1 引 言

隨著國際航運(yùn)貿(mào)易迅猛發(fā)展，海上交通運(yùn)輸日益繁忙，船舶碰撞的風(fēng)險(xiǎn)也逐漸增加。船舶碰撞必然會(huì)造成船舶結(jié)構(gòu)的破壞，造成巨額財(cái)產(chǎn)損失和人員傷亡。對于化學(xué)品船和油船，船舶碰撞還會(huì)導(dǎo)致化學(xué)品或原油的泄露，嚴(yán)重污染海洋環(huán)境。對于船舶碰撞，由于主要研究被撞船舷側(cè)結(jié)構(gòu)的吸能性能，因此將撞擊船艏部簡化為剛體[1]。實(shí)際上，船艏結(jié)構(gòu)具有有限剛度，在碰撞過程中也會(huì)產(chǎn)生變形吸收部分動(dòng)能，而且，這種變形必將對被撞船舷側(cè)結(jié)構(gòu)的變形和吸收能量產(chǎn)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(qiáng)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(shù)，研究了剛性和柔性兩種材料屬性的球艏結(jié)構(gòu)對雙層舷側(cè)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(cè)結(jié)構(gòu)塑性變形能很小)，本文仿真中的柔性球艏模型為真實(shí)球艏結(jié)構(gòu)模型。仿真結(jié)果表明：同一撞深下，兩種情況的舷側(cè)結(jié)構(gòu)變形能非常接近，然而，當(dāng)球艏為柔性時(shí)，由于兩者的相互作用導(dǎo)致舷側(cè)雙殼結(jié)構(gòu)內(nèi)殼板的破裂時(shí)間比剛性球艏撞擊時(shí)的破裂時(shí)間有所滯后，同時(shí)撞深也有所增加。如果以舷側(cè)雙殼結(jié)構(gòu)的內(nèi)殼板破裂為標(biāo)準(zhǔn)，則會(huì)得到柔性球艏撞擊下舷側(cè)雙殼結(jié)構(gòu)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(shí)船結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)重量987 t，船長106.60 m，型寬16.60 m，型深6.80 m，結(jié)構(gòu)吃水4.60 m，內(nèi)外殼間距1.2 m，肋距600 mm。艏部和舷側(cè)結(jié)構(gòu)如圖1、圖2所示。

圖1 球艏內(nèi)部結(jié)構(gòu)

圖2 雙層舷側(cè)內(nèi)部結(jié)構(gòu)

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(qū)域，變形較大，選用huges-liu殼單元，這種單元的特點(diǎn)是處理大變形以及翹曲問題效果好。其他區(qū)域相對變形比較小，采用默認(rèn)的Belytsch-Tsay單元，也是LS_DYNA默認(rèn)的單元類型。

對船體周圍水的動(dòng)力影響，根據(jù)王自力等人[4]的研究結(jié)果，采用附加質(zhì)量法考慮。被撞船橫漂運(yùn)動(dòng)的附連水質(zhì)量取排水量的40%，附加在吃水以下外殼板上；撞擊船進(jìn)退運(yùn)動(dòng)的附連水質(zhì)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(dòng)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(yīng)力為235 MPa)。模型中使用的單元類型和材料屬性的詳細(xì)情況見表1。

2.3 結(jié)構(gòu)模型

圖3給出了全船碰撞有限元模型圖。對于撞擊區(qū)域，包括撞擊船的彈性球艏和被撞船舷側(cè)雙殼結(jié)構(gòu)，采用細(xì)化的有限元網(wǎng)格，單元尺寸為50 mm；而非碰撞區(qū)域采用較粗的網(wǎng)格，單元尺寸為325 mm。圖4為舷側(cè)雙層殼結(jié)構(gòu)的詳細(xì)構(gòu)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(cè)雙層殼結(jié)構(gòu)詳細(xì)構(gòu)件圖

2.4 材料應(yīng)變失效準(zhǔn)則

在失效準(zhǔn)則的選擇上，采用定義失效應(yīng)變來判斷單元的失效。失效應(yīng)變的選擇與單元尺寸有關(guān)，單元尺寸越小，失效應(yīng)變就越大[5]。對于本文的仿真分析模型，模型碰撞區(qū)域的單元尺寸為50 mm，取失效應(yīng)變?yōu)?.1[6]。

