艙內(nèi)液體對VLCC舷側(cè)結(jié)構(gòu)碰撞性能的影響＊

張延昌，楊代玉，王自力

（1.江蘇科技大學(xué)船舶與海洋工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江212003；2.上海交通大學(xué)船舶海洋與建筑工程學(xué)院，上海200030）

1 引 言

船舶碰撞和擱淺事故往往會造成船體結(jié)構(gòu)破損、貨物泄漏、環(huán)境污染、人員傷亡等災(zāi)難性后果。從船舶、人員安全及海洋環(huán)境保護(hù)上來看，開展船舶碰撞研究都具有重要意義。

近些年來，船舶碰撞與擱淺成為船舶力學(xué)領(lǐng)域的研究重點(diǎn)［1－2］，學(xué)者們［3－6］針對船舶碰撞及耐撞結(jié)構(gòu)等做了大量的研究工作，旨在提高船舶的碰撞性能，提出了多種耐撞結(jié)構(gòu)形式。船舶碰撞問題涉及材料學(xué)、剛體動力學(xué)、塑性動力學(xué)、結(jié)構(gòu)動力學(xué)、船舶水動力學(xué)、損傷力學(xué)等學(xué)科，研究中通常忽略艙內(nèi)液體對船體結(jié)構(gòu)損傷機(jī)理及結(jié)構(gòu)耐撞性能的影響。油船在服役期間裝載工況通常是滿載或壓載的2種工況，因此，研究艙內(nèi)液體（液貨、壓載水）與結(jié)構(gòu)的耦合作用對舷側(cè)結(jié)構(gòu)的碰撞性能的影響有重要意義。A.Zhang等［7］分析了碰撞過程中滿載工況下流－固耦合力，但沒有詳細(xì)討論艙內(nèi)液貨對船體結(jié)構(gòu)損傷機(jī)理及耐撞性能的影響。張延昌等［8］利用有限元軟件分析了背液船體板架的碰撞損傷機(jī)理及耐撞性能。

本文中以300kDWT VLCC油艙舷側(cè)結(jié)構(gòu)為研究對象，利用非線性有限元軟件MSC.Dytran研究該結(jié)構(gòu)在滿載及壓載工況下的碰撞性能，通過計(jì)算碰撞過程中液貨或壓載水與結(jié)構(gòu)之間的耦合力、結(jié)構(gòu)損傷變形、能量吸收、碰撞力等，分析艙內(nèi)液體對舷側(cè)結(jié)構(gòu)損傷機(jī)理的影響，并通過與空載工況下結(jié)構(gòu)損傷機(jī)理的比較揭示液貨或壓載水對結(jié)構(gòu)耐撞性能的影響。

2 滿載工況下VLCC舷側(cè)結(jié)構(gòu)碰撞性能

2.1 碰撞方案及有限元模型

對300kDWT VLCC 油艙舷側(cè)結(jié)構(gòu)在滿載（95%裝載）工況下的碰撞性能進(jìn)行數(shù)值模擬。考慮到船舶碰撞具有明顯的局部特性以及為了使問題簡化，對該船中間艙段進(jìn)行研究。撞擊船選取排水量為20kt帶球鼻艏的某型集裝箱船，撞擊速度取為10m／s，撞擊位置選取在舷側(cè)板架平臺與肋板交叉處。采用附連水法計(jì)及舷外水對碰撞歷程的影響，附連水以附加質(zhì)量密度的形式加到相撞船體上［9］。

舷側(cè)結(jié)構(gòu)采用shell單元模擬，采用局部細(xì)化網(wǎng)格技術(shù)；約束采用艙段兩端節(jié)點(diǎn)剛性固定形式；材料模型采用考慮應(yīng)變率敏感性的Cowper－Symonds本構(gòu)方程，最大塑性應(yīng)變?yōu)?.3；撞頭采用剛性模型。艙段采用DYMAT24模型，以附加質(zhì)量密度方式考慮舷外水的影響，泊松比為0.3，密度（包括附連水）為10.99t／m3，屈服應(yīng)力為235 MPa，彈性模量為210GPa，應(yīng)變率敏感參數(shù)D＝40，P＝5；液貨采用DMAT 模型，密度為0.86t／m3，體積模量為1 450MPa。艙內(nèi)液貨流體歐拉域網(wǎng)格的特征長度為0.36 m，歐拉域?yàn)?5m×18m×18m，艙室空間定義為空穴，與艙段接觸區(qū)域定義為液貨與艙段結(jié)構(gòu)的一般耦合，不考慮液貨靜水壓力。有限元模型見圖1。

