潘 晉 李 娜 方 涵 黃義飛 許明財

(武漢理工大學交通學院1) 武漢 430063) (上海交通大學船舶海洋與建筑工程學院2) 上海 200240) (華中科技大學船舶與海洋工程學院3) 武漢 430074) (武漢力拓橋科防撞設施有限公司4) 武漢 430070)

0 引 言

近年來，由于夾層板結構在防撞結構耐撞性能方面有優于傳統加筋板的表現，且其耐撞效果的提高還有許多探究空間，國內外專家學者對夾層結構的耐撞性能做了許多研究，影響夾層板結構的耐撞性的因素主要有結構形式和防撞材料等.Deer等[1]對四種不同結構形式的夾層板結構進行了大量沖擊試驗研究，分析了不同碰撞工況下的吸能特性、變形模式等.Han等[2]討論了三種不同類型的用于夾層結構的混合格子芯體，包括具有優異抗穿透性的陶瓷或混凝土填充格子芯體，探索了相應的增強機制.張延昌等[3]用有限元仿真方法分析了蜂窩式夾層板結構在沖擊載荷下的變形、撞擊力、吸能效果，得出蜂窩式夾層板結構具有良好的防撞吸能能力.潘晉等[4]對鋼蒙皮-蜂窩金屬薄片夾芯、蜂窩玻璃纖維增強塑料夾芯這兩類夾層板在低速沖擊載荷下的動態響應、吸能效果和損傷特征進行了對比分析.單成林等[5]采用有限元數值模擬方法對分別設置不同數量的水平加勁肋和豎向加勁肋的夾層板防撞套箱進行應力和變形的對比分析，得到加勁肋的布置對防撞套箱效果的影響結論.方涵等[6]設計了一種蜂窩型復合材料橋梁防車撞結構，提出采用鋼板厚度及管壁厚度的最優厚度組合時，防車撞結構能在較低造價下提供良好的吸能效果.劉偉慶等[7]設計出一種玻璃纖維增強復合材料為外殼的浮式防撞套箱，附加以緩沖耗能材料、彈性緩沖材料在內，使得該設計套箱具有不錯的變形與耗能效果.許薛軍等[8]提出一種用鋼-聚氨酯-鋼夾層板制作的新型曲面環形浮式防撞套箱，并用有限元方法驗證到在最不利的撞擊工況下，也能減少很大的撞擊力.正如以上研究，對夾層板防撞結構的耐撞研究主要集中在新防撞材料方面，而防撞部件的結構形式研究相對較少.

不同結構形式的夾層板在受到撞擊時所產生的防撞效果不同，合理高效的結構形式同時也能將材料的耐撞性能發揮到最大限度.本文即對四種常用結構形式的夾層板三角形、X形、正弦型、梯形，采用LS-DYNA模擬相同碰撞條件下，即控制材料模型、板厚、網格尺寸、單元類型、邊界條件等相同，進行有限元數值仿真計算，根據分析討論各夾層板的撞擊力峰值、吸能及變形比選出耐撞性最佳的結構形式，最后應用于防撞套箱進行實船有限元碰撞模擬以檢驗其防撞效果.

1 各夾層板結構的數值模型

1.1 幾何模型

夾層板結構由夾芯層與上下面板焊接或膠結而構成，面板均為1.5 m×1.5 m，板厚為6 mm，上下面板間距0.3 m，夾芯層板厚3 mm.各夾層板結構的截面形狀及幾何尺寸見圖1.

圖1 各結構形式夾層板截面示意圖

1.2 有限元模型

1.2.1單元的定義

夾層板上下面板及夾芯層均采用殼單元“SHELL163”，撞擊體為邊長為0.5 m的剛性正方體，采用實體單元“SOLID164”模擬.

1.2.2材料的定義

夾層板結構選用的材料模型為彈塑性材料模型*MAT_03_PLASTIC KINEMATIC,相關參數為：密度ρ=7 850 kg/m3;彈性模量E=2.1×1011N/m2;泊松比μ=0.3;屈服應力為σ0=2.38×108N/m2;硬化模量Eh=1.18×109N/m2;材料常數C=40,P=5;塑形失效應變為0.38.剛性體的材料模型定義為*MAT_20_RIGID，相關參數為：密度ρ=10 000 kg/m3，彈性模量E=2.1×1011N/m2,泊松比μ=0.3.

1.2.3網格劃分

在碰撞的擠壓階段，動能轉化為夾層板結構的變形能和摩擦生熱等，故夾層板結構需要較小的網格來模擬接觸區域的實際變形，大小定義為0.02 m.而撞擊體被定義為剛性，在碰撞過程中不發生塑性變形，其網格尺寸可稍大，定義為0.03 m.

1.2.4接觸、時間的定義

邊界條件定義為約束夾層板背撞面節點的所有自由度.夾層板結構與剛性撞擊體之間采用面面接觸*CONTACT_SURFACE _TO_ SURFACE，為防止產生自身結構互相穿透，夾層板結構設置自接觸*CONTACT_AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE.定義撞擊體以10 m/s的速度垂直于面板撞擊夾層板結構，撞擊體與夾層板結構的初始距離為0.001 m,以防止結構初始穿透同時避免間距過大造成的計算時間過長現象.計算時間定為0.05 m.剛性撞擊體-夾層板結構碰撞系統見圖2(以三角形夾層板為例).

