基于鋼-泡沫結構的雙殼舷側結構耐撞性能分析

孫 霞

(無錫交通高等職業技術學校船舶工程系，江蘇 無錫 214051)

0 引言

在船舶碰撞的各種情況中，側向碰撞多有發生，危險性最大，故舷側結構的耐撞力評估具有重要意義。雙殼舷側結構是由各種構件組成的復雜空間結構，在碰撞過程中各個構件的損傷變形模式是各不相同的。研究表明，由于碰撞條件的不確定性，損傷變形模式有一定的隨機性，很難用簡單的公式將它們加以系統地分類。一般來說，外板和內殼板通常發生膜拉伸變形和撕裂破壞，肋骨主要呈現面內、面外彎曲變形模式，舷側縱桁還可能出現腹板失穩現象，平臺、強橫框架則主要發生動態漸進屈曲 (或稱壓皺)破壞。

1 鋼-泡沫結構船體結構設計

采用鋼-泡沫結構的主要目的是為了吸收更多的碰撞動能，設計良好的能量吸收裝置，可以使能量的耗散以受控制的方式進行。

鋼－泡沫結構參數主要有:tc為泡沫的厚度;t1為上層鋼板面板的厚度;t2為下層鋼板面板的厚度;B為鋼－泡沫結構的寬度;L為鋼－泡沫結構的長度。如圖1所示。

圖1 鋼－泡沫結構Fig.1 Composite sandwich plate

2 雙殼舷側結構的耐撞性能分析

2.1 碰撞結構有限元模型

本文以雙殼333TEU集裝箱船為研究對象，對其雙殼舷側結構進行數值仿真分析。其主要參數見表1，圖2為該船典型中橫剖面圖。

表1 雙殼333TEU集裝箱船的主要參數Tab.1 Principle features of 333TEU container ship

圖2 雙殼333TEU集裝箱船舷側結構Fig.2 Structure of double side of 333 TEU container ship

本部分主要研究雙舷側結構的耐撞性能。被撞船雙舷側結構如圖2所示，型深方向取1 m至甲板、船長方向取5個強肋距，整個舷側結構的尺寸為12 m×1 m×6.35 m;選取總排水量為300 t帶球鼻首的船尾撞擊船，撞擊速度取為10 m/s，在有限元模型中用剛性球首模擬撞擊船;撞擊位置選取為z=1.05 m平臺與一橫艙壁交點處。

圖3 雙殼舷側結構有限元模型Fig.3 FEM of the double side structure

有限元模型如圖3所示，整個模型四邊形單元為10680，節點為10658;被撞船雙舷側結構材料為船用低碳鋼，采用MSC.Dytran所提供的Cowper-Symonds本構材料模型，并考慮材料應變硬化影響;球鼻首采用剛性材料，鋼材的材料參數見表2。

表2 仿真計算中各材料參數Tab.2 The factors of materials in simulation

2.2 計算結果與分析

利用動態非線性有限元分析軟件MSC.Dytran對圖3的仿真模型進行計算。

1)撞頭運動

圖4為碰撞過程中撞頭速度和撞深隨時間的變化曲線圖。由于舷側結構抵抗作用，使得撞頭的速度迅速減小，從圖4(a)中可以看到，整個碰撞過程時間不到0.5 s，說明船體碰撞是個瞬態非線性過程。撞擊速度的減小意味著杖頭的動能的損失，這部分動能的損失主要轉化到舷側結構的塑性變形能。隨著碰撞過程的進行，撞深逐漸加大，但是由于撞擊速度的迅速減小，撞深的變化率也逐漸變緩，見圖4(b)。

圖4 撞頭速度和撞深隨時間變化曲線Fig.4 Time history curves of velocity and penetration for rigid bow

2)損傷變形

圖5為舷側結構在t=0.244 s時刻的變形損傷圖。從該圖上可以反映出結構損傷變形特點:

①結構的碰撞損傷變形基本上集中在撞擊區域，損傷區域的大小和形狀主要由撞頭所決定;

②在整個碰撞損傷過程中，外板和內壁板主要發生的是膜拉伸;舷側縱骨發生面內外彎曲，同時也存在拉伸變形;舷側縱桁與舷側肋骨發生側向擠壓變形;而強框架、平臺主要呈現出屈曲變形;

③在撞頭觸及內壁板之前，內壁板以及內壁縱骨、內壁肋骨沒有發生明顯的變形，說明舷側結構的整體變形也是很小的;

④舷側外板破損時 (t=0.0605 s)，撞頭的撞深為0.49 m;內壁板破損時 (t=0.244 s)，撞頭的撞深為1.885 m。

圖5 雙殼舷側結構的碰撞損傷變形圖 (t=0.244 s)Fig.5 Damage deformation of the struck double side structure

