船舶货舱区侧撞桥墩有限元仿真分析

唐 勇,朱 彦

(1.上海船舶运输科学研究所运输系统事业部,上海 200135;2.江南造船(集团)有限责任公司开发研究部,上海 201913)

0 引 言

国外学者Hysing和Boe[1]曾研究过1艘150000 DWT散货船侧撞1座24 m宽的桥墩,并提出了船侧撞击力的简化经验公式。国内胡志强和顾永宁[2]模拟1艘排水量为2900 t的驳船侧向撞击刚性桥墩的碰撞过程,总结出驳船侧撞桥墩的碰撞性能。然而大多数所开展的船撞桥研究主要集中在船首正撞或斜撞桥墩的层面上[3-6],对于船舶货舱区侧撞桥墩的研究则相对较少。当船舶横穿水道、失控漂移或者船舶规避正面碰撞等情况下,船舶将有可能与桥墩发生货舱区域的侧撞。由于侧撞时船体附连水质量较大,舷侧与桥墩接触面积也很大,故其对桥梁的撞击危害是不容忽视的,因此开展这方面的工作对于完善船撞桥的研究体系具有积极的作用。

本文以某大型跨江桥梁工程为背景,选取3000 DWT油船为防撞代表船型,采用非线性有限元软件MSC.Dytran,开展在3.0 m/s的失控速度下船舶货舱区侧撞主墩墩身的有限元仿真试验,并且分析了不同偏心距条件下撞击力和能量的演变过程。

1 材料模型

1.1 主墩墩身及承台材料模型[7]

考虑到桥墩在碰撞过程中存在硬化效应,故选用弹塑性混凝土硬化断裂本构关系。本文采用了Colorado混凝土帽盖材料模型,主要参数见表1。

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混凝土的破坏准则是判断混凝土是否破坏的依据,本文选用了比较简单的参数混凝土强度准则模型,即最大拉伸应力理论的破坏准则。按照混凝土结构设计规范,C30混凝土的抗拉强度标准值取为2.0×106N/m2。

1.2 主墩桩基材料模型

因为不考虑桩基的破坏形式,所以桩基材料采用较简单的线弹性本构关系,密度 ρ=2500 kg/m3,泊松比 μ=0.23,弹性模量E=4.5 ×1010N/m2。

1.3 船用钢材料模型

根据撞击损伤区域的局部性能特征,船体碰撞区采用线性强化弹塑性材料模型,即考虑材料进入塑性后的应变强化。有关参数为:材料密度 ρ=7850.0 kg/m3,弹性模量 E=2.10×1011N/m2,硬化模量Eh=1.18 ×109N/m2,屈服应力 σ0=2.35 ×108N/m2,泊松比 μ=0.3。其余结构处理为刚性体。材料应变率敏感性的本构方程采用 Cowper-Symonds本构方程,对船用钢而言,D=40.4,q=5。

2 有限元模型

2.1 桥梁主墩有限元模型

桥梁结构分为上部结构和下部结构,本文只选取下部结构进行分析。桥梁下部结构主要由墩身(9.6 m ×7.0 m)、承台 (24.3 m ×18.5 m)和桩基 (Φ 2.0 m)3个部分组成,其中墩身和承台采用实体单元建模,即混凝土六面体单元表示,并在碰撞区域适当加密网格,而桩基则采用一维梁单元进行建模,如图1所示。

图1 主墩有限元划分Fig.1 FEM division of main pier

由于船撞桥是一个瞬态过程,且本文认为桥墩自身具备足够的抗撞能力,即不考虑主墩倒塌现象,故将主墩模型的约束做以下处理:

1)桥梁上部结构对墩身的作用近似处理为约束墩身上表面的垂向运动,即墩身上表面在撞击过程中只做水平面内的运动;

2)桩基采用非线性桩-土关系,可以真实地反映桩土之间的力学耦合过程,但需要消耗过多的工作量和计算时间,因此本文采用等效桩法。等效桩的长度取为8倍桩径,下端刚性固定[7]。

2.2 船舶货舱区有限元模型

选取3000 DWT油船为防撞代表船型,网格采用4节点壳单元,其主尺度数据见表2。

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撞击船计算模型主要由船中碰撞区与首尾两端组成,对碰撞区19.2 m范围内的船体结构,计算模型做了比较精细的描述,包括了内外板、主甲板、槽型舱壁等主要板材和构件,并采用了弹塑性船用钢材料模型。对于首尾两端,由于远离接触碰撞区,在碰撞中基本上不发生变形,所以为了减小模型规模,提高计算效率,将其简化为由船体外板、甲板和纵向舱壁组成的刚性板单元模型,见图2所示。

图2 舷侧结构精细有限元划分Fig.2 Fine mesh of broadside structure

2.3 流体介质对碰撞的影响

当船舶货舱区与桥墩发生侧撞时,周围流场对其影响相对于船首正撞桥墩时较大。按照有关文献资料的建议[8],本文附连水质量系数拟取船舶排水量的0.8倍。

3 撞击工况设计

重点研究船舶货舱区在不同偏心距撞击条件下,主墩的撞击力和能量的演变过程,并结合船舶的主尺度设计了5种撞击工况(见表3)。其中,撞击偏心距的效果是通过调节船体首尾二端的长度和质量来体现的,同时假定船舶质量在船长上均匀分布(单位长度质量 Δ m=(5000 ×1.8)/88=102.27 t/m)。

