王　林， 馬國寶

(江蘇科技大學 船舶與海洋工程學院， 江蘇 鎮(zhèn)江 212003)

?

新型復合板舷側結構與冰碰撞數值研究

王林， 馬國寶

(江蘇科技大學 船舶與海洋工程學院， 江蘇 鎮(zhèn)江 212003)

摘要采用新型波紋板核聚氨酯復合板替代傳統(tǒng)的舷側外板，提高舷側結構的抗冰能力。并通過ANSYS/LS-DYNA仿真模擬冰與舷側的碰撞作用，考慮應變率影響，冰材料采用應變率相關塑性模型。比較分析原結構和新結構在冰體碰撞作用下的結構變形損傷、碰撞力和能量吸收情況。

關鍵詞波紋板核聚氨酯復合板舷側冰碰撞

0引言

兩極地區(qū)豐富的海洋資源吸引著人類關注，現在已有一些國家在北極地區(qū)進行資源開發(fā)。近年來，由于氣候變暖，北極海域冰密度降低，北極通航成為可能。在這些海域航行的船舶都無法避免海冰載荷的問題。船舶一旦與冰山發(fā)生碰撞，往往會造成結構局部破損，導致貨物外泄，甚至沉船等嚴重后果，對環(huán)境和生命財產安全造成極大影響。因此，在冰區(qū)航行的船舶非常有必要提高其結構的抗冰性能。

與冰區(qū)船舶結構安全密切相關的一個重要問題就是冰的局部碰撞載荷，因此船冰碰撞現已成為研究熱點之一。挪威科技大學Zhenhui Liu、Jфrgen Amdahl[1-2]研究了船舶與冰山碰撞的外部動力學及內部動力學問題。美國船級社Bo Wang等[3]研究船舶與可壓碎冰的作用，并進行非線性動態(tài)有限元分析。G. W. Timco等人[4]總結了北極冰區(qū)冰的物理和力學性質，為具體應用提供數據基礎。本文針對船舶與冰碰撞的情形，提出舷側外板使用波紋板核聚氨酯復合板，以提高結構抗冰能力，并應用ANSYS/LS-DYNA軟件計算分析不同碰撞情形下的結構響應。

1冰的物理力學性質及材料模型

1.1物理力學性質

冰的溫度在斷面上呈線性分布，露出水面以上部分的溫度幾乎等于大氣溫度，水面以下部分溫度與海水溫度接近[5]。在不同溫度下，冰的性能差異較大。密度與其鹽度、溫度、和氣泡含量有關。密度是海冰的一個重要屬性，其大小決定了冰的抗壓強度。密度可以看作溫度與鹽度的函數，其變化關系比較復雜。

(1) 抗壓強度。

船與冰發(fā)生碰撞時，冰的壓縮強度決定了冰對船舶作用載荷的大小。單軸無側限抗壓強度與應變率、溫度、孔隙率和晶體方向有關。隨著應變率的變化，冰的破壞過程分為韌性區(qū)、脆韌轉變區(qū)和脆性區(qū)。在溫度較高，低應變率下，抗壓強度可小于1 MPa；溫度較低，高應變率下，抗壓強度可達幾十兆帕。

(2) 抗彎強度。

抗彎強度決定了冰對傾斜結構作用載荷，其大小通常通過3點或4點彎曲試驗測得?？箯潖姸仁鼙姸嘁蛩赜绊?，如鹽度、溫度、加載速率等。在不同的溫度下，抗彎強度的差異較大。隨著加載速率的變化冰的彎曲可分為3個階段——延性區(qū)、過渡區(qū)、脆性區(qū)。彎曲強度在過渡區(qū)最大，在延性區(qū)和脆性區(qū)與應力率呈對數關系；溫度升高彎曲強度降低，二者為指數關系[6]。

(3) 剪切強度。

冰的剪切強度相關研究文獻較少，因為冰很少在純剪切情況下被破壞，多數為混合破壞形式。文獻表明，冰的剪切強度與溫度、鹽度、密度、加載方向有關[7-9]。Serikov[10]通過實驗測得-0.9℃～-4.1℃的冰平均剪切強度為0.9 MPa；Dykins[11]得出冰剪切強度隨溫度降低呈增長趨勢，實驗測得-4℃～-27℃的冰剪切強度從0.14 MPa增加至0.35 MPa。

1.2冰材料模型

冰的性質受眾多因素的影響，如溫度、鹽度、孔隙等，抗壓強度、抗彎強度、彈性模量等屬性數值變化較大，是一種典型屬性多樣性材料，因此冰的材料屬性和其本身結構關系非常復雜。本文將冰簡化為彈塑性材料，在各個方向上無明顯力學性能差異，即為各向同性材料。