圖1 結(jié)構(gòu)有限元模型Fig.1 Afinite element model of the hull structure

2.2 計(jì)算結(jié)果分析

2.2.1 流－固耦合力及碰撞力

圖2給出了舷側(cè)板架中心4.68m×4.80m 區(qū)域內(nèi)壁板板格流－固耦合平均壓力（面積平均）與撞深的關(guān)系曲線，圖3給出了2種工況下的碰撞力－撞深曲線。從圖中可以看出：（1）根據(jù)結(jié)構(gòu)損傷機(jī)理及流－固耦合壓力分布，整個碰撞過程可分為3個階段。A 段，撞深為0～0.800m，該階段由于內(nèi)壁板彈性變形引起的液貨動壓力相對碰撞力較小，隨著外板破裂結(jié)構(gòu)彈性變形恢復(fù)液貨動壓力迅速減小為零；該階段滿載與壓載2工況下的碰撞力幾乎完全一致。B 段，撞深為0.800～2.500m，內(nèi)壁板處于小幅彈性往復(fù)變形，由于前1階段耦合力作用液貨產(chǎn)生的運(yùn)動與內(nèi)壁板的彈性回復(fù)變形方向相反，因此液貨與結(jié)構(gòu)處于“分離”狀態(tài)，該階段動壓力為零；此階段2工況下的碰撞力基本一致。C 段，撞深大于2.500m 后，隨著內(nèi)壁板變形急劇增加，內(nèi)壁板變形增加速度大于液貨運(yùn)動的速度，流－固耦合力迅速增加，該階段下動壓力的非線性增強(qiáng)；該階段流體動壓力對結(jié)構(gòu)的碰撞力產(chǎn)生較大的影響，使碰撞力增加。（2）碰撞后期，液貨對結(jié)構(gòu)的碰撞歷程產(chǎn)生一定影響，雖然液貨的慣性產(chǎn)生流－固耦合力使碰撞力有小范圍的增加，但由于流－固耦合力較小，液貨對雙殼結(jié)構(gòu)碰撞力的影響不大。

圖2 流－固耦合壓力－撞深曲線Fig.2 Average pressure－penetration curve

圖3 碰撞力－撞深曲線Fig.3 Collision force－penetration curves

2.2.2 損傷變形及位移

圖4 給出了撞深為2.800m 時內(nèi)壁板沿船長方向各點(diǎn)處的位移，滿載工況下內(nèi)壁板的變形量小于空載工況下的變形，2種工況下結(jié)構(gòu)的變形具有明顯的局部性。圖5給出了內(nèi)壁板各處位移－撞深曲線，該曲線與圖2結(jié)合很好地反映了液貨與內(nèi)壁板之間的耦合作用及流體的運(yùn)動。

圖6為極限撞深時撞擊區(qū)域內(nèi)壁板、強(qiáng)框架的變形圖，極限撞深指船體結(jié)構(gòu)完全被撞破（雙殼舷側(cè)的內(nèi)壁板破裂）時撞頭的撞深。從該圖可看出：（1）滿載工況下外板的損傷變形模式與空載工況下的基本相同，均以膜拉伸為主，但滿載工況下內(nèi)壁板的損傷區(qū)域略小。張延昌等［8］詳細(xì)敘述了流－固耦合力、碰撞力共同作用下結(jié)構(gòu)的變形模式。（2）滿載和空載工況下，外板縱骨和強(qiáng)框架的損傷變形模式以及損傷區(qū)域大小均未發(fā)生明顯改變，這是由于在碰撞過程中，2種工況下強(qiáng)框架的受力狀態(tài)基本一致。（3）滿載及空載工況下舷側(cè)結(jié)構(gòu)的極限撞深均約2.935m，液貨對舷側(cè)變形影響不大。

