基于鋼-泡沫結構的124.5 m單殼舷側結構耐撞性能分析

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(南通航運職業技術學院 船舶與海洋工程系，江蘇 南通 226010)

1 鋼-泡沫結構船體結構設計

通過改變船體結構形式可以提高結構的耐撞性能，然而這種改變對提高結構耐撞性能是有限的。提高結構的耐撞性能就是要提高結構在某一條件下的結構吸能能力，其關鍵在于①被撞舷側結構自身的吸能能力；②撞擊船艏結構和被撞船艏舷側結構之間的相對剛度[1-2]。采用鋼-泡沫結構的主要目的是為了吸收更多的碰撞動能，設計良好的能量吸收裝置可以使能量的耗散以受控制的方式進行。鋼-泡沫結構參數見圖1。

圖1 鋼-泡沫結構

2 常規單殼舷側結構耐撞性能分析

2.1 碰撞結構有限元模型

以124.5 m近海貨船為研究對象，采用大型非線性動態響應分析程序MSC.Dytran完成其側向垂直碰撞過程的數值仿真研究。該船內部設有3個大貨艙，主要參數參見表1。

表1 124.5 m近海貨船的主要參數 m

被撞船單殼舷側見圖2，舷側尺寸為16.8 m×8.6 m×8.0 m；撞擊船選取排水量為100 t帶球鼻艏的船，撞擊速度為8 m/s。

在有限元模型中用剛性球艏模擬撞擊船；撞擊位置為x=8.4 m，y=8.6 m，z=4.0 m。

圖2 124.5 m單殼貨船舷側結構模型

有限元模型見圖3，整個有限元模型為四邊形單元[4]；被撞船舷側結構材料為低碳鋼，采用MSC.Dytran所提供的Cowper-Symonds本構材料模型，并考慮材料應變硬化模量[5]；球鼻艏撞頭采用剛性材料。

圖3 單殼舷側結構有限元模型

2.2 計算結果與分析

利用動態非線性有限元分析軟件MSC.Dytran對圖3的仿真模型進行計算。

2.2.1 碰撞損傷變形

124.5 m單殼舷側結構在t=0.098 s和t=0.120 s時刻的損傷變形見圖4。

圖4 舷側結構的碰撞損傷變形

從圖4可見：

1)結構損傷變形具有明顯的局部性，塑性變形主要集中在撞擊區域。

2)舷側結構碰撞區域的變形主要呈橢圓形，非圓形，主要由于舷側結構橫向構件(肋骨)參與變形使得沿著型深方向的剛度增大所致。

3)當t=0.098 s時，單殼舷側結構的外板首先破裂，其破裂方向主要是沿著型深并向兩側撕開。對應的撞深為1.072 m。

2.2.2 碰撞力

124.5 m單殼舷側結構碰撞過程中碰撞力隨時間變化見圖5。從圖5可見：

1)在單殼舷側結構的損傷變形過程中，舷側外板未破裂前，碰撞力隨時間近似呈線性，波動性較??；破裂后，具有明顯的非線性，波動較明顯。

2)t=0.098 s時，碰撞力達到最大，最大值為3.06 MN，隨著碰撞的繼續，碰撞力急劇減小，整個舷側結構失效。

圖5 碰撞力-時間曲線

2.2.3 能量吸收

124.5 m單殼舷側結構構件的能量吸收曲線見圖6。從圖6可見：

圖6 能量吸收曲線

1)舷側結構的總吸能絕大部分是由舷側外板吸收，并且舷側外板的吸能占到總吸能的3/4，見表2。

表2 舷側各構件的吸能匯總

2)吸能曲線分為三段。開始由于結構的彈性變形的影響，吸能迅速上升；在t=0.098 s時，碰撞力開始急劇減小。

3)舷側肋骨吸收的能量占到整個結構吸能比例的15%。肋骨是直接受撞擊的構件，適度改變肋骨的結構形式與結構布置對提高整體的能量吸收會帶來有利影響。

3 鋼-泡沫結構的耐撞性分析

3.1 碰撞結構設計

采用鋼-泡沫結構代替舷側結構的舷側外板，剛性球頭垂直撞擊鋼-泡沫結構。

這種鋼-泡沫結構的上下面板與心層代替常規的舷側外板。具體設計如下。

按照質量等效以及鋼-泡沫結構上下面板的厚度和與中間心層厚度的比值為1∶3的原則，最終確定上、下面板和中間心層的厚度分別為4、4、25 mm；而板長和板寬與常規舷側的尺寸一致。

3.2 有限元模型

有限元模型見圖7，采用Laminate模擬鋼-泡沫結構，以替代原有舷側外板的結構。整個結構的四邊形單元數為720個，節點數為803個；被撞船船體舷側結構材料為船用低碳鋼，采用MSC.Dytran所提供的Cowper-Symonds本構材料模型，并考慮材料應變硬化影響；球鼻艏撞頭采用剛性材料；材料參數見表3。

