徐 偉，高茂進

(1.宿遷市地方海事局, 江蘇 宿遷 223800；2.連云港市地方海事局, 江蘇 連云港 222004)

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碰撞載荷對 LNG 船舶甲板上氣罐的影響

徐 偉1，高茂進2

(1.宿遷市地方海事局, 江蘇 宿遷 223800；2.連云港市地方海事局, 江蘇 連云港 222004)

針對我國內河航道與其他國家相比較為狹窄，經常發(fā)生船舶碰撞和擱淺事故現(xiàn)象，采用MSC.Dytran軟件對船船發(fā)生追尾碰撞事故時液化天然氣運輸船(LNG)開敞甲板上氣罐影響開展了研究。分析了碰撞后船舶整體應力應變、氣罐及基座應力應變，同時對船舶各構件的能量吸收情況開展了研究。

液化天然氣運輸船；氣罐；碰撞；沖擊載荷；有限元

0 引言

隨著航運業(yè)的發(fā)展，日益繁忙的水上交通經常發(fā)生船舶碰撞與擱淺事故。由于碰撞事故一方面會對船舶結構造成損傷，另一方面船上裝載貨物會發(fā)生泄露，泄露貨物可能會導致環(huán)境的污染[1]，因此無論是從安全考慮還是從經濟利益出發(fā)均需對船舶碰撞事故進行積極預防和研究。

對于氣罐布置于開敞甲板上的LNG動力船舶而言，發(fā)生碰撞事故時，可能對氣罐產生影響。若LNG動力船舶遭受碰撞而發(fā)生氣罐泄漏事故，造成的危害將十分巨大。船舶碰撞過程非常復雜，通常情況下比例模型模擬實船的效果并不是很好，雖然使用實船進行碰撞實驗是提高數據精確度的最好方法，但其本身缺點是存在著高度危險性和較大的經濟投入[2]。本文采用有限元分析軟件MSC.Dytran研究了LNG動力船舶發(fā)生船船碰撞事故時對開敞甲板上氣罐的影響。

1 碰撞模型及研究方案

根據開敞甲板上的氣罐布置，采用追尾碰撞方案，如圖1所示。邊界條件為：在被撞船端部施加剛性固定約束，撞擊船與被撞船之間采用自適應主從接觸[3]。

本文中：撞擊船為散貨船，其排水量為3 000 t，船長67.2 m, 型寬14.6 m, 型深4.6 m, 設計吃水3.72 m, 肋骨間距0.6 m, 設計航速約3.3 km/h。本船采取艏部有限元模型。被撞船：散貨船其船長66 m, 型寬15 m, 型深4.5 m, 設計吃水3.7 m, 肋骨間距0.6 m, 模型長度范圍為自船體艉封板向船艏延伸近2個艙段范圍，尾部開敞甲板區(qū)域設置5 m3的LNG儲氣罐，該氣罐距離艉封板的縱向距離按規(guī)范要求的最小值1.5 m進行選取。被撞船模型范圍選擇較長是為了減小被撞船端部邊界約束對結果的影響。追尾情況下取最危險的情況，即被撞船中途停止運動，撞擊船以設計航速 3.3 m/s追尾被撞船。假定撞擊船為剛體，在撞擊后被撞船舶不發(fā)生運動(被撞船舶端部剛性固定)，被撞船舶的變形能都是來自于撞擊船的動能。

圖1 碰撞有限元模型(追尾方案)

2 結果分析

2.1 被撞船舶整體結果分析

該碰撞方案下，被撞船極限撞深達到1.082 m，最終時刻被撞船舶的整體應力、應變如圖2、圖3所示?？紤]到所要評估的區(qū)域為尾部甲板區(qū)域，為了更清晰地顯示碰撞區(qū)域的情況，隱掉了貨艙區(qū)域，僅顯示艉封板至貨艙最尾端的應力、應變情況。

從圖2可以看出，追尾方案下被撞船舶最終時刻的最大應力將近350 MPa，遠大于屈服應力，艉封板上的碰撞區(qū)域產生了最大應力，有些區(qū)域構件相應的應力也超出了屈服應力，但碰撞區(qū)域還是顯示出較大的應力集中。從圖3中可以得到，追尾方案下被撞船碰撞區(qū)域應變值較大，甲板縱桁上部分單元應變值已達到失效應變、單元失效，其余部分最大變形值為0.254 m，并且變形值較大區(qū)域相對來說很集中。船底板、艉封板、甲板板、甲板縱桁和船底縱桁上的碰撞區(qū)域為主要區(qū)域，這些區(qū)域上的構件都有較大程度的損傷，說明了在船舶碰撞過程中碰撞損傷有局部性的特點。

圖2 被撞船最終時刻追尾碰撞應力圖

圖3 被撞船最終時刻追尾碰撞應變圖

2.2 氣罐及其基座的應力應變分析

方案中的撞擊船未直接撞擊到氣罐，但是船體結構受到破壞而波及到設置于開敞甲板上的氣罐基座和氣罐。由于最終狀態(tài)下極限撞深為1.082 m，因而需探討氣罐和氣罐基座的最大應力和應變隨撞深的變化情況。氣罐應力-撞深曲線和氣罐基座應力-撞深曲線分別如圖4和圖5所示。

