撞擊船艏剛度對船體結(jié)構(gòu)碰撞性能影響

胡宗文，劉 昆，王自力

(江蘇科技大學(xué) 船舶與海洋工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003)

隨著世界航運(yùn)業(yè)的持續(xù)發(fā)展，水上交通日益繁忙，船舶碰撞與擱淺事故時有發(fā)生，而該種事故往往造成船體結(jié)構(gòu)破損、貨物泄漏、環(huán)境污染、人員傷亡等災(zāi)難性后果[1-2]。目前對船舶碰撞問題研究主要集中在船舶碰撞性能分析與耐撞結(jié)構(gòu)設(shè)計兩方面[3-4]。兩者實(shí)際緊密相關(guān)，前者為基礎(chǔ)，后者為目的。已有基于船舶舷側(cè)結(jié)構(gòu)、船首形狀等對船舶碰撞性能開展的大量研究[5-8]，提出夾層板舷側(cè)、CCT型雙殼舷側(cè)及新型LPG舷側(cè)等多種耐撞結(jié)構(gòu)[9-11]，很大程度上能提高結(jié)構(gòu)的耐撞性能。對被撞船碰撞性能分析時，一般假設(shè)船艏結(jié)構(gòu)剛度遠(yuǎn)高于舷側(cè)，忽略船艏結(jié)構(gòu)變形，將撞擊船艏部簡化為理想剛性撞頭。對船體局部結(jié)構(gòu)碰撞性能的模型試驗(yàn)較多，Cho等[12]利用鐘擺式?jīng)_擊試驗(yàn)裝置對船體加筋板架碰撞性能進(jìn)行研究，Paik等[13]對船體雙殼結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行低速沖擊實(shí)驗(yàn)，梅志遠(yuǎn)等[14]利用落錘沖擊裝置對潛艇單雙殼體結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行碰撞沖擊試驗(yàn)。以所得碰撞力、損傷變形、能量吸收等碰撞參數(shù)均與數(shù)值仿真或簡化解析公式結(jié)果較一致，但此處理方法大多將撞頭簡化為剛度很大(近似剛性)結(jié)構(gòu)，忽略撞頭結(jié)構(gòu)本身變形及吸能能力。亦有在研究碰撞問題時考慮撞擊船變形，建立較詳細(xì)的艏部模型[15-17]，由此會增加計算時間，提高計算難度；因此，選擇合理的船艏剛度對船舶碰撞問題研究具有一定現(xiàn)實(shí)意義。

為比較撞擊船艏部剛度影響，本文采用非線性數(shù)值仿真分析技術(shù)，模擬159,000 DWT雙殼油船被176,000 DWT散貨船船艏正撞場景，分別將撞擊船艏部選取實(shí)際柔性材料及剛性材料，比較被撞結(jié)構(gòu)在碰撞力、損傷變形、能量吸收等撞擊參數(shù)區(qū)別，重點(diǎn)研究撞擊船艏部剛度對碰撞性能影響，研究成果可指導(dǎo)碰撞性能分析。

1 碰撞場景

本文碰撞場景選具有球鼻艏的176,000 DWT散貨船垂直撞擊159,000 DWT雙殼油輪，兩船主要參數(shù)見表1。選兩船滿載出港工況為計算工況，發(fā)生碰撞時垂向相對位置發(fā)生在舷側(cè)水平縱桁上，縱向位置選油船舯部艙段中間位置，初始撞擊速度取v=10 m/s，見圖1。

圖1 碰撞場景

表1 碰撞船舶主要參數(shù)

2 剛性與柔性船艏撞擊對舷側(cè)結(jié)構(gòu)碰撞性能比較

2.1 計算方案及有限元模型

撞擊船艏部材料分別采用實(shí)際材料及剛性材料，比較實(shí)際柔性船艏與簡化剛性船艏撞擊下被撞舷側(cè)結(jié)構(gòu)損傷機(jī)理及能量吸收差別。有限元模型見圖2。船用低碳鋼密度ρ=7 850 kg/m3，彈性模量E=210 GPa，泊松比μ=0.3，屈服應(yīng)力σ0=235 MPa。當(dāng)單元等效塑性應(yīng)變超過定義的極限塑性應(yīng)變時，單元發(fā)生斷裂失效。單元材料斷裂應(yīng)變極限值受單元網(wǎng)格尺度影響，據(jù)網(wǎng)格大小、材料屬性取斷裂極限應(yīng)變ε=0.3[5]。

