柔性、剛性球艏對雙殼舷側結構耐撞性能影響的研究

1 引 言

隨著國際航運貿易迅猛發展，海上交通運輸日益繁忙，船舶碰撞的風險也逐漸增加。船舶碰撞必然會造成船舶結構的破壞，造成巨額財產損失和人員傷亡。對于化學品船和油船，船舶碰撞還會導致化學品或原油的泄露，嚴重污染海洋環境。對于船舶碰撞，由于主要研究被撞船舷側結構的吸能性能，因此將撞擊船艏部簡化為剛體[1]。實際上，船艏結構具有有限剛度，在碰撞過程中也會產生變形吸收部分動能，而且，這種變形必將對被撞船舷側結構的變形和吸收能量產生一定的影響。江華濤、顧永寧以船艏為研究對象，討論過橫向框架對船艏碰撞性能的影響[2]，并研究了高強度鋼緩沖型球艏在碰撞過程中起到的作用[3]。在這些研究中船艏的材料都定義為柔性，主要考慮了船艏在碰撞過程中的變形和吸能。

本文采用非線性有限元仿真技術，研究了剛性和柔性兩種材料屬性的球艏結構對雙層舷側碰撞性能的影響。與以往柔性球艏定義不同(以往所定義的柔性球艏基本上都是絕對柔性，只考慮球艏的塑性變形能，被撞船舷側結構塑性變形能很小)，本文仿真中的柔性球艏模型為真實球艏結構模型。仿真結果表明：同一撞深下，兩種情況的舷側結構變形能非常接近，然而，當球艏為柔性時，由于兩者的相互作用導致舷側雙殼結構內殼板的破裂時間比剛性球艏撞擊時的破裂時間有所滯后，同時撞深也有所增加。如果以舷側雙殼結構的內殼板破裂為標準，則會得到柔性球艏撞擊下舷側雙殼結構的塑性變形能較剛性球艏大。

2 碰撞仿真模型的描述

2.1 實船結構描述

本文研究的撞擊船與被撞船對象均為帶有球鼻艏的排水量為4 000 t縱骨架式油船，空船結構重量987 t，船長106.60 m，型寬16.60 m，型深6.80 m，結構吃水4.60 m，內外殼間距1.2 m，肋距600 mm。艏部和舷側結構如圖1、圖2所示。

圖1 球艏內部結構

圖2 雙層舷側內部結構

2.2 仿真中使用的單元和材料模型

單元類型的選擇上，對于被撞擊區域，變形較大，選用huges-liu殼單元，這種單元的特點是處理大變形以及翹曲問題效果好。其他區域相對變形比較小，采用默認的Belytsch-Tsay單元，也是LS_DYNA默認的單元類型。

對船體周圍水的動力影響，根據王自力等人[4]的研究結果，采用附加質量法考慮。被撞船橫漂運動的附連水質量取排水量的40%，附加在吃水以下外殼板上；撞擊船進退運動的附連水質量取排水量的4%，附加在全船上。

仿真中所采用的材料屬性有剛性材料、線彈性材料(彈性模量為210 GPa，泊松比為0.3)和線性隨動硬化材料(彈性模量為210 GPa，泊松比為0.3，剪切模量為1.18 GPa，屈服應力為235 MPa)。模型中使用的單元類型和材料屬性的詳細情況見表1。

2.3 結構模型

圖3給出了全船碰撞有限元模型圖。對于撞擊區域，包括撞擊船的彈性球艏和被撞船舷側雙殼結構，采用細化的有限元網格，單元尺寸為50 mm；而非碰撞區域采用較粗的網格，單元尺寸為325 mm。圖4為舷側雙層殼結構的詳細構件圖，撞擊位置在外板縱骨2、3之間。

圖3 整船有限元模型圖

表1 模型的單元類型和材料屬性

圖4 舷側雙層殼結構詳細構件圖

2.4 材料應變失效準則

在失效準則的選擇上，采用定義失效應變來判斷單元的失效。失效應變的選擇與單元尺寸有關，單元尺寸越小，失效應變就越大[5]。對于本文的仿真分析模型，模型碰撞區域的單元尺寸為50 mm，取失效應變為0.1[6]。