圖4 撞深為2.800m 時內(nèi)壁板位移分布曲線Fig.4 Displacement distribution of the inner bulkhead at the penetration ofδ＝2.800m

圖5 內(nèi)壁板位移－撞深曲線Fig.5 Displacement－penetration curves of the inner bulkhead

圖6 極限撞深處結(jié)構(gòu)損傷變形圖Fig.6Structure damage deformation at limited penetration

2.2.3 能量吸收及耐撞性能

圖7給出了滿載和空載2種工況下的撞頭能耗及結(jié)構(gòu)吸能曲線，從圖中可以看出：（1）在撞深小于2.800m 前，滿載和空載工況下的撞頭能耗曲線基本吻合，這說明在該階段艙內(nèi)液貨對撞頭能耗幾乎不產(chǎn)生影響，這也驗(yàn)證了2工況下的碰撞力曲線比較接近。（2）撞深大于工況下的2.800 m 后，滿載工況下的撞頭能耗高于空載工況下的撞頭能耗，由于艙內(nèi)液貨對碰撞力產(chǎn)生了影響，使撞頭所受的碰撞力增大，同時液貨吸收一部分能量轉(zhuǎn)化為動能和內(nèi)能，這對結(jié)構(gòu)耐撞性能是有利的。

圖7 撞頭能量耗散及結(jié)構(gòu)吸能Fig.7Striker energy dismissing and energy absorbing

滿載、壓載2種工況極限撞深下撞頭的動能耗散Ed分別為19.62、19.22 MJ，結(jié)構(gòu)的吸能情況如表1所示，表中為結(jié)構(gòu)吸能為液貨吸能，“其他”包括甲板、船底板架結(jié)構(gòu)吸能、所有結(jié)構(gòu)的動能等。由表1可以看出2種工況下結(jié)構(gòu)的吸能基本相當(dāng)，結(jié)構(gòu)耐撞性能相差不大。通過綜合分析表明液貨對舷側(cè)結(jié)構(gòu)耐撞性能的影響不大，通常研究結(jié)構(gòu)的耐撞性能時忽略液貨的影響是安全、合理的。

表1 能量耗散及吸能匯總Table 1 Energy dismissing and energy absorbing of structure

3 壓載工況下VLCC舷側(cè)結(jié)構(gòu)碰撞性能

3.1 碰撞方案及有限元模型

對上述VLCC舷側(cè)結(jié)構(gòu)，分析壓載工況下壓載水對舷側(cè)碰撞性能的影響。分析時舷側(cè)壓載艙95%裝載。結(jié)構(gòu)有限元模型、材料屬性、邊界約束等參數(shù)與1.1節(jié)中的相同。水域歐拉有限元模型中壓載水與舷側(cè)結(jié)構(gòu)之間定義為一般耦合，但由于肋板和平臺上具有很多小開孔，而耦合面必須是封閉的，因此需定義帶孔洞通透性的多歐拉耦合，壓載水歐拉域采用網(wǎng)格自動生成器生成。

3.2 計(jì)算結(jié)果分析

3.2.1 流－固耦合力及碰撞力

圖8為舷側(cè)外板沿船長x 方向、型深z方向的壓力分布曲線，從圖中可以看出：（1）平臺、肋板分割成的不同艙室內(nèi)的壓載水動壓力差距較大。撞深在0～1.800m 之間，隨著撞深增加O 艙外板板格（撞頭接觸區(qū)域平臺、肋板構(gòu)成的壓載艙室稱為O 艙，前后相鄰的艙室分別為A 艙和B艙）壓力明顯高于A艙外板板格，壓載水由O 艙流向A 艙及其他相鄰艙室，A 艙內(nèi)水動壓力增加，并在撞深為1.800m 時達(dá)到最大值。撞深超過1.800m 后，由于舷側(cè)外板破裂導(dǎo)致壓載水大量外溢，O 艙內(nèi)的壓力急劇下降，這時O 艙壓力低于相鄰艙室，壓載水從A／B艙向O 艙流動，A／B艙壓力降低。

