撞擊速度對載貨油船舷側碰撞損傷的影響分析

吳文鋒，楊雨濱，張建偉，盧金樹，王帥軍，朱發新

（1.浙江海洋大學港航與交通運輸工程學院，浙江舟山 316022；2.浙江省江山市鐵路建設辦公室，浙江江山 324100）

隨著航運業的迅速發展，海上航行船舶數量、船舶航速以及船舶噸位都有明顯的提升。由于航行密度增加，船舶碰撞事故發生的可能性顯著上升。國際海事組織采取了許多措施來減少船舶碰撞的發生，如強制要求商船安裝全球定位系統、船舶自動識別系統、雷達和聲納等先進輔助設備來防止船舶碰撞，然而船舶碰撞事故仍時有發生[1]。船舶碰撞事故往往會造成災難性的后果，尤其是油船碰撞事故的發生，輕者造成船舶結構損傷，重者可能引發一系列的環境污染問題。因此，開展油船碰撞性能研究對于保障油船航行安全及避免海洋生態環境污染具有十分重大的意義。

在油船碰撞損傷研究方面，由于油船碰撞問題的復雜性及求解技術發展的局限性，油船碰撞研究普遍以空載油船為研究對象。孫斌等[2-3]運用塑性力學理論提出一種用于快速預測楔形船艏碰撞下船側結構響應的分析方法，研究結果對設計階段船舶抗撞性能具有指導意義。姜興家等[4]運用ANSYS/LS-DYNA針對空載油船開展撞擊位置和初速度改變對被撞船舷側結構的影響研究。張懷躍等[5]運用非線性有限元方法探究空載狀態下被撞船速度對油船碰撞損傷的影響。

隨著油船碰撞性能研究的深入及計算機相應技術的發展，部分學者對載貨油船的碰撞問題進行初步探討。楊樹濤[6]、CUI，et al[7]分析艙內液貨對舷側結構抗沖擊性能的影響，發現艙內液貨對船舶舷側碰撞性能有一定影響。KRISTJAN，et al[8]通過模型試驗對載貨船舶碰撞性能進行研究，發現撞擊船艙內液體晃蕩對船舶碰撞性能具有重要影響。吳文鋒等[9]運用有限元方法分析載貨狀態下油船艙內液貨晃蕩對舷側結構碰撞性能的影響，研究結果表明研究雙殼油船碰撞時不能忽略液貨晃蕩的影響。

綜上，針對油船碰撞問題的研究，應當考慮艙內液貨的影響，在實際油船碰撞事故中，撞擊速度以及艙內液貨對船舶碰撞損傷會產生不同的影響，因此有必要進一步分析撞擊速度對載貨油船碰撞性能的影響。本文以5萬t級雙殼油船為研究對象，應用有限元軟件ANSYS/LS-DYNA分析撞擊速度對載貨油船舷側損傷的影響。

1 碰撞方案

考慮到10萬t以上船舶在航行時發生碰撞事故相對較少[10]，本文選取撞擊船為5萬t散貨船，被撞船為5萬t雙殼油船。相撞船舶的主要尺寸見表1。

表1 相撞船舶的主要尺寸Tab.1 Main dimensions of collision ships

為探究撞擊速度對雙殼油船碰撞損傷的影響特征，本文設計撞擊船分別以3 m/s、5 m/s和7 m/s的初速度垂直對中撞擊載液率為80%的處于靜止狀態下的油船。此外，為體現艙內液貨的影響本文設計撞擊船以5 m/s的初速度垂直對中撞擊處于靜止狀態下的空載油船。船舶碰撞方案見表2。

表2 船舶碰撞方案Tab.2 Ship collision scheme

2 模型建立

2.1 船舶碰撞模型

在船舶碰撞模型建立過程中，考慮船舶碰撞的局部特性及節約計算時間，對模型進行一定簡化。其中，撞擊船船艏結構與原型船艏形狀一致，船艏后部附加一段船艙，通過此段船艙控制撞擊船質量及重心與實際船舶保持一致。被撞船簡化為貨油艙形式，對參與碰撞的貨油艙按照與實際一致的密度及厚度進行建模，對周邊貨艙則采用密度調整法保證船的質量、重心等與實際一致。船舶碰撞數值模型如圖1所示。

圖1 船舶碰撞數值模型Fig.1 Ship collision numerical model

相撞船舶結構采用SHELL單元模型，材料模型考慮采用應變率效應的塑性動態模型[11]，其參數設置見表3。

表3 塑性動態材料模型的參數設置Tab.3 Plastic kinematics material properties

2.2 艙內原油模型

艙內原油模型主要由原油和空氣兩部分組成，圖2為艙內原油模型。在計算過程中，艙內原油采用ALE算法，通過設置關鍵字*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID實現與周邊結構的耦合作用。艙內原油模型材料主要采用ANSYS/LS-DYNA中NULL材料模型描述應力與應變的關系并通過狀態方程描述其壓力與體積的關系。