應變率是冰力學行為的一個重要影響因素，其影響可歸結為三個階段：韌性階段、過渡階段、脆性階段。冰的屈服應力隨著應變率的增加逐漸上升，達到最大值后略有下降，而最大值出現在應變率10-3s-1左右，此時冰破壞更近似脆性破壞。

冰的強度受溫度的影響也較大。從-3℃～-35℃，應變率為1.5×10-1s-1時，平均每降低1℃抗壓強度增加0.78 MPa；應變率為2×-3s-1時，平均每降低1℃抗壓強度可增加0.6 MPa[12]。

彈性模量在不同應變率下并無明顯變化[13]，影響彈性模量的因素主要是溫度、鹽度、孔隙率等。在不同溫度和鹽度下，彈性模量范圍分布較廣，在1.7 GPa～9.0 GPa之間。密度對冰彈性模量的影響比較大，從600 kg/m3～900 kg/m3，彈性模量就有一個數量級的差距。本文計算以-10℃的冰為例，其密度約為900 kg/m3，其彈性模量約為8.3 GPa。

冰材料的泊松比與應變率、溫度、密度有關，通常由動態(tài)測量方法得到，對于密度大于800 kg/m3冰，其泊松比受孔隙的影響較小，且數值在0.3～0.4，本文取0.33。

在數值模擬中冰材料采用*MAT_STRAIN_RARE_DEPENDENT_PLASTICITY模型。以最大等效塑性應變作為材料失效模式，取最大應變值為0.1。材料屬性詳如表1所示。

表1　冰材料參數

2波紋板核聚氨酯復合板舷側結構設計

本文選用一艘遠洋無限航區(qū)的成品油船為研究對象，本船載重量約為12 700 t，貨油艙區(qū)域為雙底雙殼結構。船舶主尺度如表2所示。

表2　某成品油船主尺度參數

船舶發(fā)生碰撞時，在所有構件中外板對抵抗撞擊起到至關重要作用。本文對舷側結構的加強設計主要從舷側外板著手，進一步提升外板的性能，從而改善整體結構的抗撞擊能力。由研究結果知道波紋板核聚氨酯復合板具有良好的抗撞擊性能，根據等質量原則將原有舷側外板替換為新的復合板。復合板面板等厚，均為4 mm，芯層高度20 mm，波紋芯板厚1 mm。肋骨間距700 mm，每4檔設置一根強肋骨。對其貨油艙區(qū)舷側結構進行仿真分析，建立一個貨艙區(qū)域的有限元模型，長19.6 m。船體鋼材采用PLASTIC KINEMATIC模型，以最大塑性應變?yōu)槭蕜t，考慮溫度及其他因素影響，取鋼材最大應變?yōu)?.28。夾層板中聚氨酯芯材同樣采用PLASTIC KINEMATIC模型，不考慮應變率影響。材料參數如表3所示。根據初步的試算結果，略去遠離舷側的船底部分和甲板部分，因為這些遠離的結構在舷側受到碰撞時產生的應變和應力非常小，省略這些結構可以提高計算效率。

表3　材料參數

3船-冰碰撞工況設定

根據挪威船級社(DNV)推薦的冰體形狀，本文以立方體冰體為例。文獻[14]表明，在各種形狀的冰體中，立方體冰與船舶碰撞對船體結構造成的損傷最大。在仿真模擬中，只建與船體發(fā)生接觸的冰體模型，其他未接觸部分的形狀對數值計算而言并不重要，為了提高計算效率，采用剛體代替冰體的未接觸部分，表示其對接觸部分的推動作用。

船體舷側結構的兩端采用固定約束，表示船體其他結構的約束作用。冰體棱角與舷側結構發(fā)生碰撞，碰撞中心位置為圖1中的A位置和B位置，冰體以6 m/s的速度與舷側垂直碰撞。圖2為冰體與舷側結構碰撞示意圖。

圖1　舷側碰撞位置示意圖　　　　　　　　　　　　圖2　冰體與舷側結構碰撞示意圖

4結果分析

4.1工況一

(1) 變形損傷。

從圖3中可以看出，新結構的損傷程度相對原結構小。對應冰體損傷如圖4所示。原結構在碰撞發(fā)生0.18 s后，外板破損，此時外板變形深度為0.62 m。外板破損之后，尖銳的冰體端部迅速刺入船體，冰體邊緣切割外板和縱骨。最終，相鄰肋板被壓潰，內壁板變形深度為0.32 m。新結構在碰撞發(fā)生0.24 s后，外板變形深度達到0.94 m時，外板破裂。碰撞結束時，內壁板變形量為0.21 m。相比原結構，新結構在發(fā)生碰撞后，冰體侵入減少，外板被劃割破壞范圍降低，外板破損時間推遲0.06 s，為原結構外板破損時間的1.33倍，極限撞深提高52%，內壁板的變形減少34%。這些方面的改變說明，相較于原結構，新結構抵抗冰撞擊的能力得到提高。

