船舶貨艙區側撞橋墩有限元仿真分析

唐 勇,朱 彥

(1.上海船舶運輸科學研究所運輸系統事業部,上海 200135;2.江南造船(集團)有限責任公司開發研究部,上海 201913)

0 引 言

國外學者Hysing和Boe[1]曾研究過1艘150000 DWT散貨船側撞1座24 m寬的橋墩,并提出了船側撞擊力的簡化經驗公式。國內胡志強和顧永寧[2]模擬1艘排水量為2900 t的駁船側向撞擊剛性橋墩的碰撞過程,總結出駁船側撞橋墩的碰撞性能。然而大多數所開展的船撞橋研究主要集中在船首正撞或斜撞橋墩的層面上[3-6],對于船舶貨艙區側撞橋墩的研究則相對較少。當船舶橫穿水道、失控漂移或者船舶規避正面碰撞等情況下,船舶將有可能與橋墩發生貨艙區域的側撞。由于側撞時船體附連水質量較大,舷側與橋墩接觸面積也很大,故其對橋梁的撞擊危害是不容忽視的,因此開展這方面的工作對于完善船撞橋的研究體系具有積極的作用。

本文以某大型跨江橋梁工程為背景,選取3000 DWT油船為防撞代表船型,采用非線性有限元軟件MSC.Dytran,開展在3.0 m/s的失控速度下船舶貨艙區側撞主墩墩身的有限元仿真試驗,并且分析了不同偏心距條件下撞擊力和能量的演變過程。

1 材料模型

1.1 主墩墩身及承臺材料模型[7]

考慮到橋墩在碰撞過程中存在硬化效應,故選用彈塑性混凝土硬化斷裂本構關系。本文采用了Colorado混凝土帽蓋材料模型,主要參數見表1。

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混凝土的破壞準則是判斷混凝土是否破壞的依據,本文選用了比較簡單的參數混凝土強度準則模型,即最大拉伸應力理論的破壞準則。按照混凝土結構設計規范,C30混凝土的抗拉強度標準值取為2.0×106N/m2。

1.2 主墩樁基材料模型

因為不考慮樁基的破壞形式,所以樁基材料采用較簡單的線彈性本構關系,密度 ρ=2500 kg/m3,泊松比 μ=0.23,彈性模量E=4.5 ×1010N/m2。

1.3 船用鋼材料模型

根據撞擊損傷區域的局部性能特征,船體碰撞區采用線性強化彈塑性材料模型,即考慮材料進入塑性后的應變強化。有關參數為:材料密度 ρ=7850.0 kg/m3,彈性模量 E=2.10×1011N/m2,硬化模量Eh=1.18 ×109N/m2,屈服應力 σ0=2.35 ×108N/m2,泊松比 μ=0.3。其余結構處理為剛性體。材料應變率敏感性的本構方程采用 Cowper-Symonds本構方程,對船用鋼而言,D=40.4,q=5。

2 有限元模型

2.1 橋梁主墩有限元模型

橋梁結構分為上部結構和下部結構,本文只選取下部結構進行分析。橋梁下部結構主要由墩身(9.6 m ×7.0 m)、承臺 (24.3 m ×18.5 m)和樁基 (Φ 2.0 m)3個部分組成,其中墩身和承臺采用實體單元建模,即混凝土六面體單元表示,并在碰撞區域適當加密網格,而樁基則采用一維梁單元進行建模,如圖1所示。

圖1 主墩有限元劃分Fig.1 FEM division of main pier

由于船撞橋是一個瞬態過程,且本文認為橋墩自身具備足夠的抗撞能力,即不考慮主墩倒塌現象,故將主墩模型的約束做以下處理:

1)橋梁上部結構對墩身的作用近似處理為約束墩身上表面的垂向運動,即墩身上表面在撞擊過程中只做水平面內的運動;

2)樁基采用非線性樁-土關系,可以真實地反映樁土之間的力學耦合過程,但需要消耗過多的工作量和計算時間,因此本文采用等效樁法。等效樁的長度取為8倍樁徑,下端剛性固定[7]。

2.2 船舶貨艙區有限元模型

選取3000 DWT油船為防撞代表船型,網格采用4節點殼單元,其主尺度數據見表2。

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撞擊船計算模型主要由船中碰撞區與首尾兩端組成,對碰撞區19.2 m范圍內的船體結構,計算模型做了比較精細的描述,包括了內外板、主甲板、槽型艙壁等主要板材和構件,并采用了彈塑性船用鋼材料模型。對于首尾兩端,由于遠離接觸碰撞區,在碰撞中基本上不發生變形,所以為了減小模型規模,提高計算效率,將其簡化為由船體外板、甲板和縱向艙壁組成的剛性板單元模型,見圖2所示。

