新型复合板舷侧结构与冰碰撞数值研究

王　林， 马国宝

(江苏科技大学 船舶与海洋工程学院， 江苏 镇江 212003)



新型复合板舷侧结构与冰碰撞数值研究

王林， 马国宝

(江苏科技大学 船舶与海洋工程学院， 江苏 镇江 212003)

摘要采用新型波纹板核聚氨酯复合板替代传统的舷侧外板，提高舷侧结构的抗冰能力。并通过ANSYS/LS-DYNA仿真模拟冰与舷侧的碰撞作用，考虑应变率影响，冰材料采用应变率相关塑性模型。比较分析原结构和新结构在冰体碰撞作用下的结构变形损伤、碰撞力和能量吸收情况。

关键词波纹板核聚氨酯复合板舷侧冰碰撞

0引言

两极地区丰富的海洋资源吸引着人类关注，现在已有一些国家在北极地区进行资源开发。近年来，由于气候变暖，北极海域冰密度降低，北极通航成为可能。在这些海域航行的船舶都无法避免海冰载荷的问题。船舶一旦与冰山发生碰撞，往往会造成结构局部破损，导致货物外泄，甚至沉船等严重后果，对环境和生命财产安全造成极大影响。因此，在冰区航行的船舶非常有必要提高其结构的抗冰性能。

与冰区船舶结构安全密切相关的一个重要问题就是冰的局部碰撞载荷，因此船冰碰撞现已成为研究热点之一。挪威科技大学Zhenhui Liu、Jфrgen Amdahl[1-2]研究了船舶与冰山碰撞的外部动力学及内部动力学问题。美国船级社Bo Wang等[3]研究船舶与可压碎冰的作用，并进行非线性动态有限元分析。G. W. Timco等人[4]总结了北极冰区冰的物理和力学性质，为具体应用提供数据基础。本文针对船舶与冰碰撞的情形，提出舷侧外板使用波纹板核聚氨酯复合板，以提高结构抗冰能力，并应用ANSYS/LS-DYNA软件计算分析不同碰撞情形下的结构响应。

1冰的物理力学性质及材料模型

1.1物理力学性质

冰的温度在断面上呈线性分布，露出水面以上部分的温度几乎等于大气温度，水面以下部分温度与海水温度接近[5]。在不同温度下，冰的性能差异较大。密度与其盐度、温度、和气泡含量有关。密度是海冰的一个重要属性，其大小决定了冰的抗压强度。密度可以看作温度与盐度的函数，其变化关系比较复杂。

(1) 抗压强度。

船与冰发生碰撞时，冰的压缩强度决定了冰对船舶作用载荷的大小。单轴无侧限抗压强度与应变率、温度、孔隙率和晶体方向有关。随着应变率的变化，冰的破坏过程分为韧性区、脆韧转变区和脆性区。在温度较高，低应变率下，抗压强度可小于1 MPa；温度较低，高应变率下，抗压强度可达几十兆帕。

(2) 抗弯强度。

抗弯强度决定了冰对倾斜结构作用载荷，其大小通常通过3点或4点弯曲试验测得。抗弯强度受众多因素影响，如盐度、温度、加载速率等。在不同的温度下，抗弯强度的差异较大。随着加载速率的变化冰的弯曲可分为3个阶段——延性区、过渡区、脆性区。弯曲强度在过渡区最大，在延性区和脆性区与应力率呈对数关系；温度升高弯曲强度降低，二者为指数关系[6]。

(3) 剪切强度。

冰的剪切强度相关研究文献较少，因为冰很少在纯剪切情况下被破坏，多数为混合破坏形式。文献表明，冰的剪切强度与温度、盐度、密度、加载方向有关[7-9]。Serikov[10]通过实验测得-0.9℃～-4.1℃的冰平均剪切强度为0.9 MPa；Dykins[11]得出冰剪切强度随温度降低呈增长趋势，实验测得-4℃～-27℃的冰剪切强度从0.14 MPa增加至0.35 MPa。

1.2冰材料模型

冰的性质受众多因素的影响，如温度、盐度、孔隙等，抗压强度、抗弯强度、弹性模量等属性数值变化较大，是一种典型属性多样性材料，因此冰的材料属性和其本身结构关系非常复杂。本文将冰简化为弹塑性材料，在各个方向上无明显力学性能差异，即为各向同性材料。

