基于鋼-泡沫結(jié)構(gòu)的124.5 m單殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)耐撞性能分析

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(南通航運(yùn)職業(yè)技術(shù)學(xué)院 船舶與海洋工程系，江蘇 南通 226010)

1 鋼-泡沫結(jié)構(gòu)船體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

通過改變船體結(jié)構(gòu)形式可以提高結(jié)構(gòu)的耐撞性能，然而這種改變對提高結(jié)構(gòu)耐撞性能是有限的。提高結(jié)構(gòu)的耐撞性能就是要提高結(jié)構(gòu)在某一條件下的結(jié)構(gòu)吸能能力，其關(guān)鍵在于①被撞舷側(cè)結(jié)構(gòu)自身的吸能能力；②撞擊船艏結(jié)構(gòu)和被撞船艏舷側(cè)結(jié)構(gòu)之間的相對剛度[1-2]。采用鋼-泡沫結(jié)構(gòu)的主要目的是為了吸收更多的碰撞動能，設(shè)計(jì)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(jìn)行。鋼-泡沫結(jié)構(gòu)參數(shù)見圖1。

圖1 鋼-泡沫結(jié)構(gòu)

2 常規(guī)單殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)耐撞性能分析

2.1 碰撞結(jié)構(gòu)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(tài)響應(yīng)分析程序MSC.Dytran完成其側(cè)向垂直碰撞過程的數(shù)值仿真研究。該船內(nèi)部設(shè)有3個(gè)大貨艙，主要參數(shù)參見表1。

表1 124.5 m近海貨船的主要參數(shù) m

被撞船單殼舷側(cè)見圖2，舷側(cè)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(cè)結(jié)構(gòu)模型

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

圖3 單殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)有限元模型

2.2 計(jì)算結(jié)果與分析

利用動態(tài)非線性有限元分析軟件MSC.Dytran對圖3的仿真模型進(jìn)行計(jì)算。

2.2.1 碰撞損傷變形

124.5 m單殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)在t=0.098 s和t=0.120 s時(shí)刻的損傷變形見圖4。

圖4 舷側(cè)結(jié)構(gòu)的碰撞損傷變形

從圖4可見：

1)結(jié)構(gòu)損傷變形具有明顯的局部性，塑性變形主要集中在撞擊區(qū)域。

2)舷側(cè)結(jié)構(gòu)碰撞區(qū)域的變形主要呈橢圓形，非圓形，主要由于舷側(cè)結(jié)構(gòu)橫向構(gòu)件(肋骨)參與變形使得沿著型深方向的剛度增大所致。

3)當(dāng)t=0.098 s時(shí)，單殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)的外板首先破裂，其破裂方向主要是沿著型深并向兩側(cè)撕開。對應(yīng)的撞深為1.072 m。

2.2.2 碰撞力

124.5 m單殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)碰撞過程中碰撞力隨時(shí)間變化見圖5。從圖5可見：

1)在單殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)的損傷變形過程中，舷側(cè)外板未破裂前，碰撞力隨時(shí)間近似呈線性，波動性較小；破裂后，具有明顯的非線性，波動較明顯。

2)t=0.098 s時(shí)，碰撞力達(dá)到最大，最大值為3.06 MN，隨著碰撞的繼續(xù)，碰撞力急劇減小，整個(gè)舷側(cè)結(jié)構(gòu)失效。

圖5 碰撞力-時(shí)間曲線

2.2.3 能量吸收

124.5 m單殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)構(gòu)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(cè)結(jié)構(gòu)的總吸能絕大部分是由舷側(cè)外板吸收，并且舷側(cè)外板的吸能占到總吸能的3/4，見表2。

表2 舷側(cè)各構(gòu)件的吸能匯總

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

3)舷側(cè)肋骨吸收的能量占到整個(gè)結(jié)構(gòu)吸能比例的15%。肋骨是直接受撞擊的構(gòu)件，適度改變肋骨的結(jié)構(gòu)形式與結(jié)構(gòu)布置對提高整體的能量吸收會帶來有利影響。

3 鋼-泡沫結(jié)構(gòu)的耐撞性分析

3.1 碰撞結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

采用鋼-泡沫結(jié)構(gòu)代替舷側(cè)結(jié)構(gòu)的舷側(cè)外板，剛性球頭垂直撞擊鋼-泡沫結(jié)構(gòu)。

這種鋼-泡沫結(jié)構(gòu)的上下面板與心層代替常規(guī)的舷側(cè)外板。具體設(shè)計(jì)如下。

按照質(zhì)量等效以及鋼-泡沫結(jié)構(gòu)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(guī)舷側(cè)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(jié)構(gòu)，以替代原有舷側(cè)外板的結(jié)構(gòu)。整個(gè)結(jié)構(gòu)的四邊形單元數(shù)為720個(gè)，節(jié)點(diǎn)數(shù)為803個(gè)；被撞船船體舷側(cè)結(jié)構(gòu)材料為船用低碳鋼，采用MSC.Dytran所提供的Cowper-Symonds本構(gòu)材料模型，并考慮材料應(yīng)變硬化影響；球鼻艏撞頭采用剛性材料；材料參數(shù)見表3。

圖7 鋼-泡沫結(jié)構(gòu)舷側(cè)結(jié)構(gòu)有限元模型

表3 仿真計(jì)算中的各材料參數(shù)

3.3 計(jì)算結(jié)果及分析

利用動態(tài)非線性有限元分析軟件MSC.Dytran對圖7的仿真模型進(jìn)行計(jì)算。

3.3.1 損傷變形

t=0.136 s和t=0.150 s時(shí)刻，使用鋼-泡沫結(jié)構(gòu)后的單殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)損傷變形見圖8。

