浮式柔性網阻攔系統對沖擊小艇攔截性能分析

張 鵬, 李 楷*, 高 翔, 王 運 龍, 苑 志 江, 蔣 曉 剛

(1.大連理工大學 船舶工程學院,遼寧 大連 116024;2.海軍大連艦艇學院 航海系,遼寧 大連 116018 )

0 引 言

為了便于船舶進出港,大部分港口是不設防的,一旦遭遇暴力恐怖襲擊,將會蒙受巨大的損失[1].在口門處設置屏障耗資巨大,甚至難以做到.一個可行的方法是針對重點目標構建安全可靠、可靈活部署的物理阻攔系統以防御襲擊.

Patterson等[2]利用逆向工程的思想對來自水面、水下方向的恐怖威脅進行監測、阻攔研究.Utz等[3]、Nixon等[4]和Osienski等[5]設計了不同結構形式的柔性網阻攔裝置,可應用于開放水域,有效抵御水面沖擊小艇的高速撞擊.Stewart等[6]將滑輪系統與傳統阻攔網系統相結合,設計出緩沖式阻攔系統,將能量充分轉化釋放,可實現對較大結構物的攔截.Kastek等[7]基于多源信息融合構建港口水域綜合檢測系統,對港口保護區域內水下與水面入侵的結構物進行實時檢測預警,及時應對處理來自海上的威脅.

在道路落石坍塌防護和飛行器回收等領域,柔性阻攔網得到了應用,余志祥等[8]提出了一種用于山區道路防護的韌性挑篷防護網系統,將阻尼耗能與儲能釋放機制相結合,實現對具有較大沖擊能量落石的有效防護與拋出控制.許滸等[9]將主動防護網和被動防護網的優勢相結合提出引導式柔性緩沖系統,詳細分析了單體和多體落石工況下系統的防護效果和耗能機制,實現了不同需求下引導式柔性緩沖系統定量化工程設計.秦永浩[10]將柔性阻攔網裝置應用于飛行物無損回收,并結合液壓緩沖裝置,實現對飛行物的有效無損回收.

目前,在已公開的資料中尚未見到關于浮式柔性網阻攔系統設計方法、性能分析的詳細描述,因此有必要對這類港口防護阻攔系統從結構變形破壞、能量轉化、網體受力等方面展開攔截性能分析.本文以浮式柔性網阻攔系統中的防護單元為研究對象,使用顯式動力分析軟件LS-DYNA,建立典型攔截場景的沖擊小艇與阻攔網碰撞模型,對浮式柔性網阻攔系統的攔截過程進行數值模擬.

1 沖擊小艇與阻攔網碰撞算法

浮式柔性網阻攔系統的攔截過程屬于大變形、大位移問題,變形過程較為復雜,涉及柔性材料的彈性變形、塑性變形和失效等問題[11],本文采用任意拉格朗日-歐拉(ALE)算法描述阻攔網攔截沖擊小艇的過程.在碰撞過程中,當前構形相對初始構形的變換比較大時,由于網格畸變會導致計算精度下降甚至計算錯誤,這時需要使用ALE算法,保持變形后的物體邊界條件,對內部單元進行網格重繪,網格的拓撲關系保持不變,同時將變形網格中的單元變量和節點速度矢量輸運到重繪后的新網格中,以克服網格嚴重畸變引起的計算錯誤.ALE算法描述的基本守恒方程如下:

質量守恒方程:

(1)

動量守恒方程:

(2)

能量守恒方程:

(3)

式中:ρ為質量密度,v為物質速度,w為網格速度,σ為應力張量,g為重力加速度,e為能量密度,t為時間.

沖擊小艇與浮式柔性網阻攔系統碰撞的過程采用雙向接觸,接觸面設置如圖1所示,避免接觸時可能捕捉不到接觸行為.在碰撞的交界面處采用對稱罰函數法,其基本原理是在每一個時間步先檢查從節點是否穿透主表面,若有穿透,則會在該接觸界面上引入一個較大的界面接觸力F,該接觸力的大小正比于穿透深度和接觸界面剛度,以限制從節點與主表面間的穿透:

F=kδ

(4)

式中:k為接觸界面剛度(由單元尺寸和材料特性決定),δ為穿透深度.

2 浮式柔性網阻攔系統攔截小艇數值計算模型

浮式柔性網阻攔系統由多個防護單元連接而成,每個防護單元由阻攔網、浮體結構、支撐結構、張緊纜索和水下系泊裝置組成,具體如圖2所示.由于整個系統的計算模型非常龐大,本文僅以浮式柔性網阻攔系統中的防護單元為研究對象,對防護單元攔截高速沖擊小艇的過程進行分析.