圖2 舷側結構精細有限元劃分Fig.2 Fine mesh of broadside structure

2.3 流體介質對碰撞的影響

當船舶貨艙區與橋墩發生側撞時,周圍流場對其影響相對于船首正撞橋墩時較大。按照有關文獻資料的建議[8],本文附連水質量系數擬取船舶排水量的0.8倍。

3 撞擊工況設計

重點研究船舶貨艙區在不同偏心距撞擊條件下,主墩的撞擊力和能量的演變過程,并結合船舶的主尺度設計了5種撞擊工況(見表3)。其中,撞擊偏心距的效果是通過調節船體首尾二端的長度和質量來體現的,同時假定船舶質量在船長上均勻分布(單位長度質量 Δ m=(5000 ×1.8)/88=102.27 t/m)。

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4 計算結果

4.1 碰撞過程

在碰撞過程中,船舶貨艙區結構與主墩墩身接觸的部分逐漸崩潰并壓入船體。其中,工況Ⅰ首尾端長度質量對等,碰撞過程中船體做橫向運動,通過舷側結構的變形、破損來吸收大部分的撞擊能量;工況Ⅱ～Ⅴ因撞擊點偏離船舶質心且船首端質量大于尾端,因此在碰撞過程中產生轉動力矩,船體做順時針轉動,逐步與墩身脫離。

圖3 5種撞擊工況示意圖Fig.3 Chart of five impact conditions

主墩在遭受船舶舷側撞擊后,通過墩身和承臺將作用載荷傳遞給樁基,并通過樁基的聯合變形來抵御碰撞下一步的進行。同時,墩身在初始受到橫橋向沖擊后,隨著船體發生順時針轉動,順橋向的載荷逐漸加大,使得墩身在橫橋向和順橋向都有不同程度的位移變形。在碰撞結束后的短期內,主墩做前后左右往復式衰竭運動。以工況Ⅴ為例,碰撞過程如圖4所示。

4.2 碰撞力分析

主墩所受撞擊力時程曲線如圖5所示,碰撞力出現了非線性波動,峰值出現在船體舷側和主墩剛接觸的瞬間,且5種工況的最大撞擊力大致相同。隨著碰撞過程的進行,撞擊力總體呈下降趨勢,在中間階段出現了低谷,之后又開始小幅度的反彈,且撞擊偏心距越大這一現象就越明顯。主要原因為主墩在遭受撞擊變形至一定程度后,開始對船體施加反作用力。在加劇船體貨艙區結構的進一步損傷的同時,也加快了船體的轉動速度。

為了與船首正撞作比較,仿真試驗增加了橫橋向首正撞的工況,且排水量以及撞擊速度保持不變。區別之處在于,船體縱向撞擊時,附連水質量遠小于橫向,本文擬取船舶排水量的0.05倍,撞擊力時程曲線見圖6所示。

從圖6可以看出,由于船首正撞時船舶的撞擊動能小于舷側碰撞(約0.58倍),所以其峰值要小于工況Ⅰ。但在碰撞過程中撞擊力逐漸增大,峰值出現在一段時間之后,碰撞持續時間也較長(約1.8倍),說明船首部結構的柔度要大于貨艙區結構,碰撞緩沖的效果非常明顯。

圖6 船首正撞力與工況Ⅰ的比較Fig.6 The comparision between bow frontal collision and conditionsⅠ

4.3 船舶破損吸能情況

圖7為各工況下船體破損吸能的比較。從圖中可以看出撞擊偏心距越大,船體破損耗能就越小,船體結構的損傷程度就越低。

圖7 船體破損吸能比較Fig.7 The comparision of damage absorption of ship hull

4.4 橋梁結構損傷分析

圖8顯示在橋梁的直接碰撞區域以及局部區域(承臺與墩身及樁基的連接處),單元的應力和塑性應變急劇增加,單元損傷累積達到一定程度時,單元就會破碎,見圖9。

圖8 主墩應力分布圖Fig.8 Stress of main pier

圖9顯示直接碰撞區的混凝土破壞面積較小,對橋梁的損傷貢獻有限。對于承臺與墩身及樁基的連接處,此處應力集中分布范圍較大且單元破損嚴重,對主墩的損傷貢獻是主要的。

圖9 主墩損傷分布Fig.9 Damage distribution of main pier

5 結 語

1)采用非線性有限元軟件MSC.Dytran可以成功的對船舶貨艙區側撞橋墩進行數值仿真分析,再現了內部應力響應分布變化以及對碰撞力和能量演變的整個過程;