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4 计算结果

4.1 碰撞过程

在碰撞过程中,船舶货舱区结构与主墩墩身接触的部分逐渐崩溃并压入船体。其中,工况Ⅰ首尾端长度质量对等,碰撞过程中船体做横向运动,通过舷侧结构的变形、破损来吸收大部分的撞击能量;工况Ⅱ～Ⅴ因撞击点偏离船舶质心且船首端质量大于尾端,因此在碰撞过程中产生转动力矩,船体做顺时针转动,逐步与墩身脱离。

图3 5种撞击工况示意图Fig.3 Chart of five impact conditions

主墩在遭受船舶舷侧撞击后,通过墩身和承台将作用载荷传递给桩基,并通过桩基的联合变形来抵御碰撞下一步的进行。同时,墩身在初始受到横桥向冲击后,随着船体发生顺时针转动,顺桥向的载荷逐渐加大,使得墩身在横桥向和顺桥向都有不同程度的位移变形。在碰撞结束后的短期内,主墩做前后左右往复式衰竭运动。以工况Ⅴ为例,碰撞过程如图4所示。

4.2 碰撞力分析

主墩所受撞击力时程曲线如图5所示,碰撞力出现了非线性波动,峰值出现在船体舷侧和主墩刚接触的瞬间,且5种工况的最大撞击力大致相同。随着碰撞过程的进行,撞击力总体呈下降趋势,在中间阶段出现了低谷,之后又开始小幅度的反弹,且撞击偏心距越大这一现象就越明显。主要原因为主墩在遭受撞击变形至一定程度后,开始对船体施加反作用力。在加剧船体货舱区结构的进一步损伤的同时,也加快了船体的转动速度。

为了与船首正撞作比较,仿真试验增加了横桥向首正撞的工况,且排水量以及撞击速度保持不变。区别之处在于,船体纵向撞击时,附连水质量远小于横向,本文拟取船舶排水量的0.05倍,撞击力时程曲线见图6所示。

从图6可以看出,由于船首正撞时船舶的撞击动能小于舷侧碰撞(约0.58倍),所以其峰值要小于工况Ⅰ。但在碰撞过程中撞击力逐渐增大,峰值出现在一段时间之后,碰撞持续时间也较长(约1.8倍),说明船首部结构的柔度要大于货舱区结构,碰撞缓冲的效果非常明显。

图6 船首正撞力与工况Ⅰ的比较Fig.6 The comparision between bow frontal collision and conditionsⅠ

4.3 船舶破损吸能情况

图7为各工况下船体破损吸能的比较。从图中可以看出撞击偏心距越大,船体破损耗能就越小,船体结构的损伤程度就越低。

图7 船体破损吸能比较Fig.7 The comparision of damage absorption of ship hull

4.4 桥梁结构损伤分析

图8显示在桥梁的直接碰撞区域以及局部区域(承台与墩身及桩基的连接处),单元的应力和塑性应变急剧增加,单元损伤累积达到一定程度时,单元就会破碎,见图9。

图8 主墩应力分布图Fig.8 Stress of main pier

图9显示直接碰撞区的混凝土破坏面积较小,对桥梁的损伤贡献有限。对于承台与墩身及桩基的连接处,此处应力集中分布范围较大且单元破损严重,对主墩的损伤贡献是主要的。

图9 主墩损伤分布Fig.9 Damage distribution of main pier

5 结 语

1)采用非线性有限元软件MSC.Dytran可以成功的对船舶货舱区侧撞桥墩进行数值仿真分析,再现了内部应力响应分布变化以及对碰撞力和能量演变的整个过程;

2)船舶在相同装载条件、相同撞击速度的情况下,船舶货舱区侧撞桥墩的破坏性一般要大于船首正撞。因此在开展桥梁防船撞设计时,建议增加考虑舷侧撞击的试验研究;

3)偏心撞击的仿真试验显示,碰撞力出现了非线性波动,峰值出现在撞击的瞬间,且最大撞击力大致相同,并未出现因偏心距的增加而有所下降的现象;

4)撞击偏心距越大,碰撞中后期对桥墩的作用载荷就越小,桥墩的变形和破损能量也越小,因此建议将初始撞击力控制在足够安全的范围内,而通过增设桥墩的防撞保护装置能实现这一目标;

5)碰撞过程中桥梁的较大应力区主要分布于:①舷侧与墩身的直接接触区附近,此处较大应力由直接冲击载荷造成,分布范围较小且对桥梁的危害性有限;②承台与墩身及桩基的连接处,应力集中且分布范围较大,对桥梁危害较大,这与文献[9]的研究成果相吻合;

6)本文设计的5种撞击工况,船长方向均与桥梁的顺桥向相平行,并未考虑不同角度的影响,因此有待于进一步的完善;

7)本文将流体介质对船体的作用是通过增加一项附连水质量的角度进行考虑,若计算精度有严格要求,开展流固耦合的仿真试验是有必要的。

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