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較多，Cho等[12]利用鐘擺式?jīng)_擊試驗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)行低速沖擊實驗，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。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際材料及剛性材料，比較實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，本文選與實驗數(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點碰撞力較B點高近16 MN，極限撞深增加1.09 m。實際結(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，通過壓潰試驗獲得壓皺強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 不同球鼻壓潰強度

3.2.1 壓潰強度計算

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 不同球鼻壓潰強度計算

為計算4個不同材料參數(shù)球鼻的壓潰強度，用有限元數(shù)值仿真方法對球鼻進(jìn)行壓潰實驗，計算獲得各自平均強度值。球鼻壓潰試驗[2]照片見圖7，實驗球鼻固定于剛性平臺，通過上下兩剛性平臺相向運動施加壓潰載荷，實時記錄該載荷及壓潰行程，計算獲得球鼻壓潰強度。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)點四邊形板殼單元，重錘用8節(jié)點六面體單元，球鼻末端與剛性墻連接。

不同強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度變化曲線見圖13。由圖13曲線看出：① 隨平均壓潰強度的增加，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，說明強度增加到一定程度后對船體碰撞性能無明顯影響。隨強度繼續(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，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 極限撞深隨球鼻強度曲線

表4 極限撞深時能量吸收比較

4 結(jié) 論

(1) 實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。

(2) 實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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