圖2 有限元模型

由于船舶碰撞為具有強(qiáng)非線性瞬態(tài)過程，船用鋼材在高應(yīng)變率下具有明顯的動力特性，故在材料模型中計及應(yīng)變率敏感性影響，本文選與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好的Cowper-Symonds本構(gòu)方程[18]，即

(1)

2.2 計算結(jié)果比較

2.2.1 碰撞力

剛性與實(shí)際柔性船艏撞擊下碰撞力曲線見圖3。由圖3發(fā)現(xiàn)：與剛性船艏相比，柔性船艏撞擊時碰撞力曲線非線性特點(diǎn)更明顯；兩條曲線趨勢基本一致，柔性船艏撞擊時碰撞力在每個峰值與谷值均較剛性滯后，且隨撞深的增加，滯后現(xiàn)象更明顯；實(shí)際柔性船艏撞擊下碰撞力峰值與極限撞深(對單殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)指外板破裂時刻撞擊深度，對雙殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)則指內(nèi)殼板破裂時刻撞擊深度)均有所提高。圖中峰值點(diǎn)A、B分別對應(yīng)兩船艏撞擊下極限撞深時的碰撞力；由此看出，A點(diǎn)碰撞力較B點(diǎn)高近16 MN，極限撞深增加1.09 m。實(shí)際結(jié)構(gòu)船艏撞擊下碰撞力與極限撞深的大幅提高，表明將撞擊船艏部作為剛性處理相對保守。

圖3 碰撞力-撞深曲線

2.2.2 損傷變形

舷側(cè)外板及強(qiáng)框架在兩船艏撞擊下極限撞深時損傷變形見圖4。由圖4看出：結(jié)構(gòu)變形損傷模式，舷側(cè)外板為膜拉伸、撕裂，強(qiáng)框架為壓皺、面內(nèi)彎曲及壓潰斷裂。不同剛度船艏撞擊基本未改變碰撞區(qū)域構(gòu)件的損傷變形模式，但變形范圍及程度，實(shí)際結(jié)構(gòu)船艏撞擊下均大很多。

2.2.3 能量吸收

不同剛度球鼻型船艏撞擊下舷側(cè)結(jié)構(gòu)吸能曲線見圖5。由圖5看出，兩條曲線基本重合。但因柔性船艏撞擊下舷側(cè)結(jié)構(gòu)極限撞深顯著增加，極限撞深時舷側(cè)吸能必遠(yuǎn)高于剛性船艏撞擊時所吸收能量。

極限撞深時兩船艏撞擊下結(jié)構(gòu)吸能情況見表2。由表2看出，① 實(shí)際柔性船艏撞擊下舷側(cè)各構(gòu)件所吸能量均大幅增加，可充分發(fā)揮各構(gòu)件吸能能力；② 實(shí)際柔性船艏撞擊下舷側(cè)結(jié)構(gòu)總吸能高于剛性船艏。前者112.73 MJ，后者僅82.14 MJ，前者超出后者近38%；③ 實(shí)際船艏因自身損傷變形所吸能量為29.03 MJ，約占總吸能的20%，損失的動能自然遠(yuǎn)高于剛性船艏。

圖4 不同剛度船艏撞擊下舷側(cè)外板、強(qiáng)框架損傷變形

圖5 舷側(cè)吸能-撞深曲線

表2 極限撞深時結(jié)構(gòu)吸能

3 撞擊船艏部剛度對舷側(cè)結(jié)構(gòu)碰撞性能影響

由以上比較看出，簡化剛性船艏與實(shí)際柔性船艏撞擊下被撞船舷側(cè)結(jié)構(gòu)在極限撞深、碰撞力、損傷變形及能量吸收等方面存在明顯差異；因此本文系統(tǒng)研究不同剛度撞擊船艏對被撞舷側(cè)結(jié)構(gòu)碰撞性能影響。