3)碰撞力

圖6表示碰撞力隨時間變化曲線。從曲線可以看出:

①在整個碰撞過程中，結構出現多次卸載現象，碰撞力與時間之間表現出很強的非線性。

②碰撞開始后，由于外層構件的抵抗作用，碰撞力迅速增加，但隨著舷側外板、舷側肋骨、平臺等的變形和失效，外層結構的剛度明顯減小，從而導致碰撞力出現下降。隨著碰撞過程的繼續進行，撞頭與內壁板接觸，碰撞力又再次增加，直至內層構件失效為止。

③該曲線上A，B兩點將曲線劃為3段，A點前 (t=0.0605 s)碰撞力載荷隨時間呈上升趨勢，也就是整個結構的加載區，在A點時刻結構出現最大載荷，該過程主要靠舷側外板的膜拉伸和舷側縱骨的彎曲、扭曲變形，該段曲線波動較小;A－B(t=0.244 s)段相對平緩，該段主要靠舷側縱骨、肋骨的屈曲承載，具有明顯的波動性;B點以后呈現明顯下降趨勢，內壁板撞破對應的撞深為極限撞深。

④舷側外板破裂時為碰撞力載荷最大，最大值為1.064×107N;A－B段平均碰撞力為7×106N，這直接反映整個舷側結構的能量吸收程度。

圖6 碰撞力隨時間變化曲線Fig.6 The curve of collision force versus time

4)能量吸收

圖7表示舷側結構各構件的能量吸收隨時間變化曲線。從該圖可以看出:

①該組曲線可以反映損傷過程中結構的能量吸收情況，內外壁強肋骨吸收能力最大，其次是舷側外板，這也為提出耐撞結構形式提供了指導。

②內壁板吸能主要發生在舷側外板破裂后球頭觸及內壁板后，可見撞頭觸及內壁板之前內壁板的變形很小;甲板與平臺為非直接碰撞區域，所以能量吸收較小。

圖7 能量吸收隨時間變化曲線Fig.7 Energy absorption versus time

表3為雙殼舷側結構的能量吸收情況，從該表中可以清晰地看到內壁板破損時結構各構件的吸能情況。

表3 各構件的能量吸收Tab.3 Energy absorption capacity of structure components

3 基于鋼－泡沫結構的舷側結構損傷分析

3.1 碰撞結構設計以及有限元模型

采用復合夾層板代替雙舷側結構的舷側外板，剛性撞頭垂直撞擊復合夾層板雙舷側結構。采用Laminate模擬復合夾層板，以替代原有舷側外板的結構;被撞船雙殼舷側結構材料為船用低碳鋼，采用MSC.Dytran所提供的Cowper－symonds本構材料模型，并考慮材料應變硬化影響;球鼻首撞頭采用剛性材料，有關材料參數見表2所示。

設計思路:

1)按照質量等效以及復合夾層板上下面板的厚度和與中間芯層厚度的比值為1∶3的原則，最終可確定上下面板和芯層的厚度，見表4。而板長和板寬與常規舷側的尺寸一致，其余結構尺寸與撞擊參數見表2。

2)在原有的基礎上，通過改變舷側縱骨的數目，分析整個結構的碰撞力與能量吸收情況(其數目為0，1，2)，見表5和圖8。

表4 復合夾層板舷側外板的各層厚度值Tab.4 The thickness of side plate with composite sandwich plate

表5 舷側縱桁間設置的縱骨數目Tab.5 The numbers of side longitudinal between side girder

B2 2

圖8 不同舷側結構的有限元模型(外板縱骨數目的改變)Fig.8 The FEM of side structure(the number of side longitudinal)

3.2 計算結果及分析

利用動態非線性有限元分析軟件MSC.Dytran對仿真模型進行計算。

1)撞頭運動

圖9為碰撞過程中撞頭速度和撞深隨時間的變化曲線圖。由于舷側結構抵抗作用，使得撞頭的速度迅速減小。通過與圖4對比，發現撞頭的速度與撞深變化趨勢沒有太大的差別，主要原因是因為這2種舷側結構主要是局部結構進行替換，結構的剛度與結構布置等沒有太大的差別，對變化趨勢的影響不大。

圖9 撞頭速度和撞深隨時間變化曲線Fig.9 Time history curves of velocity and penetration for rigid dow

2)損傷變形

圖10為復合夾層板用于舷側外板后結構的損傷變形圖。從該圖上可以反映出結構損傷變形特點:

①在撞頭觸及內壁板之前，內壁板以及內壁縱骨、內壁肋骨沒有發生明顯的變形，說明舷側結構的整體變形也是很小的，這與圖5一致;

