基于鋼-泡沫結(jié)構(gòu)的雙殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)耐撞性能分析

孫 霞

(無(wú)錫交通高等職業(yè)技術(shù)學(xué)校船舶工程系，江蘇 無(wú)錫 214051)

0 引言

在船舶碰撞的各種情況中，側(cè)向碰撞多有發(fā)生，危險(xiǎn)性最大，故舷側(cè)結(jié)構(gòu)的耐撞力評(píng)估具有重要意義。雙殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)是由各種構(gòu)件組成的復(fù)雜空間結(jié)構(gòu)，在碰撞過(guò)程中各個(gè)構(gòu)件的損傷變形模式是各不相同的。研究表明，由于碰撞條件的不確定性，損傷變形模式有一定的隨機(jī)性，很難用簡(jiǎn)單的公式將它們加以系統(tǒng)地分類。一般來(lái)說(shuō)，外板和內(nèi)殼板通常發(fā)生膜拉伸變形和撕裂破壞，肋骨主要呈現(xiàn)面內(nèi)、面外彎曲變形模式，舷側(cè)縱桁還可能出現(xiàn)腹板失穩(wěn)現(xiàn)象，平臺(tái)、強(qiáng)橫框架則主要發(fā)生動(dòng)態(tài)漸進(jìn)屈曲 (或稱壓皺)破壞。

1 鋼-泡沫結(jié)構(gòu)船體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

采用鋼-泡沫結(jié)構(gòu)的主要目的是為了吸收更多的碰撞動(dòng)能，設(shè)計(jì)良好的能量吸收裝置，可以使能量的耗散以受控制的方式進(jìn)行。

鋼－泡沫結(jié)構(gòu)參數(shù)主要有:tc為泡沫的厚度;t1為上層鋼板面板的厚度;t2為下層鋼板面板的厚度;B為鋼－泡沫結(jié)構(gòu)的寬度;L為鋼－泡沫結(jié)構(gòu)的長(zhǎng)度。如圖1所示。

圖1 鋼－泡沫結(jié)構(gòu)Fig.1 Composite sandwich plate

2 雙殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)的耐撞性能分析

2.1 碰撞結(jié)構(gòu)有限元模型

本文以雙殼333TEU集裝箱船為研究對(duì)象，對(duì)其雙殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)進(jìn)行數(shù)值仿真分析。其主要參數(shù)見(jiàn)表1，圖2為該船典型中橫剖面圖。

表1 雙殼333TEU集裝箱船的主要參數(shù)Tab.1 Principle features of 333TEU container ship

圖2 雙殼333TEU集裝箱船舷側(cè)結(jié)構(gòu)Fig.2 Structure of double side of 333 TEU container ship

本部分主要研究雙舷側(cè)結(jié)構(gòu)的耐撞性能。被撞船雙舷側(cè)結(jié)構(gòu)如圖2所示，型深方向取1 m至甲板、船長(zhǎng)方向取5個(gè)強(qiáng)肋距，整個(gè)舷側(cè)結(jié)構(gòu)的尺寸為12 m×1 m×6.35 m;選取總排水量為300 t帶球鼻首的船尾撞擊船，撞擊速度取為10 m/s，在有限元模型中用剛性球首模擬撞擊船;撞擊位置選取為z=1.05 m平臺(tái)與一橫艙壁交點(diǎn)處。

圖3 雙殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)有限元模型Fig.3 FEM of the double side structure

有限元模型如圖3所示，整個(gè)模型四邊形單元為10680，節(jié)點(diǎn)為10658;被撞船雙舷側(cè)結(jié)構(gòu)材料為船用低碳鋼，采用MSC.Dytran所提供的Cowper-Symonds本構(gòu)材料模型，并考慮材料應(yīng)變硬化影響;球鼻首采用剛性材料，鋼材的材料參數(shù)見(jiàn)表2。

表2 仿真計(jì)算中各材料參數(shù)Tab.2 The factors of materials in simulation

2.2 計(jì)算結(jié)果與分析

利用動(dòng)態(tài)非線性有限元分析軟件MSC.Dytran對(duì)圖3的仿真模型進(jìn)行計(jì)算。

1)撞頭運(yùn)動(dòng)

圖4為碰撞過(guò)程中撞頭速度和撞深隨時(shí)間的變化曲線圖。由于舷側(cè)結(jié)構(gòu)抵抗作用，使得撞頭的速度迅速減小，從圖4(a)中可以看到，整個(gè)碰撞過(guò)程時(shí)間不到0.5 s，說(shuō)明船體碰撞是個(gè)瞬態(tài)非線性過(guò)程。撞擊速度的減小意味著杖頭的動(dòng)能的損失，這部分動(dòng)能的損失主要轉(zhuǎn)化到舷側(cè)結(jié)構(gòu)的塑性變形能。隨著碰撞過(guò)程的進(jìn)行，撞深逐漸加大，但是由于撞擊速度的迅速減小，撞深的變化率也逐漸變緩，見(jiàn)圖4(b)。

圖4 撞頭速度和撞深隨時(shí)間變化曲線Fig.4 Time history curves of velocity and penetration for rigid bow

2)損傷變形

圖5為舷側(cè)結(jié)構(gòu)在t=0.244 s時(shí)刻的變形損傷圖。從該圖上可以反映出結(jié)構(gòu)損傷變形特點(diǎn):