3.1 計算方案及有限元模型

由于撞擊船碰撞接觸區(qū)域主要集中于艏部球鼻，故通過改變材料及板厚簡化獲得4種具有不同剛度球鼻，通過壓潰試驗(yàn)獲得壓皺強(qiáng)度并分別替換原撞擊船艏部球鼻撞擊原被撞船舷側(cè)結(jié)構(gòu)，通過撞擊球鼻不同壓潰強(qiáng)度表示不同剛度，撞擊位置及撞擊參數(shù)同第2節(jié)。簡化球鼻有限元模型及各球鼻參數(shù)分別見圖6、表3。

表3 不同球鼻材料參數(shù)

3.2 不同球鼻壓潰強(qiáng)度

3.2.1 壓潰強(qiáng)度計算

由于結(jié)構(gòu)軸向受壓時響應(yīng)不穩(wěn)定，載荷-變形曲線呈現(xiàn)重復(fù)形態(tài)，軸向總位移大大超過第一峰值載荷對應(yīng)位置。理論研究常忽略載荷-變形曲線的波動而用其平均值Pm。為避免人為誤差，求解Pm時用球鼻變形能除以壓潰深度計算平均壓潰載荷Pm[20-21]，即

(2)

(3)

3.2.2 不同球鼻壓潰強(qiáng)度計算

為計算4個不同材料參數(shù)球鼻的壓潰強(qiáng)度，用有限元數(shù)值仿真方法對球鼻進(jìn)行壓潰實(shí)驗(yàn)，計算獲得各自平均強(qiáng)度值。球鼻壓潰試驗(yàn)[2]照片見圖7，實(shí)驗(yàn)球鼻固定于剛性平臺，通過上下兩剛性平臺相向運(yùn)動施加壓潰載荷，實(shí)時記錄該載荷及壓潰行程，計算獲得球鼻壓潰強(qiáng)度。本文采用該方法計算不同剛度球鼻的壓潰載荷，利用數(shù)值仿真軟件建立有限元模型見圖8。模型采用剛性重物以較低速度壓潰船艏球鼻，剛性墻用4節(jié)點(diǎn)四邊形板殼單元，重錘用8節(jié)點(diǎn)六面體單元，球鼻末端與剛性墻連接。

不同強(qiáng)度球鼻壓潰載荷比較見圖10，該曲線反映球鼻的動態(tài)損傷過程。由圖10看出，受重錘沖擊時，球鼻響應(yīng)不穩(wěn)定，載荷-變形曲線呈現(xiàn)重復(fù)的不規(guī)則周期變化形態(tài)；不同球鼻載荷-位移曲線的峰值不同，隨各構(gòu)件厚度及屈服應(yīng)力的增大而提高。

船艏球鼻受壓潰后動態(tài)漸進(jìn)屈曲過程見圖11。由圖11看出，球鼻的屈曲為軸對稱模式，皺折(屈曲)由上端開始形成，并向下傳播，最后變形情況與文獻(xiàn)較一致。據(jù)式(2)、(3)及載荷-位移曲線，計算獲得4個艏部球鼻的等效壓潰強(qiáng)度值：球鼻a為1.42 MPa，球鼻b為2.45 MPa，球鼻c為3.58 MPa，球鼻d為5.03 MPa。

圖6 船艏模型

圖10 不同球鼻壓潰強(qiáng)度載荷-位移曲線

圖11 船艏球鼻壓潰時序變形過程

3.3 球鼻剛度對舷側(cè)結(jié)構(gòu)碰撞性能影響

求出4種球鼻剛度后，將其分別應(yīng)用于撞擊船艏部，研究不同剛度的艏部球鼻撞擊對船體結(jié)構(gòu)碰撞性能影響。

3.3.1 極限撞深

不同剛度球鼻船艏撞擊下極限撞深隨球鼻平均壓潰強(qiáng)度變化曲線見圖13。由圖13曲線看出：① 隨平均壓潰強(qiáng)度的增加，撞擊船剛度越大，被撞船舷側(cè)結(jié)構(gòu)極限撞深逐漸下降，即越易破壞；② 球鼻剛度對極限撞深影響較大，σm=1.42 MPa時撞擊船艏部球鼻被嚴(yán)重壓潰而被撞船舷側(cè)內(nèi)板并未破裂，σm=5.03 MPa時極限撞深為2.89 m；③ 球鼻b，c，d的極限撞深相差不大，說明強(qiáng)度增加到一定程度后對船體碰撞性能無明顯影響。隨強(qiáng)度繼續(xù)增加，此曲線將接近水平，因此在船艏球鼻剛度相對被撞結(jié)構(gòu)超過一定范圍后可作為剛性材料處理。