其中，空氣采用ANSYS/LS-DYNA中提供的線性多項式狀態方程來描述其壓力與體積的變化，該狀態方程定義壓縮材料的壓力見式（1）[12]。空氣材料參數見表4。

圖2 艙內原油模型Fig.2 Crude oil model

式中，p 為壓力；E0為初始比內能；C0，C1，C2，C3，C4，C5和 C6為自定義常數；μ 為體積變化率。

表4 空氣材料參數Tab.4 Air material parameters

原油通過關鍵字*EOS_GRUNEUSEN對其壓力與體積的關系進行描述，該狀態方程定義壓縮材料的壓力見式（2）[13]。原油材料參數見表5。

其中，p 為壓力；ρ0為流體初始密度；C 為 νs-νp曲線截距，μ 為比體積，其值為 ρ/ρ0-1；ρ為流體過程中的密度；γ0為格林愛森常數；a為 γ0的一階體積修正系數；S1，S2，S3為 νs-νp曲線的斜率系數；E 為單位體積內能。

表5 原油材料參數Tab.5 Crude oil material parameters

3 艙內液貨影響

3.1 碰撞力分析

圖3為船舶空載和載貨情況下碰撞力隨時間變化對比關系曲線。由圖中看出，該過程可劃分為三個階段：第一階段在撞擊時間約0.47 s之前，空載和載貨情況下碰撞力隨時間變化基本一致，主要由于在該階段撞擊船船艏撞擊被撞擊船的外殼，當尚未與被撞船內殼接觸作用，同時由于原油響應存在滯后性。第二階段約為撞擊時間0.47～1.4 s之間，在撞擊船開始與內殼直接接觸作用時，碰撞力隨時間迅速上升。但隨著撞擊進程的推進，撞擊船擠壓被撞船內殼，載貨油船艙內原油因內殼的變形產生劇烈響應抵抗內殼變形，使得載貨油船碰撞力在隨后的變化中大于空載油船的碰撞力。第三階段在撞擊時間約1.4 s之后，此時內殼變形達到塑性變形極限。結合后處理軟件查看，隨著撞擊船繼續前進，內殼發生破裂，由于艙內原油與內殼之間的耦合作用，載貨油船內殼破損時間較空載內殼破損時間之后。

3.2 損傷變形分析

圖4反映兩種碰撞情形下在碰撞過程中被撞擊船內殼破損狀態。從圖中可以看出空載狀態下被撞船內殼破損時刻較載貨狀態下要早，這主要由于此時載貨狀態下艙內流體的存在將部分碰撞能量吸收。

圖5反映兩種碰撞情形下在碰撞結束時被撞擊船外殼的損傷變形。從圖中可以清晰看出：兩種碰撞情形下外殼最終的損傷變形大致是相同的。外殼損傷均以膜拉伸為主，變形區域及程度幾乎一致，但可以發現載貨油船外殼的損傷相對較大。

圖6反映兩種碰撞情形下碰撞結束后內殼損傷變形，從圖中可以看出，內殼變形以膜拉伸為主，且兩者內殼均發生破裂。其中，載貨油船內殼最終破損程度大于空載油船內殼破損程度，載貨狀態下的內殼變形程度和范圍均比空載狀態下的內殼變形程度和范圍要大。造成該現象的原因在于，內殼除受到撞擊船撞擊的作用外，還受到原油響應產生的作用力，內殼變形是原油作用力與接觸力共同作用的結果。

圖3 碰撞力-時間曲線Fig.3 Collision force-penetration curve

圖4 內殼破損狀態圖Fig.4 Broken state of inner shell

圖5 外殼碰撞損傷變形圖Fig.5 Damage deformation of outter shell

圖6 內殼損傷變形圖Fig.6 Damage deformation of inner shell

綜上，在碰撞力方面，艙內液貨的存在使得碰撞力在撞擊船接觸內殼后與空載碰撞力產生差異，主要表現為內殼未破損前載貨情形下的碰撞力大于空載情形下的碰撞力，在內殼破損后載貨情形下的碰撞力小于空載情形下的碰撞力。在結構損傷方面，載貨油船在碰撞過程中油船內殼更難發生破裂，但在碰撞結束后載貨油船的內外殼結構損傷均較空載的較大。因此，為了更真實的反映載貨載貨油船舷側碰撞損傷，不能忽略艙內液貨的影響。

4 載貨油船仿真計算結果與分析

4.1 撞擊深度變化分析

撞擊深度是碰撞過程中撞擊船在撞擊方向上行進的距離，圖7為不同撞擊速度撞擊時撞擊深度隨時間變化曲線。從圖中可以看出，撞擊深度變化主要分為兩個階段。第一階段為撞擊船撞擊被撞船之前，由于撞擊船與被撞船之間存在一定距離，因此撞擊深度不隨時間變化，且恒定為零。第二階段為撞擊船接觸被撞擊船后，撞擊深度隨時間迅速增加。在此階段下，在相同撞擊時間下，撞擊速度越大，撞擊深度越深。這是由于撞擊速度越大，其撞擊能量越大使得在相同時間里，撞擊深度增長越快。