2.5 材料的應(yīng)變率敏感性

由于船舶碰撞是一個(gè)動(dòng)態(tài)響應(yīng)過程，而船用低碳鋼的塑性性能對應(yīng)變率是高度敏感的，其屈服應(yīng)力和拉伸強(qiáng)度極限隨應(yīng)變率的增加而增加，所以在材料模型中應(yīng)引入應(yīng)變率敏感性的影響。本文中采用與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)符合得較好的Cowper-Symonds本構(gòu)方程：

(1)

式中,σd——?jiǎng)忧?yīng)力；

σs——相應(yīng)的靜屈服應(yīng)力；

D、q——材料常數(shù)，可通過實(shí)驗(yàn)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(huì)與舷側(cè)結(jié)構(gòu)發(fā)生接觸，而且被撞擊船的構(gòu)件之間也會(huì)發(fā)生接觸。本文采用自動(dòng)單面接觸，單面接觸可以用在一個(gè)物體表面的自身接觸或兩個(gè)物體表面間的接觸，對于模型中殼單元法向方向可能出現(xiàn)不一致的情況最好采用自動(dòng)接觸算法[8]。在自動(dòng)單面接觸中程序會(huì)自動(dòng)判斷模型中哪些表面發(fā)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(huì)大幅度增加計(jì)算時(shí)間，在顯示模型中定義單面接觸僅會(huì)少量地增加計(jì)算時(shí)間?？紤]到單面自動(dòng)接觸不能自動(dòng)輸出接觸力，計(jì)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(huì)影響到結(jié)果的趨勢，所以不予考慮。

2.7 邊界條件

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

3 仿真計(jì)算的結(jié)果與分析

3.1 被撞船舷側(cè)結(jié)構(gòu)損傷變形結(jié)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(cè)結(jié)構(gòu)的損傷變形結(jié)果。從圖中看出，被撞船舷側(cè)結(jié)構(gòu)的損傷變形主要集中在被撞擊區(qū)域，這說明船舶碰撞是一種局部現(xiàn)象。被撞擊船內(nèi)殼破裂的時(shí)間不同，柔性球艏撞擊下內(nèi)外殼板破裂時(shí)間分別為0.05 s和0.262 5 s； 剛性球艏撞擊下內(nèi)外殼板的破裂時(shí)刻分別為0.237 5 s和0.04 s。從圖中還可以看出，被撞船內(nèi)殼板破裂的形式并不相同。

當(dāng)撞擊船的艏部為剛性球艏時(shí)，在球艏撞擊到被撞船舷側(cè)結(jié)構(gòu)的內(nèi)殼板時(shí)，由于球艏為剛體，首先會(huì)在內(nèi)殼板與剛性球艏的接觸點(diǎn)產(chǎn)生很大的塑性變形，撞擊點(diǎn)的應(yīng)變很快達(dá)到失效應(yīng)變并迅速破裂，隨著撞擊時(shí)間的持續(xù)，裂紋迅速擴(kuò)大，裂口非常整齊，損傷形式很像是被撕裂開的；當(dāng)撞擊船的艏部為柔性球艏時(shí)，在球艏撞擊到被撞船舷側(cè)結(jié)構(gòu)的內(nèi)殼板時(shí)， 柔性球艏也會(huì)產(chǎn)生變形， 使球艏與舷側(cè)結(jié)構(gòu)的內(nèi)殼板的接觸面積擴(kuò)大，較大部分的舷側(cè)結(jié)構(gòu)的內(nèi)殼板參與塑性變形，同時(shí)會(huì)有較大區(qū)域的板達(dá)到實(shí)效應(yīng)變產(chǎn)生破裂，所以艙壁上的裂口是在大面積達(dá)到失效應(yīng)變后一起破裂開的。

圖5 剛性球艏撞擊下舷側(cè)雙層殼結(jié)構(gòu)損傷應(yīng)力時(shí)序圖

圖6 柔性球艏撞擊下舷側(cè)雙層殼結(jié)構(gòu)損傷應(yīng)力時(shí)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(cè)結(jié)構(gòu)中的碰撞力隨撞深的變化曲線。圖7的編號項(xiàng)目見表2。