3.3.2 碰撞力

碰撞力隨船艏球鼻壓潰強(qiáng)度變化關(guān)系曲線見圖14。其中不同剛度球鼻的船艏撞擊下，極限撞深時碰撞力見圖14(a)。由圖14(a)看出，隨球鼻剛度的增大，碰撞力不斷下降，與各自極限撞深密切相關(guān)，球鼻剛度越大，其撞擊下舷側(cè)結(jié)構(gòu)極限撞深越小，舷側(cè)參與碰撞的構(gòu)件與區(qū)域亦相應(yīng)減小，極限撞深時碰撞力自然下降。圖14(b)為撞深2.8 m時各船艏碰撞力關(guān)系，隨船艏球鼻剛度的增大，碰撞力不斷提高。即相同撞深下，球鼻剛度增大，對舷側(cè)結(jié)構(gòu)的沖擊損傷程度更嚴(yán)重，舷側(cè)產(chǎn)生的抵抗力增大，碰撞力提高。

3.3.3 能量吸收

不同剛度球鼻船艏撞擊下舷側(cè)結(jié)構(gòu)吸能-撞深關(guān)系曲線見圖15。由圖15看出，隨撞擊船艏部球鼻的剛度不斷增大，相同撞深下被撞船舷側(cè)結(jié)構(gòu)吸能量相應(yīng)提高。比較圖15中4條曲線，除具有球鼻a的船艏撞擊時吸能較少外，其余三條曲線變化趨勢基本一致，且能量吸收相差不大。此因撞擊船艏部剛度不同所致，球鼻a強(qiáng)度最小，在碰撞過程中自身發(fā)生嚴(yán)重壓潰變形，使舷側(cè)損傷變形相對較小，所吸能量自然較少，隨剛度的不斷增大，抵抗破壞能力不斷增強(qiáng)，舷側(cè)結(jié)構(gòu)損傷變形程度不斷增大，其吸能隨之提高。由于球鼻b，c，d的剛度相對舷側(cè)結(jié)構(gòu)大很多，舷側(cè)損傷變形程度相差不大，故三條曲線較接近。

不同剛度船艏撞擊下極限撞深時被撞船各構(gòu)件的吸能比較見表4。對球鼻a，因其本身強(qiáng)度較小，撞擊時被撞舷側(cè)內(nèi)板未發(fā)生破裂，即未達(dá)到極限撞深。

圖13 極限撞深隨球鼻強(qiáng)度曲線

表4 極限撞深時能量吸收比較

4 結(jié) 論

(1) 實(shí)際柔性船艏在碰撞過程中不僅參與變形吸收部分能量，且會增大變形損傷范圍，使被撞船極限撞深增加，極限撞深時被撞船吸能提高，碰撞力曲線較剛性時非線性更明顯，且每個峰值均呈現(xiàn)偏高、滯后特點(diǎn)。

(2) 實(shí)際柔性船艏僅在碰撞接觸區(qū)域發(fā)生一定程度變形，在極限撞深時其吸收的能量約為被撞船舷側(cè)結(jié)構(gòu)的20%，且仍完整性保持較好，表明改進(jìn)撞擊船艏部結(jié)構(gòu)也可有效提高船舶碰撞的安全性。

(3) 船艏剛度對舷側(cè)碰撞性能影響具有明顯規(guī)律性。隨船艏剛度的不斷增大，極限撞深逐漸下降，碰撞力不斷提高，相同撞深下被撞舷側(cè)結(jié)構(gòu)吸能量愈多。

(4) 船艏剛度相對被撞舷側(cè)結(jié)構(gòu)超過一定范圍后，被撞舷側(cè)損傷變形程度相差不大，船艏對船體結(jié)構(gòu)碰撞性能無明顯影響，船艏可用剛性材料處理。

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