浮式兩級緩沖防撞系統及浮體結構構型研究

陸 凱，陳徐均，程良玉，沈海鵬，吳廣懷

(1. 陸軍工程大學 野戰工程學院，江蘇 南京 210007；2. 南京廣博工程技術有限公司，江蘇 南京 210046)

可通航水域橋墩常常面臨著船橋碰撞風險[1-3]，設計一種效果良好、維護方便、成本低廉的橋墩防撞設施，對于延長橋梁使用年限、減少國民人身及財產損失具有重要意義。我國目前主要利用消能原理進行橋梁防撞設計，現代船橋防護理念[4]從“只注重保護橋墩”轉變為“船橋和諧防撞”和“人性化保護”，設計和制造各種類型的柔性防撞設施成為新的趨勢[5]，針對特定水域環境開展橋梁防撞設計是個重要課題。橋墩防撞設施依據不同的作用力類型，分為受壓防撞和受拉防撞，前者通過強化橋墩的抗壓能力保護橋墩[6-7]，后者由防撞設施提供拉力抵御船舶撞擊，且大多只能用于非通航水域。

復合材料因其質量輕耐腐蝕性強的優良特性廣泛應用于防撞裝置，利用復合材料增強橋墩抗壓能力是開展受壓防撞的重要方式。Fang等[8-9]提出的大型復合保險杠系統是受壓防撞裝置，由玻璃纖維增強聚合物外皮、玻璃纖維增強網格、聚氨酯泡沫芯和陶瓷顆粒4個模塊組成，能夠明顯延長船橋碰撞的沖擊時間，將碰撞力峰值降低到非破壞性水平，具有良好的能量耗散效果，優點是安裝方便、耐腐蝕性強、易于更換。湛江海灣大橋的固態黏性防撞裝置[10]也是典型的受壓防撞裝置，由防撞圈、外鋼圍和內鋼圍三部分組成：外鋼圍用于傳遞、分散撞擊力和撥轉船舶航行方向;防撞圈用于降低撞擊力、緩沖船撞過程和耗能；內鋼圍則用于支撐防撞圈。該裝置通過串并聯使得多個防撞圈共同作用，通過自身的大變形來大量消耗船舶動能，材料的本構關系類似于濕面團，撞擊力的升降都變得緩慢，能有效地保護船舶和橋墩，其本身能夠自行恢復，可以多次使用。高架走錨消能式攔阻船舶系統[11]是典型的受拉防撞裝置，遭受船舶撞擊后，來船側輔助錨索張力將拉動沉錨觸發索，從而釋放消能錨索，消能錨索將帶動攔阻索及兩端重力錨向橋位運動，通過走錨過程消耗船舶動能。防撞系統與船舶間作用力及走錨距離根據設防船舶噸位、船速和流速、風速等具體條件設計，該設施保護橋梁免受撞擊的同時，也能很大程度上減輕船舶的損失。該設施的優點在于其能夠適應水位變化，便于在深水區及轉場使用和任意接長。自適應固定式高架攔阻船舶設施[12]也屬于受拉防撞裝置，該裝置由若干攔阻設施單元排列組成，高分子材質能夠適應溫度變化帶來的攔阻索度變化，便于安裝和恢復。對于小型失控船，利用攔阻網的彈性變形及懸掛重力錨的提升來消耗船舶動能，在小船移開后懸掛重力錨帶動上攔阻索復位；對于大型失控船舶，端部可自動分離的連接機構和跨中可分離的連接裝置均分離，釋放攔阻網以攔阻船舶，通過攔阻網帶動重力錨走錨消能實現橋墩防撞。

浮式兩級緩沖防撞系統[13](floating two-stage buffer collision-prevention system，簡稱FTBCPS)結合了兩種防撞方式的優點，適用于可通航水域橋墩的防護，符合現代船橋防護理念。研究確定了該新型防撞系統中阻尼索組的布置位置、材料及數量，并通過建模分析5 000 t船舶撞擊7種比選方案的前梁和側梁后的動力響應，篩選得到了FTBCPS的優選方案。