圖2 浮式柔性網阻攔系統防護單元

2.1 防護單元模型

防護單元通過水下系泊裝置系固在海底,為阻攔網及其支撐結構提供足夠的浮力和定位功能.阻攔網系固于支撐結構上,用于攔阻沖擊小艇的沖擊,吸收轉化能量.支撐結構則固定于浮體結構上,為阻攔網提供足夠的結構支撐,形成完整的防護單元.在有限元建模過程中,浮體結構和支撐結構采用Shell單元,阻攔網采用Beam單元進行建模.浮體結構使用Mooney-Rivlin模型模擬彈性不可壓縮橡膠材料,其密度為1 180 kg/m3,泊松比為0.499.支撐結構則采用抗沖擊性能較好的Q345鋼材,板厚為20 mm,本構模型采用應用廣泛的Johnson-Cook模型[12],密度為7 850 kg/m3,彈性模量為206 GPa,泊松比為0.28,屈服應力為345 MPa,剪切模量為77.3 GPa.

阻攔網主要用于吸收轉化沖擊的能量,同時也要確保長期在惡劣海洋環境中具有較好的抗腐蝕、抗紫外線等性能.選取具有高強度、高彈性模量、低密度的超高相對分子質量聚乙烯(UHMWPE)作為阻攔網主要材料,網繩采用無節點法編制形式,網孔大小為300 mm×300 mm.在支撐結構中間設置兩條張緊的纜索,增強防護單元承受沖擊的能力.阻攔網材料模型采用*MAT_PIECEWISE_LINEAR_PLASTICITY,網繩直徑為20 mm,密度為884.9 kg/m3,單元體積和截面面積分別設置為3 140 mm3和314 mm2,由于UHMWPE材料彈性模量不為常數,需要給出相應的有效應力-應變曲線[13-15],如圖3所示.

圖3 超高相對分子質量聚乙烯材料有效應力-應變曲線

2.2 沖擊小艇模型

沖擊小艇的排水量約為3.15 t,艇長為7.35 m,型寬為2.25 m,型深為1.12 m,吃水為0.85 m,以50 kn的速度撞擊防護單元.沖擊小艇采用HTA/6376C碳纖維/環氧樹脂復合材料,其材料的力學參數見表1[16].

本文使用*MAT_ENHANCED_COMPOSITE_DAMAGE作為碳纖維復合材料的本構模型,該模型是一種用于處理各向異性材料漸進性損傷的力學模型,鋪層角為[+45°/-45°/0°/90°/0°/90°/-45°/+45°],通過單層的性能參數和不同角度的鋪層,依據層合板理論,實現對碳纖維復合材料船殼的建模.MAT54本構模型采用Chang-Chang失效準則確定各層的失效,其具體失效準則如式(5)～(8)所示[17].

對于纖維拉伸模式(σ11>0):

(5)

對于纖維壓縮模式(σ11≤0):

(6)

對于基體拉伸模式(σ22>0):

(7)

對于基體壓縮模式(σ22≤0):

(8)

式(5)～(8)中:Xt為纖維拉伸強度,Xc為纖維壓縮強度,Yt為基體拉伸強度,Yc為基體壓縮強度,S12為面內剪切強度.當β=1時,式(5)變為纖維拉伸模式下的Hashin失效準則;當β=0時,式(5)則變為最大應力失效準則.

2.3 模型網格劃分與接觸設置

在網格劃分過程中,沖擊小艇與防護單元碰撞區域網格劃分比較密集,遠離碰撞區域網格劃分較為稀疏,以提高計算效率和準確度.基于上述材料模型建立沖擊小艇與防護單元碰撞的有限元模型如圖4所示.

圖4 防護單元有限元模型

沖擊小艇與防護單元之間碰撞主要采用以對稱罰函數為基礎的缺省算法,設定3個自動接觸類型:阻攔網與沖擊小艇的接觸*CONTACT_AUTOMATIC_BEAMS_TO_SURFACE;支撐結構與沖擊小艇的接觸*CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE;沖擊小艇發生大變形導致的自接觸*CONTACT_AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE,程序自動搜索發生自接觸的節點.設定關鍵字*CONTROL_HOURGLASS進行沙漏控制.在碰撞時,防護單元簡化為靜止狀態,沖擊小艇與阻攔網之間的初始距離為420 mm,以50 kn的最大初始速度正面撞向防護單元.在*CONTROL_TERMINATION中設定模擬的物理時間為400 ms,撞擊數據輸出的時間間隔為1 ms.如圖5所示,碰撞角度α可在0°～90°設置.在沖擊小艇與防護單元碰撞后,若小艇速度降至0 m/s以下,則可以認為被有效攔截.在數值模擬中對浮體兩側進行剛性固定約束,不考慮系泊裝置對防護單元的影響,與實際碰撞過程相比,減少了碰撞過程中系泊裝置的緩沖作用,采用這種簡化方式可以使防護單元的受力條件更嚴苛,從而使計算結果偏于安全.