应变率是冰力学行为的一个重要影响因素，其影响可归结为三个阶段：韧性阶段、过渡阶段、脆性阶段。冰的屈服应力随着应变率的增加逐渐上升，达到最大值后略有下降，而最大值出现在应变率10-3s-1左右，此时冰破坏更近似脆性破坏。

冰的强度受温度的影响也较大。从-3℃～-35℃，应变率为1.5×10-1s-1时，平均每降低1℃抗压强度增加0.78 MPa；应变率为2×-3s-1时，平均每降低1℃抗压强度可增加0.6 MPa[12]。

弹性模量在不同应变率下并无明显变化[13]，影响弹性模量的因素主要是温度、盐度、孔隙率等。在不同温度和盐度下，弹性模量范围分布较广，在1.7 GPa～9.0 GPa之间。密度对冰弹性模量的影响比较大，从600 kg/m3～900 kg/m3，弹性模量就有一个数量级的差距。本文计算以-10℃的冰为例，其密度约为900 kg/m3，其弹性模量约为8.3 GPa。

冰材料的泊松比与应变率、温度、密度有关，通常由动态测量方法得到，对于密度大于800 kg/m3冰，其泊松比受孔隙的影响较小，且数值在0.3～0.4，本文取0.33。

在数值模拟中冰材料采用*MAT_STRAIN_RARE_DEPENDENT_PLASTICITY模型。以最大等效塑性应变作为材料失效模式，取最大应变值为0.1。材料属性详如表1所示。

表1　冰材料参数

2波纹板核聚氨酯复合板舷侧结构设计

本文选用一艘远洋无限航区的成品油船为研究对象，本船载重量约为12 700 t，货油舱区域为双底双壳结构。船舶主尺度如表2所示。

表2　某成品油船主尺度参数

船舶发生碰撞时，在所有构件中外板对抵抗撞击起到至关重要作用。本文对舷侧结构的加强设计主要从舷侧外板着手，进一步提升外板的性能，从而改善整体结构的抗撞击能力。由研究结果知道波纹板核聚氨酯复合板具有良好的抗撞击性能，根据等质量原则将原有舷侧外板替换为新的复合板。复合板面板等厚，均为4 mm，芯层高度20 mm，波纹芯板厚1 mm。肋骨间距700 mm，每4档设置一根强肋骨。对其货油舱区舷侧结构进行仿真分析，建立一个货舱区域的有限元模型，长19.6 m。船体钢材采用PLASTIC KINEMATIC模型，以最大塑性应变为失效准则，考虑温度及其他因素影响，取钢材最大应变为0.28。夹层板中聚氨酯芯材同样采用PLASTIC KINEMATIC模型，不考虑应变率影响。材料参数如表3所示。根据初步的试算结果，略去远离舷侧的船底部分和甲板部分，因为这些远离的结构在舷侧受到碰撞时产生的应变和应力非常小，省略这些结构可以提高计算效率。

表3　材料参数

3船-冰碰撞工况设定

根据挪威船级社(DNV)推荐的冰体形状，本文以立方体冰体为例。文献[14]表明，在各种形状的冰体中，立方体冰与船舶碰撞对船体结构造成的损伤最大。在仿真模拟中，只建与船体发生接触的冰体模型，其他未接触部分的形状对数值计算而言并不重要，为了提高计算效率，采用刚体代替冰体的未接触部分，表示其对接触部分的推动作用。

船体舷侧结构的两端采用固定约束，表示船体其他结构的约束作用。冰体棱角与舷侧结构发生碰撞，碰撞中心位置为图1中的A位置和B位置，冰体以6 m/s的速度与舷侧垂直碰撞。图2为冰体与舷侧结构碰撞示意图。

图1　舷侧碰撞位置示意图　　　　　　　　　　　　图2　冰体与舷侧结构碰撞示意图

4结果分析

4.1工况一

(1) 变形损伤。

从图3中可以看出，新结构的损伤程度相对原结构小。对应冰体损伤如图4所示。原结构在碰撞发生0.18 s后，外板破损，此时外板变形深度为0.62 m。外板破损之后，尖锐的冰体端部迅速刺入船体，冰体边缘切割外板和纵骨。最终，相邻肋板被压溃，内壁板变形深度为0.32 m。新结构在碰撞发生0.24 s后，外板变形深度达到0.94 m时，外板破裂。碰撞结束时，内壁板变形量为0.21 m。相比原结构，新结构在发生碰撞后，冰体侵入减少，外板被划割破坏范围降低，外板破损时间推迟0.06 s，为原结构外板破损时间的1.33倍，极限撞深提高52%，内壁板的变形减少34%。这些方面的改变说明，相较于原结构，新结构抵抗冰撞击的能力得到提高。