圖3　舷側結構變形損傷圖

圖4　冰體損傷圖

(2) 碰撞力。

碰撞力變化過程如圖5所示。原結構在碰撞發(fā)生0.18 s時，碰撞力為8.24×106N。外板破裂之后，碰撞力并沒有大幅降低，而是在較高水平上維持了一段時間，在8×106N上下波動，冰體邊緣切割構件過程持續(xù)約0.4 s。新結構在碰撞發(fā)生0.24 s時，碰撞力在達到峰值1.15×107N后，力開始卸載。外板破損后，碰撞力在9.5×106N上下波動并持續(xù)了0.2 s，相比原結構持續(xù)時間縮短50%，最大作用力提高29%，外板破損后的抵抗作用力提高18.8%。因此說明相較于原結構，新結構具有較大的剛度，可有效降低結構損傷，具有更強的抗冰能力。

圖5　碰撞力時間歷程曲線

(3) 能量。

從圖6可以看出，兩種結構總吸能相差不大，原結構比新結構多0.2 MJ。原結構在0.18 s外板破裂，結構吸能2.56 MJ。而新結構外板達到極限撞深時，結構吸能4.95 MJ，比原結構提高93.4%。說明新結構與尖銳冰體發(fā)生碰撞時，結構破損前可以比原結構吸收更多的撞擊能量，具有更強的抗撞性能。新結構的外板吸能有所增長，且占總能量比重也有提高。平臺板吸收能量增加81%，縱骨吸收能量減少33.6%，說明新結構強構件抵抗撞擊作用更大，結構剛度較高，變形范圍較大，可更好地避免局部嚴重受損。內壁板吸收能量僅為原來的28.9%，可見冰的撞擊對船體內部的影響大幅降低，新結構可達到更好的防護效果。

圖6　舷側結構能量吸收曲線

4.2工況二

(1) 變形損傷。

從圖7可以看出新結構的損傷程度大幅降低。對應冰體損傷如圖8所示。原結構在碰撞發(fā)生0.21 s后，外板破損，此時外板撞深0.61 m。之后，冰體端部侵入船體，棱邊開始切割外板，損傷范圍快速擴大。冰體侵入的端部繼續(xù)擠壓平臺板與肋骨，致使二者完全斷裂，并且分離，徹底失去承載作用。最終，內壁板變形量為0.26 m。新結構在碰撞發(fā)生0.29 s后，外板破損，撞深達到0.86 m。外板損傷從平臺板與肋骨交匯處開始慢慢擴展，最終損傷范圍達到長約1 m，寬0.5 m。碰撞結束時，內壁板變形深度為0.31 m。與原結構相比，外板破損時間延長38%，極限撞深提高41%。內壁板變形有所增加，是因為外板剛度相對較大，推動支撐構件向內變形，但整體結構的損傷卻大幅降低。

圖7　舷側結構變形損傷圖

圖8　冰體損傷圖

(2) 碰撞力。

圖9為碰撞力時間歷程曲線。原結構在碰撞發(fā)生0.11 s時，平臺板與肋骨即被壓皺，碰撞力出現卸載。至0.16 s時，平臺板與肋骨在連接處出現斷裂，碰撞力小幅降低后繼續(xù)升高。在0.21 s時，碰撞力輕微卸載后繼續(xù)上升。從0.33 s～0.6 s，保持較高作用力，最大值為9.25×106N。采用新結構后，圖中可以看到碰撞力在0.09 s、0.13 s、0.2 s這些時間點出現卸載現象，這些時刻分別對應平臺板被壓皺，肋骨與平臺板連接處斷裂，以及縱骨變形失效等結構變化。在0.29 s碰撞力卸載后又增加到最大值13.5×106N。數據表明，兩種結構在外板破損后碰撞力沒有降低，而是繼續(xù)增加。這是因為碰撞位置在強構件處，強構件是主要支撐構件，外板雖然破損，但這些構件依然可以有效地抵擋冰的撞擊。相比之下，發(fā)生冰體碰撞時，新結構的碰撞力提高45.9%，冰對結構的作用時間縮短約1.3 s。

