柔性、刚性球艏对双壳舷侧结构耐撞性能影响的研究

1 引 言

随着国际航运贸易迅猛发展，海上交通运输日益繁忙，船舶碰撞的风险也逐渐增加。船舶碰撞必然会造成船舶结构的破坏，造成巨额财产损失和人员伤亡。对于化学品船和油船，船舶碰撞还会导致化学品或原油的泄露，严重污染海洋环境。对于船舶碰撞，由于主要研究被撞船舷侧结构的吸能性能，因此将撞击船艏部简化为刚体[1]。实际上，船艏结构具有有限刚度，在碰撞过程中也会产生变形吸收部分动能，而且，这种变形必将对被撞船舷侧结构的变形和吸收能量产生一定的影响。江华涛、顾永宁以船艏为研究对象，讨论过横向框架对船艏碰撞性能的影响[2]，并研究了高强度钢缓冲型球艏在碰撞过程中起到的作用[3]。在这些研究中船艏的材料都定义为柔性，主要考虑了船艏在碰撞过程中的变形和吸能。

本文采用非线性有限元仿真技术，研究了刚性和柔性两种材料属性的球艏结构对双层舷侧碰撞性能的影响。与以往柔性球艏定义不同(以往所定义的柔性球艏基本上都是绝对柔性，只考虑球艏的塑性变形能，被撞船舷侧结构塑性变形能很小)，本文仿真中的柔性球艏模型为真实球艏结构模型。仿真结果表明：同一撞深下，两种情况的舷侧结构变形能非常接近，然而，当球艏为柔性时，由于两者的相互作用导致舷侧双壳结构内壳板的破裂时间比刚性球艏撞击时的破裂时间有所滞后，同时撞深也有所增加。如果以舷侧双壳结构的内壳板破裂为标准，则会得到柔性球艏撞击下舷侧双壳结构的塑性变形能较刚性球艏大。

2 碰撞仿真模型的描述

2.1 实船结构描述

本文研究的撞击船与被撞船对象均为带有球鼻艏的排水量为4 000 t纵骨架式油船，空船结构重量987 t，船长106.60 m，型宽16.60 m，型深6.80 m，结构吃水4.60 m，内外壳间距1.2 m，肋距600 mm。艏部和舷侧结构如图1、图2所示。

图1 球艏内部结构

图2 双层舷侧内部结构

2.2 仿真中使用的单元和材料模型

单元类型的选择上，对于被撞击区域，变形较大，选用huges-liu壳单元，这种单元的特点是处理大变形以及翘曲问题效果好。其他区域相对变形比较小，采用默认的Belytsch-Tsay单元，也是LS_DYNA默认的单元类型。

对船体周围水的动力影响，根据王自力等人[4]的研究结果，采用附加质量法考虑。被撞船横漂运动的附连水质量取排水量的40%，附加在吃水以下外壳板上；撞击船进退运动的附连水质量取排水量的4%，附加在全船上。

仿真中所采用的材料属性有刚性材料、线弹性材料(弹性模量为210 GPa，泊松比为0.3)和线性随动硬化材料(弹性模量为210 GPa，泊松比为0.3，剪切模量为1.18 GPa，屈服应力为235 MPa)。模型中使用的单元类型和材料属性的详细情况见表1。

2.3 结构模型

图3给出了全船碰撞有限元模型图。对于撞击区域，包括撞击船的弹性球艏和被撞船舷侧双壳结构，采用细化的有限元网格，单元尺寸为50 mm；而非碰撞区域采用较粗的网格，单元尺寸为325 mm。图4为舷侧双层壳结构的详细构件图，撞击位置在外板纵骨2、3之间。

图3 整船有限元模型图

表1 模型的单元类型和材料属性

图4 舷侧双层壳结构详细构件图

2.4 材料应变失效准则

在失效准则的选择上，采用定义失效应变来判断单元的失效。失效应变的选择与单元尺寸有关，单元尺寸越小，失效应变就越大[5]。对于本文的仿真分析模型，模型碰撞区域的单元尺寸为50 mm，取失效应变为0.1[6]。