圖7 碰撞力—撞深曲線

表2內(nèi)外板破裂時(shí)碰撞力、吸收能—撞深表

編號項(xiàng) 目撞深/m碰撞力/MN舷側(cè)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(nèi)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(qiáng)的非線性關(guān)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(cè)外板、內(nèi)板破裂的瞬時(shí)，也就是圖7中2、4所表示的時(shí)刻。而在剛性球艏撞擊的過程中舷側(cè)外板、內(nèi)板破裂時(shí)，也就是圖7中1、3所示時(shí)刻，碰撞力無明顯的卸載，且均小于圖7中2、4所對應(yīng)的值。對照圖5、圖6可以分析出：撞擊球艏為剛性時(shí)，由于其剛性導(dǎo)致很小的局部區(qū)域首先產(chǎn)生塑性變形，并達(dá)到失效應(yīng)變迅速破裂，而此時(shí)周圍的大部分構(gòu)件變形很小，故承受的碰撞力很小。外板失效后，碰撞力會(huì)有所卸載，但此時(shí)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(shí)，球艏在撞擊過程中產(chǎn)生變形，使舷側(cè)外板與球艏的接觸面積增大，這樣舷側(cè)外板有較多的結(jié)構(gòu)參與塑性變形吸能，直到接觸面全部達(dá)到失效應(yīng)變時(shí)才發(fā)生破裂，故此時(shí)外板破裂的撞深和碰撞力比前者要大一些。此時(shí)，在外板失效時(shí)，外板縱骨已全部失效，故碰撞力卸載很明顯。

3.3 被撞船結(jié)構(gòu)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(xiàng)目見表2。由圖8可看出，兩者的變形能和撞深之間的關(guān)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(zhuǎn)化的趨勢。此外，在同等撞深下，兩種撞頭撞擊下被撞船舷側(cè)結(jié)構(gòu)變形能基本相近。但從殼板臨界破裂的時(shí)間和撞深來看，由于柔性艏與被撞船的相互作用，導(dǎo)致殼板破裂時(shí)間推遲，撞深增加，從而造成了柔性球艏撞擊下舷側(cè)結(jié)構(gòu)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(nèi)殼破裂時(shí)刻舷側(cè)雙殼結(jié)構(gòu)各個(gè)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(gòu)件產(chǎn)生變形并參與能量的吸收，這也是柔性球艏撞擊下舷側(cè)結(jié)構(gòu)在內(nèi)外板破裂時(shí)刻的吸收能較大的原因。

表3 兩種情況下雙層殼各構(gòu)件吸收能對比

4 結(jié) 論

本文采用非線性有限元?jiǎng)恿Ψ治鲕浖﨤S_DYNA，研究了撞擊船艏部剛度特性對被撞船舷側(cè)結(jié)構(gòu)變形吸能的影響，從中可以得到以下結(jié)論。

1) 撞擊船艏部剛度對被撞船舷側(cè)結(jié)構(gòu)破壞損傷形式有直接影響。當(dāng)剛性球艏撞擊舷側(cè)雙殼結(jié)構(gòu)時(shí)，首先在接觸點(diǎn)產(chǎn)生很大的塑性變形，撞擊點(diǎn)很快達(dá)到失效應(yīng)變,并迅速破裂；當(dāng)為柔性球艏時(shí)，由于柔性球艏的變形，球艏與舷側(cè)結(jié)構(gòu)的內(nèi)殼板的接觸面積會(huì)增大，較大部分的舷側(cè)結(jié)構(gòu)的內(nèi)外殼板參與塑性變形。

2) 剛性球艏撞擊舷側(cè)雙殼結(jié)構(gòu)時(shí)，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(cè)結(jié)構(gòu)變形能非常接近，這與已有結(jié)論比較吻合。然而，由于柔性球艏與舷側(cè)結(jié)構(gòu)的相互作用，推遲了舷側(cè)內(nèi)外殼板的破裂時(shí)間，增加撞深，造成了舷側(cè)結(jié)構(gòu)吸能有所增加。

參考文獻(xiàn):

[1] 王自立，顧永寧．超大型油船雙殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)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(xué)學(xué)報(bào)，2003,37(7)：981-984．

[3] 江華濤，顧永寧．高強(qiáng)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(shù)值仿真的附加質(zhì)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(dòng)力分析指南[M]．北京：兵器工業(yè)出版社，2001．