1 浮式兩級緩沖防撞系統簡介

浮式兩級緩沖防撞系統布置由浮體、連接鏈、阻尼索組、錨鏈和重力錨組成，如圖1所示。阻尼索組由一系列長度相同、具有較大伸長率的滌綸繩組成，連接鏈由高強度鋼制成。滌綸繩一端固定于安索座，另一端固定于連接鏈的不同鏈環，當鏈環抵達出鏈口時，相應的滌綸繩開始發生拉伸，并在拉伸長度超過其斷裂伸長距離時發生斷裂。連接鏈一端連接于橋墩或重力錨，另一端通過不同鏈環與阻尼索組的滌綸繩相連，卷曲存儲于浮體內部。船舶發生碰撞事故時，船舶的能量消耗主要依靠滌綸繩斷裂以及浮體變形，整個能量耗散過程主要分為兩部分：第一部分，整個系統中分布有若干阻尼索組，當浮體由靜止狀態開始運動，部分連接鏈受力帶動阻尼索組內滌綸繩受力拉伸，在保證所有作用于橋墩的阻尼索組所提供的水平合力小于橋墩的水平承載力的前提下，浮式兩級緩沖防撞系統可通過多個阻尼索組內滌綸繩的斷裂不斷吸收能量，在橋墩承載力限度內延長橋墩的受力時間，從而更多地消耗船舶動能，保證了橋墩的安全，該過程持續時間較長，且阻尼索組內的滌綸繩都是獨立工作，相互間沒有影響；第二部分，從浮體接觸橋墩開始，船體與浮體的接觸部位將發生形變而消耗船舶動能。作為FTBCPS的防撞重點，第一部分主要利用阻尼索組進行消能，因此開展合理設計，使船舶—浮體間碰撞力始終保持在允許范圍內是重點研究內容。

圖1 FTBCPS整體布置示意Fig. 1 Schematic layout of the FTBCPS’s arrangement

2 阻尼索組分析

2.1 阻尼索組及力學性能

阻尼索可選用拉伸斷裂性能好、不相捻合、價格低廉的滌綸繩，單根滌綸繩有效作用距離很短，斷裂伸長率和斷裂能相對穩定，可以根據試驗測得單根滌綸繩的平均斷裂伸長率ed、平均破斷力Fd，平均斷裂能Wd。如圖2所示，原長為l0的滌綸繩拉力函數Fpr(x)可用區間長度比為pd(pd=(x2-x1)/x1)的雙線性曲線初步表示。

圖2 滌綸繩拉力雙線性曲線擬合示意Fig. 2 Bilinear curve fitting of polyester rope force

(1)

其中，k1和k2分別表示兩個線性段的斜率，x表示滌綸繩的伸長距離。

滌綸繩的拉力特性可由此表示為:

k1x1=k2x1+b2

(2)

(3)

Fd=k2x2+b2

(4)

(5)

聯立式(2)～(5)，可得到滌綸繩拉力函數Fpr(x)。

(6)

將n股按間隔距離Δl設置的滌綸繩拉力函數Fpr(x)進行疊加后得到阻尼索組拉力Fdcg。

(7)

其中，dl表示阻尼索組的拉伸距離。

2.2 阻尼索組數量及受力耗能分析

滌綸繩數量的設計遵循初步設計—檢驗—確定設計的流程，如圖3所示。

圖3 阻尼索組設計流程Fig. 3 Design flow of damping cables

首先通過估算給出滌綸繩設置的初步方案。為應對質量為Mc的船舶以初始速度vc撞擊浮體的情形，當浮式防撞系統以損耗最大的方式逼停船舶時，所需斷裂的最少滌綸繩數量qmin可根據船舶具備的初始動能和單根滌綸繩發生斷裂時吸收的能量計算得到。

(8)

圖4 阻尼索組拉伸示意Fig. 4 Tension diagram of damping cables

(9)

