建议根据设计需求，给出舰船剩 余能力满足时对应的具体海况。 中垂 海况等级 衡准系数 中拱中垂 剪应力／ＭＰａ 中拱 ４）本文给出了舰船破损后的安全性判别方 法，有一定的工程应用意义。由于衡准系数的选 ４级海况 ｒ ，＝、（ ２ ５ ２３１ ２．８８５ ８９．４２５ １１４．７８５ｍ，Ｔｚ＝８ ｓ） ５．“～ ．用是基于舰船为完整状态的假设，可能取值过高。 我国应尽快建立起舰船破损后剩余强度的衡准法 则，以合理判别其安全性。 ）３＿螂２． （ ：， ｓ １３９．４２５ ６＝？ ＿１０ ｓ）１．７３４ １．１２１ １４５．１５３ １７８．２１４参考文献 ［１］翁健盛，胡铁牛．挖泥船破损强度分析研究［Ｊ］．船舶 工程，２００７（３）：７—１０． 可以看出，在６级海况以下的海浪环境中，舰 船的剪切强度满足要求。在波高２．５ ｍ和４．０ ＩＴＩ 时舰船的剩余强度均满足，波高６．０ ｍ时中拱状 ［２］刘玉秋，聂［３］温宝华，聂武．舰船底部破损后的外载荷和应力研 武．舰体宏观破损后的挠度计算［Ｊ］．哈 态时的剩余强度满足，中垂状态不满足。即舰船 在破损以后，在６级海况及更恶劣的海况中航行 时，其剩余强度可能不满足要求。 究［Ｊ］．舰船科学技术，２００６（３）：１９－２２． 尔滨工程大学学报，２００１（１）：７—１０． ［４］张国栋，李朝晖．船体破损后外载荷与船体极限弯矩 ［Ｊ］．中国造船，１９９７（４）：２８ ３３． ４ 结论 １）舰船破损后，其静水载荷、波浪载荷的数 ［５］戴仰山，沈进威，宋竞正．船舶波浪载荷［Ｍ］．北京：国 防工业出版社，２００７． （下转第１１２页） １０５ 第４期 船海工程 第４１卷 由图３可见，轴向振动位移大约是横向振动 和扭转振动的１０倍，两者相差一个数量级，这表 明推力轴承轴向刚度对轴系横向振动和扭转振动 影响小（见图３ａ）、ｂ）、Ｃ）），对纵向振动影响大 的谐响应振幅越小，但振幅变化趋于平缓。这说 明提高推力轴承轴向刚度，能使得轴系共振频率 有效避开轴系工作频率范围。随着推力轴承轴向 刚度的增大，一阶振幅逐渐降低，由此可见，增大 轴向刚度具有一定减振的效果。 ２）推力轴承轴向刚度对轴系纵振影响较大。 轴向刚度越大，在螺旋桨端附近的振动越小，在近 电机端的振动越小，在推力轴承附近出现转折点。 （见图３ｄ））。推力轴承轴向刚度越大，在螺旋桨 端附近的振动越小，在近电机端的振动越小，而推 力轴承附近的振幅为零，出现转折点。这说明增 大推力轴承轴向刚度能有效地衰减轴系纵向振动 从螺旋桨端向电机端、船体的传递，具有一定的减 振降噪效果。 推力轴承节点的振动幅值为轴系纵振在推力 这说明增大推力轴承轴向刚度能有效地衰减振动 从螺旋桨端向电机端、船体的传递，降低噪声辐 射，具有较明显的减振降噪效果。 轴承节点的响应值，同时也是轴系纵振对船体结 构的激励。轴系纵向振动在轴承节点处的振动幅 值见表１。由表１可以看出，推力轴承轴向刚度 越大，推力轴承节点的轴向振动响应越小，振动幅 值下降。但刚度大于３．００×１０ｍ Ｎ／ｒａｍ后，刚度 增大，纵向振幅没有明显变化。 因此，为了减小轴系的纵振程度，应尽可能选 ３）为了减小轴系的纵振程度，应尽可能选取 刚度大于３．００×１０ⅢＮ／ｒａｍ的推力轴承。 参考文献 ［１］王滨．轴承刚度对船舶轴系振动特性的影响研究 ［Ｊ］．齐齐哈尔大学学报，２００９，２５（６）：５５－６０． ［２］张金国，姚世卫，王 隽．法兰盘式推力轴承推进轴 系振动传递特性分析研究［Ｊ］．噪声与振动控制， ２００８（２）：２３—２５． 取刚度大于３．００×１０ⅢＮ／ｒａｍ的推力轴承。 表１ 不同推力轴承轴向刚度下的纵向振幅 ｍ 推力轴承轴向刚度／［１０ （Ｎ・ｍｍ ）］ ［３］何友声，王国强．螺旋桨激振力［Ｍ］．上海：上海交通 大学出版社，１９８７． ３ 结论 １）推力轴承轴向刚度越大，则纵向低阶振动 ［４］尚晓江，邱社，２００８． 峰，赵海峰，等．ＡＮＳＹＳ结构有限元高级 分析方法与范例应用［Ｍ］．