图3　舷侧结构变形损伤图

图4　冰体损伤图

(2) 碰撞力。

碰撞力变化过程如图5所示。原结构在碰撞发生0.18 s时，碰撞力为8.24×106N。外板破裂之后，碰撞力并没有大幅降低，而是在较高水平上维持了一段时间，在8×106N上下波动，冰体边缘切割构件过程持续约0.4 s。新结构在碰撞发生0.24 s时，碰撞力在达到峰值1.15×107N后，力开始卸载。外板破损后，碰撞力在9.5×106N上下波动并持续了0.2 s，相比原结构持续时间缩短50%，最大作用力提高29%，外板破损后的抵抗作用力提高18.8%。因此说明相较于原结构，新结构具有较大的刚度，可有效降低结构损伤，具有更强的抗冰能力。

图5　碰撞力时间历程曲线

(3) 能量。

从图6可以看出，两种结构总吸能相差不大，原结构比新结构多0.2 MJ。原结构在0.18 s外板破裂，结构吸能2.56 MJ。而新结构外板达到极限撞深时，结构吸能4.95 MJ，比原结构提高93.4%。说明新结构与尖锐冰体发生碰撞时，结构破损前可以比原结构吸收更多的撞击能量，具有更强的抗撞性能。新结构的外板吸能有所增长，且占总能量比重也有提高。平台板吸收能量增加81%，纵骨吸收能量减少33.6%，说明新结构强构件抵抗撞击作用更大，结构刚度较高，变形范围较大，可更好地避免局部严重受损。内壁板吸收能量仅为原来的28.9%，可见冰的撞击对船体内部的影响大幅降低，新结构可达到更好的防护效果。

图6　舷侧结构能量吸收曲线

4.2工况二

(1) 变形损伤。

从图7可以看出新结构的损伤程度大幅降低。对应冰体损伤如图8所示。原结构在碰撞发生0.21 s后，外板破损，此时外板撞深0.61 m。之后，冰体端部侵入船体，棱边开始切割外板，损伤范围快速扩大。冰体侵入的端部继续挤压平台板与肋骨，致使二者完全断裂，并且分离，彻底失去承载作用。最终，内壁板变形量为0.26 m。新结构在碰撞发生0.29 s后，外板破损，撞深达到0.86 m。外板损伤从平台板与肋骨交汇处开始慢慢扩展，最终损伤范围达到长约1 m，宽0.5 m。碰撞结束时，内壁板变形深度为0.31 m。与原结构相比，外板破损时间延长38%，极限撞深提高41%。内壁板变形有所增加，是因为外板刚度相对较大，推动支撑构件向内变形，但整体结构的损伤却大幅降低。

图7　舷侧结构变形损伤图

图8　冰体损伤图

(2) 碰撞力。

图9为碰撞力时间历程曲线。原结构在碰撞发生0.11 s时，平台板与肋骨即被压皱，碰撞力出现卸载。至0.16 s时，平台板与肋骨在连接处出现断裂，碰撞力小幅降低后继续升高。在0.21 s时，碰撞力轻微卸载后继续上升。从0.33 s～0.6 s，保持较高作用力，最大值为9.25×106N。采用新结构后，图中可以看到碰撞力在0.09 s、0.13 s、0.2 s这些时间点出现卸载现象，这些时刻分别对应平台板被压皱，肋骨与平台板连接处断裂，以及纵骨变形失效等结构变化。在0.29 s碰撞力卸载后又增加到最大值13.5×106N。数据表明，两种结构在外板破损后碰撞力没有降低，而是继续增加。这是因为碰撞位置在强构件处，强构件是主要支撑构件，外板虽然破损，但这些构件依然可以有效地抵挡冰的撞击。相比之下，发生冰体碰撞时，新结构的碰撞力提高45.9%，冰对结构的作用时间缩短约1.3 s。