圖5 沖擊小艇與防護單元碰撞角度和速度方向

2.4 計算模型驗證

在《橋墩的船撞力計算及柔性防撞裝置設計指南》(QB/HY 02—2010)[17]中,船舶撞擊橋梁沖擊作用力的計算方法有兩種.一種是公路規范公式(源于動量公式),其計算公式為

P=Wv/gt

(9)

式中:P為漂流物撞擊力,kN;W為漂流物重力,kN;v為漂流物對水流速度,m/s,對船來說是船舶相對橋墩的撞擊速度;t為撞擊時間,s;g為重力加速度.

另一種是鐵路規范公式(源于能量公式),其計算公式為

F=vγsinα(W/(C1+C2+C3))0.5

(10)

式中:F為撞擊力,kN;γ為動能折減系數,當船舶斜向撞擊墩臺(指船舶駛近方向與撞擊點處墩臺面法線方向不一致)時可采用0.2 s/m0.5,正向撞擊墩臺(指船舶駛近方向與撞擊點處墩臺面法線方向一致)時可用0.3 s/m0.5;v為船舶撞擊墩臺時的速度,m/s;α為船舶駛近方向與墩臺撞擊點處切線所成的夾角;W為船舶重量,kN;C1、C2、C3為船舶、墩臺圬工和防撞裝置的平均弾性變形系數,m/kN.

為驗證浮式柔性網阻攔系統攔截小艇有限元仿真結果的可靠性,對碰撞角α為30°、45°、60°、75°、90°等工況的數值模擬碰撞力結果與指南給出的經驗公式計算結果進行對比.根據該指南,船舶撞擊力的數值應取式(9)和(10)計算撞擊力的較大者.具體對比數值見表2.

從表2中的數據可以看出,在碰撞角為45°～90°時,數值模擬結果與經驗公式計算結果相差不大.但碰撞角在30°時數值模擬結果遠大于經驗公式計算結果,這主要是由于小艇與阻攔網小角度碰撞時會發生嚴重的滑移,采用經驗公式不能完全描述小艇與阻攔網系統間的碰撞力變化.但總的來說數值模擬結果與經驗公式計算結果基本吻合,可以認為使用數值模擬方法研究這類問題是合理可行的.

3 計算結果分析

3.1 沖擊小艇碰撞過程與能量轉化分析

圖6為沖擊小艇碰撞過程,包括不同時刻的防護單元攔截狀態,結合碰撞能量轉化曲線(圖7)可以看出,在16 ms時沖擊小艇與阻攔網開始接觸,阻攔網發生變形,受力逐漸增大,動能與熱力學能的轉化幅度都很小.34 ms時,支撐結構與沖擊小艇接觸碰撞,支撐結構逐漸開始變形、局部破損,動能和熱力學能轉化出現明顯的拐點.到130 ms時,動能不斷減小至幾乎為零,熱力學能達到了最大值.而后在阻攔網彈性收縮下沖擊小艇向反方向運動,動能有較小幅度的增加,直至211 ms以后動能和熱力學能逐漸趨于平穩,防護單元對沖擊小艇攔截成功.

(a) t=16 ms

圖7 碰撞能量轉化曲線

從圖7可見,整個碰撞過程中總能量基本保持不變,滿足能量守恒,在沖擊小艇碰撞過程中能量主要轉化為支撐結構彈塑性變形的能量、網體拉伸變形的能量、滑移能以及碰撞沙漏能等.其中沙漏能數值較小,約占總能量的2.39%,說明結構中非物理的零能變形得到了有效的控制.

3.2 沖擊小艇-防護單元碰撞力分析

從支撐結構與阻攔網碰撞力時程曲線(圖8)可以看出,在整個碰撞過程中碰撞力曲線呈現出較強的非線性特性,在阻攔網及其支撐結構與沖擊小艇接觸的過程中,支撐結構受力在接觸的短時間內達到了最大值,并且支撐結構和阻攔網的受力均出現不同程度的卸載情況,這主要是由支撐結構和阻攔網局部失效破壞造成的.在139 ms時阻攔網受力達到了最大值,之后逐漸減小.在216 ms時沖擊小艇與阻攔網分開,阻攔網和支撐結構受力趨向于零,此時說明小艇被攔截成功.