圖9　碰撞力時間歷程曲線

(3) 能量。

從圖10可看出兩種結構能量吸收的差異，最終原結構吸能12.2 MJ，新結構吸能11.59 MJ。主要原因是原結構被冰體刺穿，冰體侵入過程中結構破壞加劇，這一過程持續(xù)時間較長，因此能量吸收增加。原結構在外板破損時吸能4 MJ，而新結構外板破損時吸能7.15 MJ，相比提高79%。結構發(fā)生破損前，新結構吸能相對大幅提高。從冰消耗的能量來看，與新結構碰撞消耗1.93 MJ，相比原結構增加41%。說明新結構剛度更大，使冰更多地破碎，消耗碰撞能量，從而減少結構損傷。

5結論

利用數值方法，模擬舷側結構兩個不同位置與冰碰撞的過程，并對比分析新結構與原結構的結構響應，得出如下結論：

(1) 冰體與舷側結構發(fā)生碰撞時，A位置比B位置更容易破損，冰體侵入船體時，冰的邊緣對外板、縱骨等構件產生切割作用，使破損加劇。

[][]

(2) 采用波紋板核聚氨酯復合板替換原有外板后，新結構與冰發(fā)生碰撞后損傷明顯降低，在碰撞力、能量吸收方面均有大幅改善，抗冰能力提升。

圖10　舷側結構能量吸收曲線

[ 1 ]LIU Z H. Analytical and numerical analysis of iceberg collisions with ship structures [D]. Norwegian University of Science and Technology，Norway，2012.

[ 2 ]LIU Z H，AMDAHL J，LOSET S. Integrated numerical analysis of an iceberg collision with a foreship structure [J]. Marine Structures，2011，24(4)： 377-395.

[ 3 ]WANG B，YU H C. Ship and ice collison modeling and strength evaluation of LNG ship structure [C]// OMAE2008，Shanghai.

[ 4 ]Timco G W，Weeks W F. A review of the engineering properties of sea ice [J]. Cold Regions Science and Technology，2010，60(2)：107-129.

[ 5 ]Nakawo M，Sinha N K. Growth Rate and Salinity Profile of First-Year Sea Ice in the High Arctic[J]. Glaciology，1981，27(96)：315-330.

[ 6 ]隋吉學. 渤海海冰彎曲強度影響因素分析[J]. 海洋環(huán)境科學，1996，15(1)：73-77.

[ 7 ]Frederking R M W, Timco G W. Measurement of shear strength of granular discontinuous columnar sea ice[J]. Cold Regions Science and Technology, 1984(9):215-220.

[ 8 ]Frederking R M W, Timco G W. Field Measurement of Shear Strength of Columnar-Grained Sea Ice[C]//IAHR, Ice Symposium Iowa City,1986：512-518.

[ 9 ]Golding N，Schulson E M,Renshaw C E. Shear localization in ice: Mechanical response and microstructural evolution of P-faulting[J]. Acta Materialia, 2012(60): 3616-3631.

[10]Seikov M I. Mechanical Properties of Antarctic Sea Ice[J]. Soviet Antarctic Expedition Information Bulletin,1961(3):181-185.

[11]Dykins J E. Ice Enegineering-Material Properties of Saline Ice for a Limited Range of Conditions[R]. US, Naval Civil Lab,1971.

[12]Haynes F D. Effect of Temperature on the Stress of Snow Ice[R]. CRREL Report，Hnover，NH，1978.

[13]Tracttekerg A，Gold L W， Frederking R M W.The Strain Rate and Temperature Dependence of Young’s Modulus of Ice[C]// Proc. IAHR. Ice Symp， Hanover，NH，1975.

[14]張健，張淼溶，萬正權，等. 冰材料模型在船-冰碰撞結構響應數值仿真中的應用研究[J]. 中國造船，2013，54(4)：100-108.

作者簡介：王林(1963-)，男，教授，主要從事結構沖擊與防護、船舶與海洋結構加固研究。

中圖分類號U662

文獻標志碼A

Reach on Numerical Simulation of Collision between Corrugated-core Sandwich Plate Side Structure with Iceberg

WANG Lin, MA Guo-bao

(Jiangsu University of Science and Technology, Zhenjiang Jiangsu 212003, China)

AbstractTo increase the ability of ice resistance, side plate was substituted for corrugated-core sandwich plate. Ice-ship collision was simulated through ANSYS/LS-DYNA, in which the strain rate influence was considered, and the ice material was strain rare dependent plasticity model. The responses of old structure and new structure collision with ice were calculated. And then, impact fore, deformation and energy of different structures were compared.

KeywordsCorrugated-core sandwich plateSide structureIce collision