图9　碰撞力时间历程曲线

(3) 能量。

从图10可看出两种结构能量吸收的差异，最终原结构吸能12.2 MJ，新结构吸能11.59 MJ。主要原因是原结构被冰体刺穿，冰体侵入过程中结构破坏加剧，这一过程持续时间较长，因此能量吸收增加。原结构在外板破损时吸能4 MJ，而新结构外板破损时吸能7.15 MJ，相比提高79%。结构发生破损前，新结构吸能相对大幅提高。从冰消耗的能量来看，与新结构碰撞消耗1.93 MJ，相比原结构增加41%。说明新结构刚度更大，使冰更多地破碎，消耗碰撞能量，从而减少结构损伤。

5结论

利用数值方法，模拟舷侧结构两个不同位置与冰碰撞的过程，并对比分析新结构与原结构的结构响应，得出如下结论：

(1) 冰体与舷侧结构发生碰撞时，A位置比B位置更容易破损，冰体侵入船体时，冰的边缘对外板、纵骨等构件产生切割作用，使破损加剧。

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(2) 采用波纹板核聚氨酯复合板替换原有外板后，新结构与冰发生碰撞后损伤明显降低，在碰撞力、能量吸收方面均有大幅改善，抗冰能力提升。

图10　舷侧结构能量吸收曲线

[ 1 ]LIU Z H. Analytical and numerical analysis of iceberg collisions with ship structures [D]. Norwegian University of Science and Technology，Norway，2012.

[ 2 ]LIU Z H，AMDAHL J，LOSET S. Integrated numerical analysis of an iceberg collision with a foreship structure [J]. Marine Structures，2011，24(4)： 377-395.

[ 3 ]WANG B，YU H C. Ship and ice collison modeling and strength evaluation of LNG ship structure [C]// OMAE2008，Shanghai.

[ 4 ]Timco G W，Weeks W F. A review of the engineering properties of sea ice [J]. Cold Regions Science and Technology，2010，60(2)：107-129.

[ 5 ]Nakawo M，Sinha N K. Growth Rate and Salinity Profile of First-Year Sea Ice in the High Arctic[J]. Glaciology，1981，27(96)：315-330.

[ 6 ]隋吉学. 渤海海冰弯曲强度影响因素分析[J]. 海洋环境科学，1996，15(1)：73-77.

[ 7 ]Frederking R M W, Timco G W. Measurement of shear strength of granular discontinuous columnar sea ice[J]. Cold Regions Science and Technology, 1984(9):215-220.

[ 8 ]Frederking R M W, Timco G W. Field Measurement of Shear Strength of Columnar-Grained Sea Ice[C]//IAHR, Ice Symposium Iowa City,1986：512-518.

[ 9 ]Golding N，Schulson E M,Renshaw C E. Shear localization in ice: Mechanical response and microstructural evolution of P-faulting[J]. Acta Materialia, 2012(60): 3616-3631.

[10]Seikov M I. Mechanical Properties of Antarctic Sea Ice[J]. Soviet Antarctic Expedition Information Bulletin,1961(3):181-185.

[11]Dykins J E. Ice Enegineering-Material Properties of Saline Ice for a Limited Range of Conditions[R]. US, Naval Civil Lab,1971.

[12]Haynes F D. Effect of Temperature on the Stress of Snow Ice[R]. CRREL Report，Hnover，NH，1978.

[13]Tracttekerg A，Gold L W， Frederking R M W.The Strain Rate and Temperature Dependence of Young’s Modulus of Ice[C]// Proc. IAHR. Ice Symp， Hanover，NH，1975.

[14]张健，张淼溶，万正权，等. 冰材料模型在船-冰碰撞结构响应数值仿真中的应用研究[J]. 中国造船，2013，54(4)：100-108.

作者简介：王林(1963-)，男，教授，主要从事结构冲击与防护、船舶与海洋结构加固研究。

中图分类号U662

文献标志码A

Reach on Numerical Simulation of Collision between Corrugated-core Sandwich Plate Side Structure with Iceberg

WANG Lin, MA Guo-bao

(Jiangsu University of Science and Technology, Zhenjiang Jiangsu 212003, China)

AbstractTo increase the ability of ice resistance, side plate was substituted for corrugated-core sandwich plate. Ice-ship collision was simulated through ANSYS/LS-DYNA, in which the strain rate influence was considered, and the ice material was strain rare dependent plasticity model. The responses of old structure and new structure collision with ice were calculated. And then, impact fore, deformation and energy of different structures were compared.

KeywordsCorrugated-core sandwich plateSide structureIce collision