圖2 碰撞系統示意圖(三角形夾層板)

2 有限元仿真結果分析

2.1 結構損傷變形

圖3為四種夾層板結構在10 m/s的撞擊速度下的應力云圖，經對比可知其中三角形和梯形夾層板結構受撞擊后產生局部應力較小，且幾乎只在與正方體剛體接觸的撞擊區域產生較大撞深.最大節點變形位移的具體數值見表1，由表1可知，X形夾層板的變形最小，考慮撞擊時存在的回彈現象后亦如此.

表1 四種夾層板節點變形位移 cm

2.2 撞擊力

在碰撞過程中，碰撞力會急速增大并出現峰值，后隨時間不斷波動減少至零.圖4為四種夾層板在2 ms內的碰撞力-時間曲線.由圖4可知，四種夾層板結構幾乎同一時間出現第一個碰撞力峰值，為剛性體接觸到上面板而產生的.由于正弦形夾層板結構的波紋夾芯與上面板接觸面積較大，故沒有明顯的第二個碰撞力峰值，而其余三者均出現第二個碰撞力峰值.其中，梯形夾層板結構的碰撞力峰值最大，具體數值見表2.

圖3 四種夾層板結構的應力云圖

圖4 碰撞力-時間曲線

表2 碰撞力峰值

2.3 能量吸收

四種夾層板結構在碰撞過程中總能量保持不變，滿足能量守恒定律.沙漏能均不超過總能量的10%，結果可信.圖5為四種夾層板結構的內能-時間曲線，可知X形夾層板結構最早發揮吸能作用，梯形夾層板結構吸能最多.四種夾層板結構具體吸收能量情況為：梯形夾層板(6.25 kJ)>X形夾層板(6.22 kJ)>三角形夾層板(6.18 kJ)>正弦形夾層板(6.14 kJ).當回彈過后趨于穩定時，梯形夾層板結構內能依舊最大，三角形最小.

由圖5可知，抵抗撞擊變形能力最強的夾層結構形式為X形，最大撞深較三角形、梯形、正弦形夾層結構分別小36.68%,56.92%,122.07%；削減碰撞力能力最強的是正弦形夾層板結構，碰撞力峰值較X形、三角形、梯形夾層板結構分別小5.26%,5.88%,28.79%；吸收碰撞能量最強的的夾層板結構形式為梯形，內能值較X形、三角形、正弦形夾層結構分別高0.48%,1.12%,1.76%.綜上所述，在吸收碰撞能量相近的情況下，X形夾層板較其他形式夾層結構以更小的變形損傷削減了更大的碰撞力，耐撞性更優.

圖5 夾層板結構的內能-時間曲線

由上比選出X形夾層板為耐撞性最優的夾層板結構形式，為驗證其作為防撞部件的耐撞性能，將其應用到某長江大橋橋墩的防船撞套箱的內部結構形式中，并與該橋墩的防撞套箱原型在相同碰撞條件下進行有限元實船碰撞仿真，即控制材料模型、單元類型、網格尺寸、邊界條件等相同，對比分析計算結果討論兩者耐撞性.

3 實船碰撞數值仿真驗證

3.1 工程概況和工況介紹

依據前述研究結果設計了某長江大橋橋墩的防船撞裝置，即將X形夾層結構應用于防撞套箱的內部結構形式中.該大橋主橋采用單跨懸吊懸索橋方案，主跨800 m，主纜矢跨比1/10，主纜邊跨跨度分別為230 m和100 m，主纜跨度組成為230 m+800 m+100 m.主橋加筋梁采用鋼混結合方案，主塔采用門型塔方案，主塔基礎采用樁基礎方案.橋區航道等級為II級，設計代表船型為2 000 t級干散貨船，航速一般小于3.5 m/s，3#橋墩靠近上水習慣航路，有一定船撞風險，需考慮防撞設施.

根據橋區情況，撞擊船采用一艘2 000 t級的散貨船，碰撞系統見圖6，計算工況選取見表3.

表3 計算工況

圖6 碰撞系統示意圖

該大橋原型套箱長45 m、寬16.4 m、深3.5 m，首尾迎撞部位內部結構形式見圖7a).現結合大橋實況設計套箱長44.9 m、寬14.4 m、高3.2 m，外圍板距內圍板6.3 m，應用于套箱首尾迎撞部位的X形夾層板結構設計見圖7b)，以下簡稱設計套箱.兩套箱均由甲板底板、外板內板、隔板和阻尼塊構成.其中內板、外板板厚設為7 mm，隔板板厚設為3 mm，甲板、底板板厚設為5 mm.

圖7 防撞套箱結構首尾迎撞部示意圖

3.2 套箱的有限元模型

3.2.1單元的定義

文中防船撞套箱采用了兩種單元類型，甲板底板、外板內板、隔板選用單元“SHELL163”，阻尼塊和橋墩選用實體單元“SOLID164”.