2.5 材料的應變率敏感性

由于船舶碰撞是一個動態響應過程，而船用低碳鋼的塑性性能對應變率是高度敏感的，其屈服應力和拉伸強度極限隨應變率的增加而增加，所以在材料模型中應引入應變率敏感性的影響。本文中采用與實驗數據符合得較好的Cowper-Symonds本構方程：

(1)

式中,σd——動屈服應力；

σs——相應的靜屈服應力；

D、q——材料常數，可通過實驗確定。對船用鋼而言，D= 40.4、q= 4[7]。

2.6 接觸的定義

碰撞過程中，不僅球艏會與舷側結構發生接觸，而且被撞擊船的構件之間也會發生接觸。本文采用自動單面接觸，單面接觸可以用在一個物體表面的自身接觸或兩個物體表面間的接觸，對于模型中殼單元法向方向可能出現不一致的情況最好采用自動接觸算法[8]。在自動單面接觸中程序會自動判斷模型中哪些表面發生接觸，不需要人為定義主、從接觸面。與隱式模型過多定義接觸面將會大幅度增加計算時間，在顯示模型中定義單面接觸僅會少量地增加計算時間。考慮到單面自動接觸不能自動輸出接觸力，計算式通過建立傳感器接觸類型來輸出接觸力。由于接觸間的摩擦作用不會影響到結果的趨勢，所以不予考慮。

2.7 邊界條件

內河船舶的航行速度一般在20 km/h左右，本文在仿真計算中假定撞擊船以6 m/s的速度垂直撞向被撞船的舷側，被撞船完全靜止，不約束兩船的剛性位移。

3 仿真計算的結果與分析

3.1 被撞船舷側結構損傷變形結果分析

圖5、圖6分別給出了兩種球艏分別撞擊被撞船舷側結構的損傷變形結果。從圖中看出，被撞船舷側結構的損傷變形主要集中在被撞擊區域，這說明船舶碰撞是一種局部現象。被撞擊船內殼破裂的時間不同，柔性球艏撞擊下內外殼板破裂時間分別為0.05 s和0.262 5 s； 剛性球艏撞擊下內外殼板的破裂時刻分別為0.237 5 s和0.04 s。從圖中還可以看出，被撞船內殼板破裂的形式并不相同。

當撞擊船的艏部為剛性球艏時，在球艏撞擊到被撞船舷側結構的內殼板時，由于球艏為剛體，首先會在內殼板與剛性球艏的接觸點產生很大的塑性變形，撞擊點的應變很快達到失效應變并迅速破裂，隨著撞擊時間的持續，裂紋迅速擴大，裂口非常整齊，損傷形式很像是被撕裂開的；當撞擊船的艏部為柔性球艏時，在球艏撞擊到被撞船舷側結構的內殼板時， 柔性球艏也會產生變形， 使球艏與舷側結構的內殼板的接觸面積擴大，較大部分的舷側結構的內殼板參與塑性變形，同時會有較大區域的板達到實效應變產生破裂，所以艙壁上的裂口是在大面積達到失效應變后一起破裂開的。

圖5 剛性球艏撞擊下舷側雙層殼結構損傷應力時序圖

圖6 柔性球艏撞擊下舷側雙層殼結構損傷應力時序圖

3.2 碰撞力分析

圖7給出了彈性和剛性球艏撞擊下，被撞船雙殼舷側結構中的碰撞力隨撞深的變化曲線。圖7的編號項目見表2。

圖7 碰撞力—撞深曲線

表2內外板破裂時碰撞力、吸收能—撞深表

編號項 目撞深/m碰撞力/MN舷側吸收能/MJ12外板破裂剛性撞擊球艏0．1401．4720．129柔性撞擊球艏0．2002．3920．26134內板破裂剛性撞擊球艏1．3252．7341．623柔性撞擊球艏1．4754．5962．252