式中：ni表示發生拉伸的p1個阻尼索組在阻尼索組序列中的編號。

設置單根滌綸繩的初始長度為d0，斷裂拉伸長度de=edd0，即阻尼索組被拉長de時首次發生滌綸繩斷裂。進而計算得到滌綸繩的設置間隔上限l2，其表示同一阻尼索組內相鄰兩根滌綸繩的布置間隔的最大值，當超過該間隔距離進行布置時，浮式防撞系統將無法完成該撞擊工況下的防撞任務。

(10)

根據選用連接索鏈的鏈環長度選用滌綸繩間隔長度l3(l3

(11)

最后檢驗初選方案下的斷裂滌綸繩數量q2是否能夠超過qmin，若可以，則驗算合格，接受初選方案；若不可以，則調整滌綸繩間隔長度l3，并繼續進行檢驗。文中相關的阻尼索組設計參數如表1所示，表中假定鏈環長度為0.1 m，間隔長度l3取為2倍鏈環長度。

表1 阻尼索設計參數Tab.1 Design parameters of damping cables

圖5 阻尼索組拉力—伸長距離曲線Fig. 5 Force-stretching curve of damping cables

3 浮體結構構型及有限元分析

FTBCPS的防撞分為阻尼索組斷裂和浮體結構變形兩部分，為使浮體達到合理的整體結構剛度，在前梁和側梁受船舶撞擊時都能穩定地提供足夠的反力，需要對浮體內部進行板梁加強。

3.1 浮體結構構型

圖6 浮體結構剖面Fig. 6 Structural profile of floater

初步計算結果顯示：內部采用2塊縱向板梁加強的較短前梁可滿足防撞要求；側梁較長，整體結構剛度較差，因此側梁剛度強化是浮體結構設計的重點內容。內部板梁的7種比選方案如表2所示，方案1浮體內部無板梁加強，方案2～7浮體內部設置支撐板梁，且方案6和方案7內部的橫向板梁對稱分布。

表2 浮體內部板梁設計Tab. 2 Design parameters of floater’s inner plate beam

3.2 有限元模型構建

利用Solidworks軟件構建浮體和船舶的結構模型，船模根據船舶設計手冊中的型線表放樣拉伸得到，然后利用Ansys Workbench劃分有限單元。浮體和船舶模型的外殼選用相同強度的結構鋼材料，其彈性模量為E，泊松比υ，屈服強度σs，抗拉強度σb，斷裂伸長率ec，切線模量Et，本構關系用雙線性模型表示。船舶模型的長度為lc，寬度為Bc，吃水深度為dc，表皮厚度tcb，對船舶模型進行合理簡化，忽略內部細節，僅考慮對船舶剛度加強效果明顯的二層甲板和三層甲板，甲板厚度為tcj；浮體質量為Mf，吃水深度為df，表皮厚度為tf，內部分別采用表2所示的7種比選方案進行整體剛度加強，船舶和浮體模型的尺寸及結構參數如表3和圖7所示。船艏和甲板統一劃分為特征長度為0.5 m的殼單元網格，其余船舶表皮網格劃分采用默認尺寸，船舶模型總共被劃分為10 551個網格，浮體統一劃分為特征長度為0.5 m的殼單元網格，碰撞模型的有限單元劃分結果如圖8所示。

表3 有限元模型參數Tab.3 Finite element model parameters

圖7 浮體模型尺寸Fig. 7 Model size of floater

圖8 碰撞模型有限單元Fig. 8 Finite element of the collision model

將網格劃分后的浮體和船舶模型導入LS-DYNA中開展仿真模擬。在實際情況下，浮體受船舶撞擊后開始運動，浮體內表面遠離橋墩的一側將受到阻尼索組的拉力作用，因此為該側浮體內表面設定固定約束，并將船舶的運動限制在水平面內；如圖7所示，當船舶沿著前梁1的法線方向撞擊浮體，則為前梁2、前梁3和側梁2的內側表面設置固定約束，同理，當船舶沿著側梁1的法線方向撞擊浮體時，則為前梁3、前梁4和側梁2的內側表面設置固定約束。碰撞初期，防撞主要以阻尼索組的斷裂為主，浮體只會發生輕微變形，船舶侵入浮體內部的深度不大，因此設定模擬時間為1 s；設置船舶和浮體間的接觸類型為自動雙向接觸，設置單元的侵蝕破壞應變值為0.22，靜態摩擦系數、動態摩擦系數和指數衰減系數分別設置為0.2、0.1和0.001。在仿真模擬中，船舶模型以5 m/s的初始速度分別沿著前梁和側梁的法線方向撞擊浮體模型，通過對比不同設計方案、不同板梁厚度下的浮體所受撞擊力得到浮體內部結構的優選方案。