3.2.2材料的定義

防撞套箱共采用了兩種材料模型，其中套箱面板、隔板選用了塑性隨動材料模型*MAT_03_PLASTIC KINEMATIC，參數設置與前文夾層板的材料相同.套箱與橋墩間的阻尼選用了*Blatz-KO RUBBER，密度定義為ρ=7 850 kg/m3,彈性模量為E=1.04×108N/m2.船舶模型材料模型一共有三種，其中船首選用隨動塑性材料MAT_03_PLASTIC KINEMATIC,船身選用剛性材料MAT_20_RIGID，船艙隔板采用彈性材料MAT_01_ELASTIC，具體參數設置不作贅述.

3.2.3網格劃分

套箱中部及尾部網格大小定義為0.2 m，首部和船首部位網格需要加密，定義為0.1 m，阻尼塊的網格大小定義為0.05 m，與阻尼塊相接觸的橋墩網格大小為0.25 m.

3.2.4接觸、時間的定義

邊界條件定義為取沖刷線以下5倍樁徑位置處進行固結.橋梁防撞套箱與船首之間和阻尼塊與橋墩之間設置面面接觸*CONTACT_SURFACE_TO_SURFACE.為防止撞擊產生大變形后發生自身侵徹，橋梁防船撞套箱和船首分別設置自接觸*CONTACT_AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE.考慮最不利碰撞工況，設定船舶正撞橋墩及防撞套箱，與套箱間的初始距離設定為0.02 m，計算時間設為4 s.

3.3 仿真結果分析

3.3.1撞擊力

圖8為各工況下實船碰撞橋墩所受的撞擊力歷時曲線，隨著碰撞速度的增大，撞擊過程中產生碰撞力逐漸增大.2.5，3.0，3.5 m/s速度下未設置防撞套箱時，2 000 t散貨船撞擊橋墩產生的碰撞力峰值為16.981，22.125，24.222 MN,均遠超出對應速度下的規范值5.115，6.138，7.161 MN，規范值來自文獻[9].由圖8可知，對比無套箱工況，設置套箱可有效削減船舶撞擊橋墩的碰撞力，且隨著碰撞速度的增大，更有效地將碰撞力峰值控制在規范值以內.其中，內部形式為X形夾層結構的設計套箱在速度增大的過程中，削減碰撞力的能力對比原型套箱更強.

圖8 碰撞力時程曲線

3.3.2套箱損傷變形

由于三種速度差值較小，碰撞過程中套箱首部迎撞船首處的損傷變形狀況無較大差異，故只選取最大速度即3.5 m/s下的兩套箱最大節點位移云圖見圖9.由圖9a)可知，原型套箱的變形損傷區域較小，圖9b)的設計套箱在船首撞擊區域產生較深變形，套箱側邊受到一定沖擊而發生傾斜，內板出現一定程度的變形扭曲，但首部各處變形程度與碰撞點距離成正比，抵抗變形時結構的利用程度較高.同時，設計套箱產生的最大撞深更小，具體數值見表4.

圖9 3.5 m/s套箱首部迎撞處變形位移

表4 套箱最大撞深

3.3.3能量吸收

碰撞過程中船舶的動能主要轉化為套箱的變形能，碰撞過程中還存在回彈.未設置防撞套箱時，由于橋墩為剛性體不產生變形，碰撞所產生的能量幾乎全由船首的變形所吸收.船舶質量為2 046 t，系統總能量理論值為E=0.5 MJ2，九種工況下總能量有限元仿真與理論值的誤差在1%～2%，故認為仿真結果可信.提取兩種套箱的最大內能值繪制柱狀圖見圖10，可知2.5，3.0，3.5 m/s速度下，設計套箱吸能比原型套箱多且隨速度變大越明顯.

圖10 各工況套箱內能柱狀圖

綜合對比兩套箱的耐撞性，可在已知套箱最大撞深相近的情況下，提取二者在三種碰撞速度下的碰撞力峰值、吸收的最大碰撞能量對比見圖11.由圖11可知，在設計套箱的保護下，橋墩所受的碰撞力對比原型套箱更小，即削減船撞力能力更強.同時，設計套箱吸能能力較原型套箱更強，且隨速度變大，設計套箱吸能能力有增強的趨勢.

圖11 碰撞力峰值和最大碰撞能量對比

4 結 論

1) 梯形、三角形、X形、正弦形夾層板中，X形夾層板抵抗變形能力最強，且具有出色的削減撞擊力和吸能能力，耐撞性能最優.

2) 設置橋梁防撞套箱可大幅削減小船舶撞擊橋梁的碰撞力，其中的夾層板結構作為主要防撞部件通過變形吸收船舶的動能，起到保護橋梁的作用.

3) 經驗證將X形夾層板結構應用于某長江大橋的防撞套箱內部結構中，通過有限元仿真計算方法，與原型套箱相比，X形夾層結構的防撞套箱具有良好的削減橋墩所受碰撞力的能力，以更小的變形吸收更多的能量，吸能效率更強，耐撞效果更佳.