4.2 碰撞力分析

圖8為碰撞力隨撞深變化關系曲線。如圖所示，碰撞力變化趨勢基本一致，但在碰撞初期，即在撞深約為0.75 m之前，撞擊速度對碰撞力變化影響不大。此時撞擊船尚未撞破被撞船外殼，由于各組相撞船舶結構模型一致，碰撞力變化基本一致。在碰撞中期，即撞深為0.75～2.2 m之間，碰撞力變化出現差異，主要體現碰撞力在撞深0.75～1.5 m之間隨撞擊速度增大而減小。通過后處理軟件查看得知，撞擊速度越大，舷側外殼破損時撞深越淺，由于外殼提前破損導致撞擊船所受阻礙作用較小，使得此時碰撞力相對越小。在后續碰撞過程中，即1.5～2.2 m之間，撞擊船與舷側結構接觸作用，由于船艏及舷側結構相同，因此在相同撞深下碰撞力變化區別不大。在碰撞后期，隨著船艏繼續推進，撞擊船通過舷側結構接觸內殼，由于內殼一側為液貨，此時撞擊船所受阻礙作用驟增，而撞擊速度越大，所受阻礙越大，碰撞力迅速上升。

圖7 不同撞擊速度撞擊時撞深-時間曲線Fig.7 Penetration-time curve under the influence of striking velocity

圖8 不同撞擊速度撞擊時碰撞力-撞深曲線Fig.8 Collision force-penetration curve under the influence of striking velocity

圖9 不同撞擊速度撞擊時原油動能-撞深曲線Fig.9 Crude oil kinetic energy-penetration curve under the influence of striking velocity

圖10 不同撞擊速度撞擊時被撞船內能-撞深曲線Fig.10 Struck ship internal energy-penetration curve under the influence of striking velocity

4.3 艙內原油響應分析

圖9 為艙內原油動能隨撞深變化曲線。從圖中可以看出，原油動能變化主要分為四個階段：在碰撞前期，即撞深約為0.75 m之前，此階段撞擊船尚未撞破外殼，撞擊能量主要通過舷側結構變形吸收，因此不同撞擊速度引起艙內原油變化情況基本一致。在碰撞中期，隨著撞擊深度繼續深入，撞擊船撞破舷側外殼與雙殼間舷側結構接觸作用。當撞深在0.75～1.5 m之間時，撞擊速度越小，被撞船艙內原油動能響應越劇烈。從圖8中可以看出，此階段碰撞力與撞擊速度呈負相關，考慮到艙內原油響應存在滯后性，而推進相同撞深，撞擊速度越小，原油響應時間長，使得原油動能迅速增加。在撞深為1.5～2.2 m之間時，撞擊船主要舷側結構接觸作用，舷側結構變形吸能，此階段艙內液體動能變化平緩。在碰撞后期，即撞深約為2.2 m之后，此時撞擊船通過舷側結構與內殼發生作用，由于內殼變形強迫艙內液體流動，使得艙內液體動能迅速增加。由于撞擊速度越大所造成內殼變形越快，使得艙內液貨變化越劇烈，原油動能增幅越大。

4.4 吸能分析

圖10反映了不同撞擊速度作用下被撞船內能與撞深變化關系。從圖中可以看出，在撞深約0.75 m之前，被撞船內能變化與撞擊速度關聯不大。被撞船內能主要由船舶結構變形吸能以及艙內原油響應產生的動能組成，結合圖5可以得知此時艙內原油動能變化一致，同時考慮各對照組在相同撞深下船舶結構變形吸能基本一致，因此此階段被撞船內能變化基本一致。在碰撞中期，當撞深在0.75～1.5 m之間時，撞擊船速度小，被撞船吸收能力反而越大，主要由于此時撞擊速度小原油響應時間充足且撞擊速度越大引起外殼破損造成部分能量消耗。撞深在1.5～2.2 m之間時，此階段撞擊船主要與舷側結構接觸作用，此階段結構變形吸收能量基本一致，被撞船內能變化較為緩和。在碰撞后期，即撞深在2.2 m之后，由于撞擊船與內殼產生作用，碰撞能量主要傳遞給艙內液貨，液貨動能迅速上升，導致被撞船內能迅速增加，使得在碰撞末期三種狀況下被撞船吸收能量達到相同點。

5 結論

本文以載貨雙殼油船為研究對象，應用ANSYS/LS-DYNA對比分析撞擊速度不同對雙殼油船舷側結構碰撞性能的影響，得出如下結論。

（1）在碰撞初期，僅改變撞擊速度對碰撞力、艙內原油動能及被撞船吸能影響不大。

（2）在碰撞中期，撞擊速度對雙殼油船碰撞性能產生較為明顯的影響。在被撞船舷側外殼破損時，撞擊速度小，被撞船受到碰撞力，艙內液貨動能以及船舶吸能越大。

（3）在碰撞后期，在撞擊船作用內殼時，撞擊速度改變對碰撞力及原油動能影響顯著，但船舶總體吸能在碰撞后期趨于一致。