圖8 舷側(cè)結(jié)構(gòu)的碰撞損傷變形

從圖8可看出：

1)結(jié)構(gòu)損傷變形具有明顯的局部性，塑性變形主要集中在撞擊區(qū)域。

2)撞擊區(qū)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(qū)域結(jié)構(gòu)的各個(gè)方向的剛度相等所致。

3)舷側(cè)結(jié)構(gòu)發(fā)生撕裂、彎曲、拉伸和扭轉(zhuǎn)等結(jié)構(gòu)變形，非碰撞區(qū)域主要發(fā)生拉伸變形，變形達(dá)到極限后被撕裂。

4)當(dāng)t=0.156 s時(shí)，單殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)(鋼-泡沫結(jié)構(gòu))首先破裂，結(jié)構(gòu)的極限撞深為1.051 m。

5)與常規(guī)單殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)相比，在極限撞深下鋼-泡沫結(jié)構(gòu)單殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)的單殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)在碰撞過程中碰撞力的變化曲線。

圖9 碰撞力-時(shí)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(jié)構(gòu)破裂時(shí)載荷達(dá)到最大值，結(jié)構(gòu)被撞穿后載荷曲線迅速下降，進(jìn)入卸載階段。

2)與2.2.2的碰撞力曲線相比發(fā)現(xiàn)：加載階段的載荷值相對緩慢，撞破的時(shí)間要長(圖5中結(jié)構(gòu)的破壞時(shí)間為0.98 s，圖9中結(jié)構(gòu)的最終破壞時(shí)間為0.156 s)，這將使結(jié)構(gòu)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(cè)外板是單殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)的主要承載構(gòu)件，外板分成鋼-泡沫結(jié)構(gòu)的上下兩層面板，在碰撞過程中，上下兩層板對整個(gè)結(jié)構(gòu)碰撞作用不一樣，它們的破壞直接導(dǎo)致結(jié)構(gòu)承載極限載荷的下降。

3.3.3 能量吸收

基于鋼-泡沫結(jié)構(gòu)的單殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)構(gòu)件隨時(shí)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(jié)構(gòu)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(cè)外板在t=0.164 s破裂后能量吸收曲線趨于緩慢。

2)舷側(cè)結(jié)構(gòu)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(gòu)件，提高舷側(cè)結(jié)構(gòu)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(gè)結(jié)構(gòu)吸能比例的近10%。雖然所占比例不高，但是也反映出結(jié)構(gòu)變形具有很強(qiáng)的局部性；由于在碰撞過程中，泡沫是直接受撞擊的構(gòu)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(dá)到極限撞深后趨于平緩，表明結(jié)構(gòu)在撞破后由主要的膜拉伸變?yōu)樗毫眩Y(jié)構(gòu)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(guī)舷側(cè)結(jié)構(gòu)的吸能相比，結(jié)構(gòu)的吸能有一定的增加，達(dá)到極限撞深時(shí)增加的比例為22.5%(常規(guī)舷側(cè)結(jié)構(gòu)吸能為10.28 MJ，鋼-泡沫結(jié)構(gòu)吸能為12.09 MJ)(見表4)，舷側(cè)外板的吸能同樣也顯著(常規(guī)舷側(cè)結(jié)構(gòu)舷側(cè)外板吸能為7.65 MJ，鋼-泡沫結(jié)構(gòu)吸能為8.08 MJ)，泡沫結(jié)構(gòu)與舷側(cè)肋骨相當(dāng)，沒有太大差別。

表4 各構(gòu)件的吸能匯總

基于鋼-泡沫結(jié)構(gòu)的雙舷側(cè)結(jié)構(gòu)與常規(guī)單殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)耐撞性能的比較，見表5。

表6 鋼-泡沫結(jié)構(gòu)與常規(guī)單殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)耐撞性能比較

由表5可看出：

1)在結(jié)構(gòu)重量幾乎相等的前提下，鋼-泡沫結(jié)構(gòu)的舷側(cè)結(jié)構(gòu)的吸能提高了近20%，碰撞力減小了將近15%，同時(shí)極限撞深稍稍有所改善。可見鋼-泡沫結(jié)構(gòu)的舷側(cè)結(jié)構(gòu)的耐撞性能優(yōu)于常規(guī)單殼結(jié)構(gòu)的耐撞性能。

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

4 結(jié)論

1)鋼-泡沫結(jié)構(gòu)單殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)的耐撞性比常規(guī)的舷側(cè)結(jié)構(gòu)耐撞性要好。鋼-泡沫結(jié)構(gòu)的舷側(cè)結(jié)構(gòu)的吸能提高了近20%，碰撞力減小了將近15%，同時(shí)極限撞深稍稍有所改善。

2)泡沫結(jié)構(gòu)尺寸對結(jié)構(gòu)的耐撞性有著一定的影響，可以進(jìn)一步研究優(yōu)化結(jié)構(gòu)尺寸進(jìn)而提高新式舷側(cè)結(jié)構(gòu)的耐撞性能。

3)本文只是把鋼-泡沫結(jié)構(gòu)用于舷側(cè)外板，主要考慮舷側(cè)外板是主要的吸能構(gòu)件，如果計(jì)算允許，可以考慮將鋼-泡沫結(jié)構(gòu)替代舷側(cè)縱桁(骨)以及強(qiáng)弱肋骨，鋼-泡沫結(jié)構(gòu)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(xiàn)狀和趨勢[J]．造船技術(shù)，2000(4)：7-12.

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

[3] 顧永寧，王自力.LPG船舷側(cè)結(jié)構(gòu)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(cè)耐撞結(jié)構(gòu)研究[J].船舶工程,2001(2)：12-14.