由圖7可看出，碰撞力與撞深之間存在著很強的非線性關系。柔性球艏撞擊過程中碰撞力有兩次明顯的卸載，分別是在舷側外板、內板破裂的瞬時，也就是圖7中2、4所表示的時刻。而在剛性球艏撞擊的過程中舷側外板、內板破裂時，也就是圖7中1、3所示時刻，碰撞力無明顯的卸載，且均小于圖7中2、4所對應的值。對照圖5、圖6可以分析出：撞擊球艏為剛性時，由于其剛性導致很小的局部區域首先產生塑性變形，并達到失效應變迅速破裂，而此時周圍的大部分構件變形很小，故承受的碰撞力很小。外板失效后，碰撞力會有所卸載，但此時只有一根外板縱骨失效，隨著撞深的加大，剩下的縱骨變形加大，承受的碰撞力也隨之增加，故碰撞力卸載并不明顯；而撞擊球艏為柔性時，球艏在撞擊過程中產生變形，使舷側外板與球艏的接觸面積增大，這樣舷側外板有較多的結構參與塑性變形吸能，直到接觸面全部達到失效應變時才發生破裂，故此時外板破裂的撞深和碰撞力比前者要大一些。此時，在外板失效時，外板縱骨已全部失效，故碰撞力卸載很明顯。

3.3 被撞船結構吸能分析

圖8為兩種情況下的變形能—撞深曲線，圖中的編號項目見表2。由圖8可看出，兩者的變形能和撞深之間的關系是基本吻合的，曲線均成上升的趨勢，正好說明碰撞過程中能量轉化的趨勢。此外，在同等撞深下，兩種撞頭撞擊下被撞船舷側結構變形能基本相近。但從殼板臨界破裂的時間和撞深來看，由于柔性艏與被撞船的相互作用，導致殼板破裂時間推遲，撞深增加，從而造成了柔性球艏撞擊下舷側結構的總變形能較剛性球艏大。

圖8 變形能—撞深曲線圖

表3給出了內殼破裂時刻舷側雙殼結構各個部件的變形能。從中可以看出，在柔性球艏撞擊下，有更多的構件產生變形并參與能量的吸收，這也是柔性球艏撞擊下舷側結構在內外板破裂時刻的吸收能較大的原因。

表3 兩種情況下雙層殼各構件吸收能對比

4 結 論

本文采用非線性有限元動力分析軟件LS_DYNA，研究了撞擊船艏部剛度特性對被撞船舷側結構變形吸能的影響，從中可以得到以下結論。

1) 撞擊船艏部剛度對被撞船舷側結構破壞損傷形式有直接影響。當剛性球艏撞擊舷側雙殼結構時，首先在接觸點產生很大的塑性變形，撞擊點很快達到失效應變,并迅速破裂；當為柔性球艏時，由于柔性球艏的變形，球艏與舷側結構的內殼板的接觸面積會增大，較大部分的舷側結構的內外殼板參與塑性變形。

2) 剛性球艏撞擊舷側雙殼結構時，剛性球艏的撞擊力相對柔性球艏小，卸載曲線也有所不同。

3) 同等撞深下，兩種情況的舷側結構變形能非常接近，這與已有結論比較吻合。然而，由于柔性球艏與舷側結構的相互作用，推遲了舷側內外殼板的破裂時間，增加撞深，造成了舷側結構吸能有所增加。

參考文獻:

[1] 王自立，顧永寧．超大型油船雙殼舷側結構的碰撞性能研究[J]．中國造船，2002,43(3):58-63.

[2] 江華濤，顧永寧．船艏橫向框架對船艏碰撞性能的影響[J].上海交通大學學報，2003,37(7)：981-984．

[3] 江華濤，顧永寧．高強度鋼緩沖型船艏研究[J]．船舶工程，2003,25(1)：12-17.

[4] 王自力，蔣志勇．船舶碰撞數值仿真的附加質量模型[J]．爆炸與沖擊，2002,22(10)：321-326．

[5] KITAMURA O.FEM Approach to the simulation of collision and grounding damage[J].Marine Structures,2002,15(4/5):403-428.

[6] SAJDAK J A W, BROWN A J．Modeling Longitudinal Damage in Ship Collision,SSC Report SR-1426[R].Blacksburg,VA:Department of Aerospace and Ocean Engineering,Virginia Polytechnic Institute and State University,2004.

[7] LS_DYNA Keyword user's manual[M]. Version 970． Livermore,California:Livermore Software Technology Corporation, 2003.

[8] 趙海鷗．LS_DYNA動力分析指南[M]．北京：兵器工業出版社，2001．