圖8 外板壓力分布曲線Fig.8 Pressure distribution curves of fluid－structure interaction

圖9 中板格平均壓力－撞深曲線的變化趨勢基本一致，均出現(xiàn)2次加載、卸載過程。各階段與舷側(cè)外板的變形、壓載水的運(yùn)動相對應(yīng)，以O(shè) 艙外板板格壓力曲線為例對各階段進(jìn)行分析。隨著外板結(jié)構(gòu)變形的增加，流－固耦合力增大，流體開始加速運(yùn)動；流體運(yùn)動加劇并與外板變形基本一致；隨后船體外板破裂，壓力急劇下降；船體外板破裂后，由于壓載水的運(yùn)動以及破口尺寸較小，壓載水沒有迅速外溢，外板變形繼續(xù)加劇使動壓力增加，進(jìn)入第2次加載階段；結(jié)構(gòu)破損嚴(yán)重，壓載水大量外溢，壓力迅速下降，壓載水的作用消失，即第2次卸載段。該曲線反映了壓載水在碰撞過程中的作用，解釋了壓載工況下結(jié)構(gòu)損傷機(jī)理。其他艙內(nèi)板格的壓力曲線與上述情況相類似，不同之處在于存在明顯的滯后性，由于其他艙內(nèi)壓載水動壓力是由O 艙內(nèi)壓載水運(yùn)動流入引起的，壓載水流動存在滯后性。

圖10～11為O 艙四周肋板、平臺正反2面壓力分布曲線。肋板、平臺兩面的橫向壓力差使結(jié)構(gòu)的變形模式更復(fù)雜、變形程度增加。圖12為壓載和空載工況下的碰撞力歷程曲線。結(jié)合壓載水動壓力曲線，O 艙內(nèi)各板架的流－固耦合壓力與碰撞力基本在同數(shù)量級上，流－固耦合力對碰撞力歷程曲線產(chǎn)生顯著影響，與空載下雙殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)的碰撞力歷程曲線相比，碰撞力除與結(jié)構(gòu)抵抗變形能力有關(guān)，還受壓載水引起的流－固耦合力的影響，壓載工況下碰撞力曲線增加了峰值個數(shù)，共有3次加載、卸載過程。2條曲線在碰撞后期（撞深大于2.000m）基本一致，也即壓載水對碰撞力曲線的最后1個峰值影響不大，結(jié)構(gòu)極限撞深基本相當(dāng)（壓載工況下為2.934m，空載工況下為2.954m）；由于壓載水產(chǎn)生的流－固耦合力使碰撞力第1峰值壓力增加，外板破裂提前（破裂時的撞深減?。?工況下碰撞力曲線的主要區(qū)別體現(xiàn)在首尾峰值之間，該階段對應(yīng)壓載水的動壓力曲線上的第2次加載過程。

圖9 板格平均壓力－撞深曲線Fig.9 Average pressure vs penetration of shells

圖10 撞擊區(qū)域肋板平均壓力－撞深曲線Fig.10 Average pressure－penetration curves of web

圖11 撞擊區(qū)域平臺平均壓力－撞深曲線Fig.11 Average pressure－penetration curves of platform

圖12 碰撞力－撞深曲線Fig.12 Collision force－penetration curves

3.2.2 損傷變形及位移

圖13 為壓載、空載2種工況下船體外板、平臺肋板強(qiáng)框架的結(jié)構(gòu)損傷變形圖，從圖中可以看出，壓載工況下舷側(cè)外板在碰撞區(qū)域受碰撞力及流－固耦合力共同作用，使外板的變形范圍減小，變形形狀與撞頭更相似；非接觸區(qū)域的外板受到流－固耦合力及相鄰板拉伸作用，產(chǎn)生膜拉伸及反向彎曲變形，流－固耦合力對結(jié)構(gòu)在碰撞力作用下的變形起阻礙作用，使該區(qū)域的變形減小，變形模式改變。壓載工況下肋板和平臺的變形范圍以及變形程度均明顯高于空載工況下的，變形模式除了面內(nèi)受壓變形外，還受相鄰艙室內(nèi)壓載水動壓力差的作用產(chǎn)生外凸變形。由于碰撞接觸區(qū)域艙室內(nèi)壓載水的動壓力遠(yuǎn)高于非接觸區(qū)域的艙室壓力，致使平臺、肋板產(chǎn)生面內(nèi)彎曲變形，提高強(qiáng)框架的吸能效率，提高結(jié)構(gòu)的耐撞性能。