②舷側外板破損時(t=0.0685 s)，撞頭的撞深為0.643 m;同時內壁板破損時(t=0.2745 s)，撞頭的撞深為1.910 m。

圖10 基于復合夾層板的雙殼舷側結構的碰撞損傷變形圖 (t=0.0685 s)Fig.10 Damage deformation of the struck double side structure of composite sandwich plate

圖11為基于復合夾層板的雙殼舷側結構的碰撞力隨時間變化曲線。從曲線可以看出:

①在整個碰撞過程中，結構出現多次卸載現象，碰撞力與時間之間表現出很強的非線性。這與圖6變化一致，這主要跟舷側結構的布置有關，碰撞力趨勢幾乎沒有太大變化。

②A點前(t=0.0685 s)碰撞力載荷隨時間呈上升趨勢，也就是整個結構的加載區，在A點時刻結構出現最大載荷，最大值為1.00×107N。該過程主要靠復合夾層板的膜拉伸和舷側縱骨的彎曲、扭曲變形，該段曲線波動較小;A－B(t=0.2745 s)段具有明顯的波動性，平均碰撞力為5×106N，這直接反映整個舷側結構的能量吸收程度;B點(該處最大碰撞力為8.33×106N)為以后呈現明顯下降趨勢，內壁板撞破是對應的撞深為極限撞深。

4)能量吸收

圖12表示舷側結構各構件的能量吸收隨時間變化曲線。從該圖可以看出:

①該組曲線可以反映損傷過程中結構的能量吸收情況，復合夾層板的吸收能力最大，其次是內壁肋骨，這與圖7有所不同，主要原因是舷側外板的肋骨等效到復合夾層板上，能量主要集中到外板的面板與夾芯層上。

②內壁板吸能主要發生在舷側外板破裂后球頭觸及內壁板后，可見撞頭觸及內壁板之前內壁板的變形很小;甲板與平臺為非直接碰撞區域，所以能量吸收較小。

1.2.2 Delphi法確定指標權重 由于各指標在綜合評價中所起的作用不盡相同，因此綜合評價中的關鍵問題是指標的權重問題。權重的客觀與否，決定著評價的好壞。而實際操作中，我們總希望能夠用較簡單的方法獲得較客觀的權重。因此本文使用Delphi專家評議法[17]求解各評價指標的權重。

表6為基于復合夾層板的雙殼舷側結構能量吸收情況，從該表中可以清晰地看到內壁板破損時結構各構件的吸能情況。與表3相比可以發現舷側結構整體能量吸收提高5%，其中主要來源于上下面板與夾芯層對舷側結構的貢獻。

表6 各構件的能量吸收Tab.6 Energy absorption capacity of structure components

表7為復合夾層板雙舷側結構與常規雙舷側結構耐撞性能的比較。從該表數據可以看出:

①在結構重量幾乎相等的前提下，復合夾層板的舷側結構的吸能提高了10%，同時碰撞力降低了6%，而撞深變化不明顯。可見復合夾層板的舷側結構的耐撞性能優于常規單殼結構的耐撞性能。

②對于雙殼舷側結構來說，舷側外板吸能占主要比例，通過增加舷側外板的吸能來提高結構的總吸能是最有效的途徑，常規方法通過增加板厚來提高外板吸能效果已不明顯。本節主要引入新的復合材料代替原有的結構，這樣延遲上下面板以及夾芯層的破裂進而提高撞頭的撞深，以便充分發揮面板以及整個舷側結構的吸能效果。

表7 復合夾層板與常規雙殼舷側耐撞性能比較Tab.7 The comparison of crashworthy double side structure

4 結語

通過對復合夾層板雙舷側結構的耐撞性能進行數值分析，總結如下:

1)復合夾層板雙舷側結構的耐撞性比常規的舷側結構耐撞性要好。

2)夾芯層的結構尺寸對結構的耐撞性有著一定的影響，可以進一步研究優化結構尺寸進而提高新式舷側結構的耐撞性能。

3)本文只是把復合夾層板用于舷側外板，舷側外板是主要的吸能構件，如果計算允許，可以將復合夾層板替代舷側縱桁(骨)以及強弱肋骨。可見復合夾層板的耐撞性能還有一定的提高空間。

4)把復合夾層板用于舷側結構后，縱骨數目的改變對整個結構的撞深、碰撞力以及能量吸收等都有影響。而舷側縱桁間的普通縱骨減少1根后，整個舷側結構的能量吸收比常規雙殼舷側結構要大，同時碰撞力、撞深較常規舷側結構都提高10%左右，另一方面也降低了整個舷側結構的重量。

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