2.5 材料的应变率敏感性

由于船舶碰撞是一个动态响应过程，而船用低碳钢的塑性性能对应变率是高度敏感的，其屈服应力和拉伸强度极限随应变率的增加而增加，所以在材料模型中应引入应变率敏感性的影响。本文中采用与实验数据符合得较好的Cowper-Symonds本构方程：

(1)

式中,σd——动屈服应力；

σs——相应的静屈服应力；

D、q——材料常数，可通过实验确定。对船用钢而言，D= 40.4、q= 4[7]。

2.6 接触的定义

碰撞过程中，不仅球艏会与舷侧结构发生接触，而且被撞击船的构件之间也会发生接触。本文采用自动单面接触，单面接触可以用在一个物体表面的自身接触或两个物体表面间的接触，对于模型中壳单元法向方向可能出现不一致的情况最好采用自动接触算法[8]。在自动单面接触中程序会自动判断模型中哪些表面发生接触，不需要人为定义主、从接触面。与隐式模型过多定义接触面将会大幅度增加计算时间，在显示模型中定义单面接触仅会少量地增加计算时间。考虑到单面自动接触不能自动输出接触力，计算式通过建立传感器接触类型来输出接触力。由于接触间的摩擦作用不会影响到结果的趋势，所以不予考虑。

2.7 边界条件

内河船舶的航行速度一般在20 km/h左右，本文在仿真计算中假定撞击船以6 m/s的速度垂直撞向被撞船的舷侧，被撞船完全静止，不约束两船的刚性位移。

3 仿真计算的结果与分析

3.1 被撞船舷侧结构损伤变形结果分析

图5、图6分别给出了两种球艏分别撞击被撞船舷侧结构的损伤变形结果。从图中看出，被撞船舷侧结构的损伤变形主要集中在被撞击区域，这说明船舶碰撞是一种局部现象。被撞击船内壳破裂的时间不同，柔性球艏撞击下内外壳板破裂时间分别为0.05 s和0.262 5 s； 刚性球艏撞击下内外壳板的破裂时刻分别为0.237 5 s和0.04 s。从图中还可以看出，被撞船内壳板破裂的形式并不相同。

当撞击船的艏部为刚性球艏时，在球艏撞击到被撞船舷侧结构的内壳板时，由于球艏为刚体，首先会在内壳板与刚性球艏的接触点产生很大的塑性变形，撞击点的应变很快达到失效应变并迅速破裂，随着撞击时间的持续，裂纹迅速扩大，裂口非常整齐，损伤形式很像是被撕裂开的；当撞击船的艏部为柔性球艏时，在球艏撞击到被撞船舷侧结构的内壳板时， 柔性球艏也会产生变形， 使球艏与舷侧结构的内壳板的接触面积扩大，较大部分的舷侧结构的内壳板参与塑性变形，同时会有较大区域的板达到实效应变产生破裂，所以舱壁上的裂口是在大面积达到失效应变后一起破裂开的。

图5 刚性球艏撞击下舷侧双层壳结构损伤应力时序图

图6 柔性球艏撞击下舷侧双层壳结构损伤应力时序图

3.2 碰撞力分析

图7给出了弹性和刚性球艏撞击下，被撞船双壳舷侧结构中的碰撞力随撞深的变化曲线。图7的编号项目见表2。

图7 碰撞力—撞深曲线

表2内外板破裂时碰撞力、吸收能—撞深表

编号项 目撞深/m碰撞力/MN舷侧吸收能/MJ12外板破裂刚性撞击球艏0．1401．4720．129柔性撞击球艏0．2002．3920．26134内板破裂刚性撞击球艏1．3252．7341．623柔性撞击球艏1．4754．5962．252