2)船舶在相同裝載條件、相同撞擊速度的情況下,船舶貨艙區側撞橋墩的破壞性一般要大于船首正撞。因此在開展橋梁防船撞設計時,建議增加考慮舷側撞擊的試驗研究;

3)偏心撞擊的仿真試驗顯示,碰撞力出現了非線性波動,峰值出現在撞擊的瞬間,且最大撞擊力大致相同,并未出現因偏心距的增加而有所下降的現象;

4)撞擊偏心距越大,碰撞中后期對橋墩的作用載荷就越小,橋墩的變形和破損能量也越小,因此建議將初始撞擊力控制在足夠安全的范圍內,而通過增設橋墩的防撞保護裝置能實現這一目標;

5)碰撞過程中橋梁的較大應力區主要分布于:①舷側與墩身的直接接觸區附近,此處較大應力由直接沖擊載荷造成,分布范圍較小且對橋梁的危害性有限;②承臺與墩身及樁基的連接處,應力集中且分布范圍較大,對橋梁危害較大,這與文獻[9]的研究成果相吻合;

6)本文設計的5種撞擊工況,船長方向均與橋梁的順橋向相平行,并未考慮不同角度的影響,因此有待于進一步的完善;

7)本文將流體介質對船體的作用是通過增加一項附連水質量的角度進行考慮,若計算精度有嚴格要求,開展流固耦合的仿真試驗是有必要的。

[1]HYSING T,BOE A.Ship collision studies for the great belt east bridge[R].Norway:DNV Technical Report,No.89-0153,1989.

[2]胡志強,顧永寧.基于非線性數值仿真的船側撞橋墩碰撞性能研究[A].2005年船舶結構力學學術會議論文集[C].舟山,2005.211-217.HU Zhi-qiang,GU Yong-ning.Research on characters of lateral collision between ship and bridge based on nonlinear digitat simulation [A]. Ship Structural Mechanics Conference Proceedings[C].Zhoushan,2005.211-217.

[3]李雅寧,等.船舶-橋墩碰撞與防護計算[J].交通部上海船舶運輸科學研究所學報,2004,27(1):9-13.LI Ya-ning,et al.The collision of ship-bridge pier and it's fending calculation[J].Journal of SSSRI,2004,27(1):9-13.

[4]王君杰,顏海泉,等.基于碰撞仿真的橋梁船撞力規范公式的比較仿真[J].公路交通科技,2006,23(2):68-73.WANG Jun-jie,YAN Hai-quan,et al.Comparisons of design formula of ship collision for bridges based on FEM simulations[J].Journal of Highway and Transportation Research,2006,23(2):68-73.

[5]肖波,等.船與剛性橋墩的碰撞性能分析[J].武漢理工大學學報(交通科學與工程版),2005,29(6):855-857.XIAO Bo,et al.Analysis on collision characteristic of ship and rigid pier[J].Journal of Wuhan University of Technology:Transportation Science＆Engineering,2005,29(6):855-857.

[6]劉建成,等.基于整船整橋模型的船橋碰撞數值仿真[J].工程力學,2003,20(5):155-162.LIU Jiang-cheng,et al.Simulation of ship-bridge head-on collision based on finite element model of whole ship-bridge[J].Engineering Mechanics,2003,20(5):155-162.

[7]劉建成,等.橋墩在船橋碰撞中的響應及損傷分析[J].公路,2002,(10):33-41.LIU Jiang-cheng,et al.Response and damage of bridge pier during ship-bridge collision[J].Highway,2002,(10):33-41.

[8]王自力,蔣志勇,等.船舶碰撞數值仿真的附加質量模型[J].爆炸與沖擊,2001,22(4):29-34.WANG Zi-li,JIANG Zhi-yong,et al.An added water mass model for numerical simulation of ship/ship collisions[J].Explosion and Shock Waves,2001,22(4):29-34.

[9]賈莉,等.沖擊荷載下的橋梁損傷有限元仿真[J].江蘇科技大學學報(自然科學版),2008,22(1):26-29.JIA Li,et al.Simulation of bridge damage under impact load[J].Journal of Jiangsu University of Science and Technology:Natural Science Edition,2008,22(1):26-29.