圖8 支撐結構與阻攔網碰撞力時程曲線

3.3 撞擊深度分析

沖擊小艇與阻攔網接觸后,各部分位移d時程曲線如圖9所示.可以看出,在小艇沖擊過程中支撐結構和阻攔網的位移隨時間的增加而不斷增大,在約為130 ms時達到最大值,阻攔網和支撐結構變形破壞,其位移達到最大值后趨向穩定.由于阻攔網系固于其支撐結構上,網體本身是柔性的,網體單元的實際位移需經過修正(網體的位移減去支撐結構的位移).沖擊小艇的位移在發生碰撞后快速增大,在134 ms時達到最大值1 775 mm,而后減小.結合沖擊小艇沿不同方向速度時程曲線(圖10)可以看出,134 ms后,沖擊小艇向反方向運動,直至沖擊小艇與防護單元分離,說明沖擊小艇被有效攔截.

圖9 碰撞系統各部分位移時程曲線

圖10 沖擊小艇沿不同方向速度時程曲線

4 防護單元攔截效果影響因素分析

4.1 碰撞角度的影響

對碰撞角α為30°、45°、60°、75°、90°這5個工況進行模擬,計算結果如圖11所示,其中圖11(a)和圖11(b)分別為不同碰撞角下支撐結構和阻攔網受力的時程曲線,在不同碰撞角下碰撞力時程曲線變化趨勢相似.在碰撞角為30°和45°時由于碰撞角度較小,沖擊小艇與支撐結構之間存在較大的滑移,如圖12所示,在271 ms時沖擊小艇尾部與支撐結構發生明顯的碰撞.

(a) 支撐結構受力

圖12 在271 ms時沖擊小艇尾部與支撐結構碰撞應力云圖

根據圖11(a)和圖11(b)中所示的不同碰撞角下支撐結構和阻攔網受力的時程曲線,提取它們在不同碰撞角下的受力峰值,如圖11(c)所示.

可見不同碰撞角度下結構受力的峰值不同,碰撞角在30°～60°時,阻攔網受力峰值明顯增大,支撐結構受力峰值明顯減小;碰撞角在60°～75°時,阻攔網和支撐結構受力峰值變化幅度較小,此時阻攔網受力大于支撐結構受力;碰撞角為75°～90°時,阻攔網受力明顯減小,支撐結構受力增大.這主要是因為沖擊小艇小角度沖擊時,支撐結構和沖擊小艇之間滑移較大,如圖13所示,隨碰撞角的減小滑移能Es呈明顯的增大趨勢.

圖13 不同碰撞角下滑移能曲線

4.2 碰撞高度的影響

在波浪作用下小艇與浮式阻攔網系統都會出現上下浮沉的現象,小艇與防護單元碰撞的高度會發生變化.有必要研究沖擊小艇與防護單元碰撞高度對防護單元攔截效果的影響.根據沖擊小艇的參數,設置碰撞高度距離水面分別為530、890、1 250、1 610、1 970 mm等5種工況(命名為Case 1～5).

通過數值模擬得到不同工況下碰撞力的時程曲線如圖14所示,可見當碰撞高度越接近水面時,主要由支撐結構(圖14(a))承受沖擊小艇的沖擊,阻攔網受力(圖14(b))相對較小,沖擊小艇的動能大部分轉化為支撐結構變形破壞時吸收的能量.距離水面較遠時,沖擊小艇與支撐結構不直接發生接觸,碰撞力主要是通過網體傳遞,支撐結構發生變形破壞較小.圖14(b)中不同碰撞高度阻攔網受力的時程曲線變化趨勢相似,碰撞高度越高,阻攔網受力越大.

圖14(c)為在不同碰撞高度下支撐結構和阻攔網受力的峰值,可以看出隨著碰撞高度的增加,支撐結構和阻攔網受力的峰值變化趨勢相反,支撐結構受力峰值逐漸減小,阻攔網受力峰值明顯增大.總之,在不同工況下防護單元結構雖有局部的破損變形,尤其是在Case 1工況下支撐結構發生的變形和破壞較為嚴重(圖15),但在各種工況下沖擊小艇最終被防護單元有效攔截.

圖15 Case 1中支撐結構應力分布

5 結 論

(1)沖擊小艇與防護單元進行碰撞時,防護單元響應主要集中在支撐結構和阻攔網上,沖擊小艇的動能主要是轉化為支撐結構和阻攔網的變形破壞.

(2)沖擊小艇與防護單元之間的碰撞力曲線呈現出明顯的非線性特征,在碰撞過程中局部結構發生破壞或斷裂,造成不同程度的卸載.

(3)在不同碰撞角度下防護單元都能實現有效攔截.在小角度碰撞時,支撐結構承受主要的沖擊,滑移能所占的比重逐漸增加,對防護單元的結構破壞較小.

(4)不同碰撞高度對防護單元造成的破壞程度不同.在較高位置碰撞,小艇主要與阻攔網接觸,對結構的破壞主要是拉伸變形,造成的破壞較小;在較低位置碰撞,對結構破壞程度較大.但在各工況下均可有效攔截,滿足安全防護的要求.