北京：中国水利水电出版 Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ Ｔｈｒｕｓｔ Ｂｅａｒｉｎｇ Ｓｔｉｆｆｎｅｓｓ ｏｎ Ｖｉｂｒａｔｉｏｎ Ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｏｆ Ｍａｒｉｎｅ Ｓｈａｆｔｉｎｇ ＺＨＯＵ Ｘｕ－ｈｕｉ，ＹＡＮＧ Ｊｕｎ （Ｗｕｈａｎ Ｓｅｃｏｎｄ Ｓｈｉｐ Ｄｅｓｉｇｎ ａｎｄ Ｒｅｓｅａｒｃｈ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ，Ｗｕｈａｎ ４３００６４，Ｃｈｉｎａ） Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ａ ｓｉｍｉｌａｒ ｍｏｄｅｌ ｗａｓ ｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ ｉｎ ＡＮＳＹＳ ｆｏｒ ｔｈｅ ｓｈｉｐ ｓｈａｆｔｉｎｇ ｔｏ ｒｅｓｅａｒｃｈ ｔｈｅ ｓｈ＂ａｆｔ ｓｙｓｔｅｍ ｖｉｂｒａｔｉｏｎ ｃｈａｌａｅｔｅｒｉｓ— ｔｉｔ：ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｔｈｒｕｓｔ ｂｅａｒｉｎｇ ａｘｉａｌ ｓｔｉｆｆｎｅｓｓ ｃｏｎｓｉｄｅｒｉｎｇ ｔｈｅ ｐｒｏｐｅｌｌｅｒ ｅｘｃｉｔｉｎｇ ｆｏｒｃｅ．Ｔｈｅ ａｘｉａｌ ｔｒａｎｓｐｏｒｔａｔｉｏｎ ｓｔａｔｅ ｏｆ ｐｒｏｐｅｌｌｅｒ ｅｘｃｉｔｉｎｇ ｆｏｒｃｅ ｗａｓ ａｎａｌｙｚｅｄ．Ｔｈｅ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗｅｄ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｉｎｃｒｅａｓｅ ｏｆ ｔｈｅ ｔｈｒｕｓｔ ｂｅａｒｉｎｇ ｓｔｉｆｆｎｅｓｓ ｃａｎ ｅｆｆｅｃｔｉｖｅｌｙ ｄｅｃａｙ ｔｈｅ ｖｉｂｒａｔｉｏｎ ｔｒａｎｓｆｅｒ ａｎｄ ｈａｓ ｓｏｍｅ ｒｅｓｔｒｉｃｔｉｏｎ ｅｆｆｅｅｔ ｏｎ ｔｈｅ ｖｉｂｒａｔｉｏｎ ａｎｄ ｎｏｉｓｅ． Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ：ｔｈｒｕｓｔ ｂｅａｒｉｎｇ；ｓｔｉｆｆｎｅｓｓ；ｖｉｂｒａｔｉｏｎ；ｈａｒｍｏｎｉｃ ａｎａｌｙｓｉｓ （上接第１０５页） Ｓａｆｅｔｙ Ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ Ｄａｍａｇｅｄ Ｓｕｒｆａｃｅ Ｓｈｉｐ ＣＨＥＮ Ｓａｎ－ｇｕｉ，ＴＥＮＧ Ｓｈｕ－ｓｈｅｎｇ，ＺＥＮＧ Ｙａｏ （Ｃｈｉｎａ Ｓｈｉｐ Ｄｅｓｉｇｎ ａｎｄ Ｒｅｓｅａｒｃｈ Ｃｅｎｔｅｒ，Ｗｕｈａｎ ４３００６４，Ｃｈｉｎａ） Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｔｈｅ ｆｌｏａｔｉｎｇ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ａｎｄ ｓｔｉｌｌ ｗａｔｅｒ ｌｏａｄｓ ｗｅｒｅ ｄｅｔｅｒｍｉｎｅｄ ａｃｃｏｒｄｉｎｇ ｔｏ ｔｈｅ ｄａｍａｇｅｄ ｓｔａｔｅ ｆｏｒ ａ ｎａｖａｌ ｓｈｉｐ．Ｔｈｅ ｗａｖｅ ｌｏａｄｓ ｗｅｒｅ ｃａｌｃｕｌａｔｅｄ ｂｙ ｔｈｅ ｒｕｌｅ ｍｅｔｈｏｄ ａｎｄ ｔｈｅ ｎｏｎ—ｌｉｎｅａｒ ｓｔｒｉｐ ｍｅｔｈｏｄ．Ｔｈｅ ｓａｆｅｔｙ ｏｆ ｔｈｅ ｎａｖａｌ ｓｈｉｐ ｗａｓ ａｎａｌｙｚｅｄ ｂｙ ａｓｓ（）一 ｃｉａｔｉｎｇ ｔｈｅ ｌｏａｄｓ ｗｉｔｈ ｕｌｔｉｍａｔｅ ｍｏｍｅｎｔｓ．Ａｎｄ ｔｈｅ ｗａｖｅ ｓｔａｔｅｓ ｗｅｒｅ ｄｅｔｅｒｍｉｎｅｄ ｗｈｅｎ ｔｈｅ ｄａｍａｇｅｄ ｈｕｌｌ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｉｓ ｓａｔｅ，． Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ：ｄａｍａｇｅｄ ｓｕｒｆａｃｅ ｓｈｉｐ；ｗａｖｅ ｌｏａｄ；ｓａｆｅｔｙ １１ ２