在整個碰撞過程中，可以明顯看出隨著深度的增加，氣罐上的應力呈現(xiàn)出非常明顯的非線性。該方案下，氣罐的最大應力為67 MPa，小于其屈服應力，最大應力位置處于氣罐與氣罐基座的相交處，且在整個碰撞歷程中，各個撞深下的最大應力也基本處于氣罐與氣罐基座的相交位置。

對于氣罐基座而言，當剛性船艏碰到被撞船時，氣罐基座上立即有較大應力產生，0.554 m 撞深范圍內，基座上的應力隨撞深的增加而增加，0.7 m 撞深到極限撞深之間，其上的應力已經過渡到一個較為穩(wěn)定的值。該方案下，氣罐基座上產生了應力的最大值，約為221 MPa，與屈服應力235 MPa相差無幾。但從圖6中發(fā)現(xiàn)，各撞深下氣罐基座應力最大值均出現(xiàn)在與甲板相交位置，應力集中現(xiàn)象較為明顯。應變方面，氣罐整個時間歷程的應變值全部趨于零，說明整個碰撞過程中氣罐未發(fā)生大的變形，氣罐較為安全。氣罐基座具有一定的應變值，但最終最大應變值只有0.006 99，遠小于其失效應變，且應變較大區(qū)域為與甲板的相交位置，距離氣罐較遠。

圖4 氣罐應力-撞深曲線

圖5 氣罐基座應力-撞深曲線

圖6 氣罐及氣罐基座應變圖

2.3 能量吸收

能量吸收方面，在剛性艏撞擊船體后，被撞船的能量全部來源于撞擊船體后所產生的能量，撞擊完成后2條船都呈現(xiàn)出靜止狀態(tài)，被撞擊船舶的應變能都是源自于撞擊船的動能[6]。各構件能量-時間歷程曲線顯示如圖7所示。

圖7 各構件能量吸收曲線

圖7為碰撞后各構件的能量吸收情況：甲板板吸收的能量占到很大的比重，是總能量的 22.93%，船底板次之，吸能占總能量的 20.50%。此外，艉封板、船底龍骨及甲板縱桁為主要吸能構件，其余構件相對來說吸收能量較少，氣罐基座吸能所占比例很小，僅占總能量的 0.01%，可以忽略氣罐吸能。因此，從吸能方面看，氣罐和基座都是安全的。

各構件吸能的總能量小于球鼻艏的初始動能，這是因為在撞擊完畢后，一方面由于振動等原因，被撞船和撞擊船在垂直方向和船寬方向可能仍具有少許的動能存在，另一方面在碰撞過程中，由于部分單元失效，有部分能量被損失掉了。

3 結論

本文運用MSC.Dytran 軟件分析了內河柴油-LNG 雙燃料動力散貨船在發(fā)生碰撞事故時對艉部開敞甲板上氣罐產生的影響。選取2艘內河散貨船，通過軟件模擬得出LNG 動力船舶在發(fā)生追尾和舷側側向垂直碰撞(沿氣罐軸線方向)時船體結構、氣罐和氣罐基座的響應情況，得出以下結論：

(1)追尾情況下，極限撞深達到1.082 m，船體結構發(fā)生損傷變形的區(qū)域主要集中在甲板板、船底板、艉封板、船底龍骨及甲板縱桁，碰撞損傷具有明顯的局部性。

(2)追尾情況下，開敞甲板上的氣罐所受最大應力為67 MPa，應變值基本為零，其吸能對于船舶總體吸能而言可以忽略，因此追尾情況下氣罐處于安全狀態(tài)；該方案下的氣罐基座應變值也很小，遠小于其失效應變，其吸能僅占船舶總吸能的0.1%，但最大應力接近屈服應力。由于各撞深下應力最大值多出現(xiàn)在氣罐基座和甲板的相交位置，在實際操作中，可考慮將基座與甲板接觸區(qū)域一段做適當加強。

(3)兩船側向垂直碰撞情況下，極限撞深達到0.786 m，船體結構發(fā)生損傷變形的區(qū)域主要集中在甲板板、舷側外板、船底板及艉封板，碰撞損傷亦具有明顯的局部性。

(4)由于氣罐及基座距離舷側的距離較大，在船舶發(fā)生側向垂直碰撞時，氣罐最大應力僅為28.8 MPa，應變和吸能基本可忽略；氣罐基座在側向垂直碰撞下的應力也僅為80.4 MPa，小于其屈服應力，應變和吸能也基本可忽略，因此，可認為氣罐及其基座在該碰撞方案下是安全的。

[1] 張麗英.海商法[M]. 北京,清華大學出版社，2006.

[2] 王自力，顧永寧.船舶碰撞研究的現(xiàn)狀和趨勢[J]. 造船技術，2000(4)：7-12.

[3] 王自力,顧永寧.超大型油輪雙殼舷側結構的碰撞性能研究[J].中國造船,2002,43(1)：58-63.

[4] 陶亮，船舶舷側結構碰撞性能研究[D]. 大連，大連理工大學，2006.

2015-07-16

徐偉(1967—)，男，工程師，主要從事船舶檢驗工作；高茂進(1967—)，男，高級工程師，主要從事船舶檢驗工作。

U661.43

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