圖7 鋼-泡沫結構舷側結構有限元模型

表3 仿真計算中的各材料參數

3.3 計算結果及分析

利用動態非線性有限元分析軟件MSC.Dytran對圖7的仿真模型進行計算。

3.3.1 損傷變形

t=0.136 s和t=0.150 s時刻，使用鋼-泡沫結構后的單殼舷側結構損傷變形見圖8。

圖8 舷側結構的碰撞損傷變形

從圖8可看出：

1)結構損傷變形具有明顯的局部性，塑性變形主要集中在撞擊區域。

2)撞擊區域變形形狀與撞頭的形狀極為相似，主要由于撞頭形狀以及撞擊區域結構的各個方向的剛度相等所致。

3)舷側結構發生撕裂、彎曲、拉伸和扭轉等結構變形，非碰撞區域主要發生拉伸變形，變形達到極限后被撕裂。

4)當t=0.156 s時，單殼舷側結構(鋼-泡沫結構)首先破裂，結構的極限撞深為1.051 m。

5)與常規單殼舷側結構相比，在極限撞深下鋼-泡沫結構單殼舷側結構的損傷變形更大 ，從而變形能也將隨之增大。

3.3.2 碰撞力

圖9為基于鋼-泡沫結構的單殼舷側結構在碰撞過程中碰撞力的變化曲線。

圖9 碰撞力-時間曲線

從圖9可以看出：

1)在開始加載階段，隨著碰撞載荷的迅速增加，載荷曲線波動比較小，結構破裂時載荷達到最大值，結構被撞穿后載荷曲線迅速下降，進入卸載階段。

2)與2.2.2的碰撞力曲線相比發現：加載階段的載荷值相對緩慢，撞破的時間要長(圖5中結構的破壞時間為0.98 s，圖9中結構的最終破壞時間為0.156 s)，這將使結構的整體變形能增加，最大載荷值有所降低(圖5中的載荷值為30.6 MN，圖9中的載荷值為26.58 MN)，主要由于舷側外板是單殼舷側結構的主要承載構件，外板分成鋼-泡沫結構的上下兩層面板，在碰撞過程中，上下兩層板對整個結構碰撞作用不一樣，它們的破壞直接導致結構承載極限載荷的下降。

3.3.3 能量吸收

基于鋼-泡沫結構的單殼舷側結構構件隨時間變化的能量吸收曲線見圖10。

圖10 能量吸收曲線

從圖10可看出：

1)吸能曲線可以分為三段。開始階段由于結構的彈性變形的影響，吸能上升緩慢；隨后吸能迅速增加，最后舷側外板在t=0.164 s破裂后能量吸收曲線趨于緩慢。

2)舷側結構總吸能絕大部分是由上下面板吸收，并且面板的吸能占到總吸能的60%多。可見面板是主要的吸能構件，提高舷側結構吸能可以從提高上下兩層面板厚度著手，但是一味地提高面板厚度必將增大船體重量，影響造船成本。

3)泡沫吸收的能量占到整個結構吸能比例的近10%。雖然所占比例不高，但是也反映出結構變形具有很強的局部性；由于在碰撞過程中，泡沫是直接受撞擊的構件，適度改變泡沫的厚度對提高整體的能量吸收會帶來有利影響。

4)上下面板和泡沫的吸能曲線達到極限撞深后趨于平緩，表明結構在撞破后由主要的膜拉伸變為撕裂，結構的吸能緩慢，等完全失效后能量曲線保持水平，基本不再增長。

5)與常規舷側結構的吸能相比，結構的吸能有一定的增加，達到極限撞深時增加的比例為22.5%(常規舷側結構吸能為10.28 MJ，鋼-泡沫結構吸能為12.09 MJ)(見表4)，舷側外板的吸能同樣也顯著(常規舷側結構舷側外板吸能為7.65 MJ，鋼-泡沫結構吸能為8.08 MJ)，泡沫結構與舷側肋骨相當，沒有太大差別。

表4 各構件的吸能匯總

基于鋼-泡沫結構的雙舷側結構與常規單殼舷側結構耐撞性能的比較，見表5。

表6 鋼-泡沫結構與常規單殼舷側結構耐撞性能比較

由表5可看出：

1)在結構重量幾乎相等的前提下，鋼-泡沫結構的舷側結構的吸能提高了近20%，碰撞力減小了將近15%，同時極限撞深稍稍有所改善?？梢婁?泡沫結構的舷側結構的耐撞性能優于常規單殼結構的耐撞性能。

2)對于單殼舷側結構來說，舷側外板的吸能最大，通過增加舷側外板的吸能來提高結構的總吸能是最有效的途徑，常規方法通過增加板厚來提高外板吸能效果已不明顯。本節主要引入新的鋼-泡沫結構代替原有的單殼的舷側外板結構，這樣延遲上下面板以及泡沫的破裂進而提高撞頭的撞深，以便充分發揮面板以及整個舷側結構的吸能效果。

4 結論

1)鋼-泡沫結構單殼舷側結構的耐撞性比常規的舷側結構耐撞性要好。鋼-泡沫結構的舷側結構的吸能提高了近20%，碰撞力減小了將近15%，同時極限撞深稍稍有所改善。

2)泡沫結構尺寸對結構的耐撞性有著一定的影響，可以進一步研究優化結構尺寸進而提高新式舷側結構的耐撞性能。

3)本文只是把鋼-泡沫結構用于舷側外板，主要考慮舷側外板是主要的吸能構件，如果計算允許，可以考慮將鋼-泡沫結構替代舷側縱桁(骨)以及強弱肋骨，鋼-泡沫結構的耐撞性能還有一定的提高空間。

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

[2] 顧永寧，王自力.提高VLCC側向抗撞能力的一種新式雙殼結構[J].船舶力學,2002(6)：27-36.

[3] 顧永寧，王自力.LPG船舷側結構的碰撞性能研究[J].船舶工程,2001(1)：12-14，21-24.

[4] 顧永寧，王自力.LPG船的一種新型舷側耐撞結構研究[J].船舶工程,2001(2)：12-14.