3.3 仿真結果分析

不同撞擊情形下的撞擊力結果如圖9所示。方案1浮體內部沒有任何板梁加強，浮體整體剛度水平很低，觀察仿真結果發現，浮體在碰撞初期發生大變形，根本無法直接抵御船舶沖擊，因此方案1不能予以采納；通過比較不同設計方案下浮體的撞擊力可得，方案2～7浮體前梁在受到船舶沖擊時幾乎都能達到峰值10 MN、均值8 MN以上的撞擊力水平，即這6種設計方案下的浮體前梁均能穩定地提供所需撞擊力；相較而言，側梁在受到船舶沖擊時，只有方案4～7浮體能夠達到均值5.28 MN水平，而只有方案5～7浮體能夠達到峰值6.86 MN水平，因此方案2～3也不能予以采納。

圖9 不同比選方案下的接觸力對比Fig. 9 Contact force comparison under different schemes

板梁厚度也會影響浮體的承載力水平，由圖10可得：設計方案4和設計方案5的側梁峰值力和均值力都正相關于板梁厚度；3種板梁厚度下設計方案4的側梁峰值力均在6 MN左右，小于6.86 MN，不達標，而3種厚度下設計方案5的側梁均值力均處于5～6 MN，剛剛達到均值力要求；設計方案6和設計方案7的側梁均值力正相關于板梁厚度，當厚度達到12 mm時，2種設計方案的側梁均值力和峰值力都能分別超過8 MN和9 MN，滿足承載力要求。

圖10 不同厚度梁板下的接觸力對比Fig. 10 Contact force comparison under different plate beam thickness

設計方案6和設計方案7設計下的浮體前梁受撞擊后的形態如圖11所示，觀察圖11可得：前者利用自身的彎曲變形和局部的輕微破壞抵御船舶的沖擊，給船舶帶來的局部破壞較小，符合雙保護原則；而后者對浮體整體剛度的加強效果過于明顯，船舶在沖擊浮體前梁時發生較大的局部破壞，這對保護船舶不利；二者間的接觸力—侵入距離曲線波動幅度也較大，難以探索規律。因此浮體設計最終采用12 mm板梁厚度的設計方案6。優選方案能在前梁和側梁處穩定地提供10.4 MN和7.9 MN的均值力，以及11.5 MN和8.9 MN的峰值力，加強后浮體能夠達到防撞所需的剛度要求。

圖11 撞擊模型最終狀態對比Fig. 11 Comparison of impact model’s final states

4 結 語

開展浮式兩級緩沖防撞系統中阻尼索組及浮體結構構型研究，首先遵循高效原則完成了阻尼索組設計，包括其布置形式、材料及數量；其次提出了7種浮體內部結構構型的比選方案，對5 000 t船舶以5 m/s初始速度撞擊防撞系統的動態過程進行了仿真。仿真結果顯示：設計方案1中的浮體整體剛度水平很低，受撞后發生大變形，難以直接抵御撞擊；設計方案2和設計方案3中的浮體側梁受撞時，撞擊力均值無法滿足防撞的最低要求；設計方案4和設計方案5中的浮體側梁受撞時，撞擊力均值和峰值都能夠滿足防撞要求，但是難以設置安全余量；設計方案7對保護船舶不利；最終選用板梁厚度為12 mm的設計方案6，其能滿足浮體防撞的力的均值和峰值要求，既能設置合理的安全余量，又符合現代船橋防護理念。浮式兩級緩沖防撞系統及浮體結構構型研究為下一步全面開展船舶撞擊防撞系統后的動力學響應分析奠定了基礎，并為實際工程應用提供了參考。