圖13 撞深為1.050m 時結(jié)構(gòu)變形損傷圖Fig.13Structure damage deformation at penetration ＝1.050m

圖14 給出了船體外板在撞深為0.500、1.800m 時結(jié)構(gòu)的位移分布，很好地反映了結(jié)構(gòu)的變形特點(diǎn)。撞頭接觸區(qū)域變形顯著，形狀與撞頭外形相似；非撞擊區(qū)船體外板變形較小，甚至出現(xiàn)反向變形。

圖14 板架結(jié)構(gòu)位移分布Fig.14 Displacement distribution curves of inner and outer shells

3.2.3 能量吸收及耐撞性能

圖15～17反映了壓載和空載工況下的撞擊船能量耗散及結(jié)構(gòu)吸能曲線。從圖中可以看出：（1）壓載工況下撞頭能耗遠(yuǎn)高于空載工況下的，極限撞深（壓載工況下為2.934 m，空載工況下為2.954m）時撞頭能耗分別為30.10、19.36MJ，前者高出后者55.5%，其中很大一部分能量轉(zhuǎn)化為液體的動能和內(nèi)能，這表明壓載工況下舷側(cè)結(jié)構(gòu)抗撞能力顯著提高。舷側(cè)結(jié)構(gòu)耐撞性能的提高主要依靠壓載水的吸能。（2）壓載工況下舷側(cè)結(jié)構(gòu)的吸能略高于空載工況下結(jié)構(gòu)的吸能，壓載水起到載荷傳遞作用，壓載水的水動壓力使平臺、肋板的變形增加，強(qiáng)框架結(jié)構(gòu)的變形范圍增大、變形程度增加，對提高結(jié)構(gòu)的耐撞性能起積極作用。

圖15 能耗及吸能曲線Fig.15 Energy dismissing and absorbing curves

圖16 壓載水吸能曲線Fig.16 Energy absorbing curves of ballast water

圖17 結(jié)構(gòu)吸能曲線Fig.17 Energy absorbing curves of structures

4 結(jié) 束 語

考慮艙內(nèi)液體的影響，對300kDWT VLCC在滿載和壓載2工況下的損傷機(jī)理及耐撞性能進(jìn)行了研究，對流－固耦合力、碰撞力、變形、結(jié)構(gòu)吸能等進(jìn)行了詳細(xì)的分析，并與空載工況下的結(jié)果進(jìn)行了比較。研究表明：艙內(nèi)液體對結(jié)構(gòu)耐撞性能具有積極作用，對結(jié)構(gòu)的損傷機(jī)理及耐撞性能產(chǎn)生一定影響。

（1）滿載工況下，碰撞過程中隨著內(nèi)壁板變形增大，液貨對結(jié)構(gòu)的影響增大，由此引起的流－固耦合力較小，且作用時間較短。因此，艙內(nèi)液貨對舷側(cè)結(jié)構(gòu)碰撞性能的影響較小，且主要表現(xiàn)在碰撞后期。在研究滿載工況下船舶碰撞時，忽略液貨的影響是可行的。

（2）舷側(cè)壓載水對結(jié)構(gòu)碰撞性能產(chǎn)生了顯著影響。一方面壓載水起到載荷傳遞作用，增大結(jié)構(gòu)的變形范圍；另一方面壓載水吸收了一定的能量，使壓載工況下舷側(cè)結(jié)構(gòu)的耐撞性能顯著提高。碰撞前期，碰撞力明顯提高，外殼、外殼縱骨、平臺及肋板的變形模式及損傷變形程度改變。碰撞后期，壓載水對結(jié)構(gòu)碰撞性能的影響很小，內(nèi)殼板及縱骨的損傷變形亦無明顯改變。

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