由图7可看出，碰撞力与撞深之间存在着很强的非线性关系。柔性球艏撞击过程中碰撞力有两次明显的卸载，分别是在舷侧外板、内板破裂的瞬时，也就是图7中2、4所表示的时刻。而在刚性球艏撞击的过程中舷侧外板、内板破裂时，也就是图7中1、3所示时刻，碰撞力无明显的卸载，且均小于图7中2、4所对应的值。对照图5、图6可以分析出：撞击球艏为刚性时，由于其刚性导致很小的局部区域首先产生塑性变形，并达到失效应变迅速破裂，而此时周围的大部分构件变形很小，故承受的碰撞力很小。外板失效后，碰撞力会有所卸载，但此时只有一根外板纵骨失效，随着撞深的加大，剩下的纵骨变形加大，承受的碰撞力也随之增加，故碰撞力卸载并不明显；而撞击球艏为柔性时，球艏在撞击过程中产生变形，使舷侧外板与球艏的接触面积增大，这样舷侧外板有较多的结构参与塑性变形吸能，直到接触面全部达到失效应变时才发生破裂，故此时外板破裂的撞深和碰撞力比前者要大一些。此时，在外板失效时，外板纵骨已全部失效，故碰撞力卸载很明显。

3.3 被撞船结构吸能分析

图8为两种情况下的变形能—撞深曲线，图中的编号项目见表2。由图8可看出，两者的变形能和撞深之间的关系是基本吻合的，曲线均成上升的趋势，正好说明碰撞过程中能量转化的趋势。此外，在同等撞深下，两种撞头撞击下被撞船舷侧结构变形能基本相近。但从壳板临界破裂的时间和撞深来看，由于柔性艏与被撞船的相互作用，导致壳板破裂时间推迟，撞深增加，从而造成了柔性球艏撞击下舷侧结构的总变形能较刚性球艏大。

图8 变形能—撞深曲线图

表3给出了内壳破裂时刻舷侧双壳结构各个部件的变形能。从中可以看出，在柔性球艏撞击下，有更多的构件产生变形并参与能量的吸收，这也是柔性球艏撞击下舷侧结构在内外板破裂时刻的吸收能较大的原因。

表3 两种情况下双层壳各构件吸收能对比

4 结 论

本文采用非线性有限元动力分析软件LS_DYNA，研究了撞击船艏部刚度特性对被撞船舷侧结构变形吸能的影响，从中可以得到以下结论。

1) 撞击船艏部刚度对被撞船舷侧结构破坏损伤形式有直接影响。当刚性球艏撞击舷侧双壳结构时，首先在接触点产生很大的塑性变形，撞击点很快达到失效应变,并迅速破裂；当为柔性球艏时，由于柔性球艏的变形，球艏与舷侧结构的内壳板的接触面积会增大，较大部分的舷侧结构的内外壳板参与塑性变形。

2) 刚性球艏撞击舷侧双壳结构时，刚性球艏的撞击力相对柔性球艏小，卸载曲线也有所不同。

3) 同等撞深下，两种情况的舷侧结构变形能非常接近，这与已有结论比较吻合。然而，由于柔性球艏与舷侧结构的相互作用，推迟了舷侧内外壳板的破裂时间，增加撞深，造成了舷侧结构吸能有所增加。

参考文献:

[1] 王自立，顾永宁．超大型油船双壳舷侧结构的碰撞性能研究[J]．中国造船，2002,43(3):58-63.

[2] 江华涛，顾永宁．船艏横向框架对船艏碰撞性能的影响[J].上海交通大学学报，2003,37(7)：981-984．

[3] 江华涛，顾永宁．高强度钢缓冲型船艏研究[J]．船舶工程，2003,25(1)：12-17.

[4] 王自力，蒋志勇．船舶碰撞数值仿真的附加质量模型[J]．爆炸与冲击，2002,22(10)：321-326．

[5] KITAMURA O.FEM Approach to the simulation of collision and grounding damage[J].Marine Structures,2002,15(4/5):403-428.

[6] SAJDAK J A W, BROWN A J．Modeling Longitudinal Damage in Ship Collision,SSC Report SR-1426[R].Blacksburg,VA:Department of Aerospace and Ocean Engineering,Virginia Polytechnic Institute and State University,2004.

[7] LS_DYNA Keyword user's manual[M]. Version 970． Livermore,California:Livermore Software Technology Corporation, 2003.

[8] 赵海鸥．LS_DYNA动力分析指南[M]．北京：兵器工业出版社，2001．