①結(jié)構(gòu)的碰撞損傷變形基本上集中在撞擊區(qū)域，損傷區(qū)域的大小和形狀主要由撞頭所決定;

②在整個(gè)碰撞損傷過(guò)程中，外板和內(nèi)壁板主要發(fā)生的是膜拉伸;舷側(cè)縱骨發(fā)生面內(nèi)外彎曲，同時(shí)也存在拉伸變形;舷側(cè)縱桁與舷側(cè)肋骨發(fā)生側(cè)向擠壓變形;而強(qiáng)框架、平臺(tái)主要呈現(xiàn)出屈曲變形;

③在撞頭觸及內(nèi)壁板之前，內(nèi)壁板以及內(nèi)壁縱骨、內(nèi)壁肋骨沒(méi)有發(fā)生明顯的變形，說(shuō)明舷側(cè)結(jié)構(gòu)的整體變形也是很小的;

④舷側(cè)外板破損時(shí) (t=0.0605 s)，撞頭的撞深為0.49 m;內(nèi)壁板破損時(shí) (t=0.244 s)，撞頭的撞深為1.885 m。

圖5 雙殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)的碰撞損傷變形圖 (t=0.244 s)Fig.5 Damage deformation of the struck double side structure

3)碰撞力

圖6表示碰撞力隨時(shí)間變化曲線。從曲線可以看出:

①在整個(gè)碰撞過(guò)程中，結(jié)構(gòu)出現(xiàn)多次卸載現(xiàn)象，碰撞力與時(shí)間之間表現(xiàn)出很強(qiáng)的非線性。

②碰撞開始后，由于外層構(gòu)件的抵抗作用，碰撞力迅速增加，但隨著舷側(cè)外板、舷側(cè)肋骨、平臺(tái)等的變形和失效，外層結(jié)構(gòu)的剛度明顯減小，從而導(dǎo)致碰撞力出現(xiàn)下降。隨著碰撞過(guò)程的繼續(xù)進(jìn)行，撞頭與內(nèi)壁板接觸，碰撞力又再次增加，直至內(nèi)層構(gòu)件失效為止。

③該曲線上A，B兩點(diǎn)將曲線劃為3段，A點(diǎn)前 (t=0.0605 s)碰撞力載荷隨時(shí)間呈上升趨勢(shì)，也就是整個(gè)結(jié)構(gòu)的加載區(qū)，在A點(diǎn)時(shí)刻結(jié)構(gòu)出現(xiàn)最大載荷，該過(guò)程主要靠舷側(cè)外板的膜拉伸和舷側(cè)縱骨的彎曲、扭曲變形，該段曲線波動(dòng)較小;A－B(t=0.244 s)段相對(duì)平緩，該段主要靠舷側(cè)縱骨、肋骨的屈曲承載，具有明顯的波動(dòng)性;B點(diǎn)以后呈現(xiàn)明顯下降趨勢(shì)，內(nèi)壁板撞破對(duì)應(yīng)的撞深為極限撞深。

④舷側(cè)外板破裂時(shí)為碰撞力載荷最大，最大值為1.064×107N;A－B段平均碰撞力為7×106N，這直接反映整個(gè)舷側(cè)結(jié)構(gòu)的能量吸收程度。

圖6 碰撞力隨時(shí)間變化曲線Fig.6 The curve of collision force versus time

4)能量吸收

圖7表示舷側(cè)結(jié)構(gòu)各構(gòu)件的能量吸收隨時(shí)間變化曲線。從該圖可以看出:

①該組曲線可以反映損傷過(guò)程中結(jié)構(gòu)的能量吸收情況，內(nèi)外壁強(qiáng)肋骨吸收能力最大，其次是舷側(cè)外板，這也為提出耐撞結(jié)構(gòu)形式提供了指導(dǎo)。

②內(nèi)壁板吸能主要發(fā)生在舷側(cè)外板破裂后球頭觸及內(nèi)壁板后，可見(jiàn)撞頭觸及內(nèi)壁板之前內(nèi)壁板的變形很小;甲板與平臺(tái)為非直接碰撞區(qū)域，所以能量吸收較小。

圖7 能量吸收隨時(shí)間變化曲線Fig.7 Energy absorption versus time

表3為雙殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)的能量吸收情況，從該表中可以清晰地看到內(nèi)壁板破損時(shí)結(jié)構(gòu)各構(gòu)件的吸能情況。

表3 各構(gòu)件的能量吸收Tab.3 Energy absorption capacity of structure components

3 基于鋼－泡沫結(jié)構(gòu)的舷側(cè)結(jié)構(gòu)損傷分析

3.1 碰撞結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)以及有限元模型

采用復(fù)合夾層板代替雙舷側(cè)結(jié)構(gòu)的舷側(cè)外板，剛性撞頭垂直撞擊復(fù)合夾層板雙舷側(cè)結(jié)構(gòu)。采用Laminate模擬復(fù)合夾層板，以替代原有舷側(cè)外板的結(jié)構(gòu);被撞船雙殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)材料為船用低碳鋼，采用MSC.Dytran所提供的Cowper－symonds本構(gòu)材料模型，并考慮材料應(yīng)變硬化影響;球鼻首撞頭采用剛性材料，有關(guān)材料參數(shù)見(jiàn)表2所示。

設(shè)計(jì)思路:

1)按照質(zhì)量等效以及復(fù)合夾層板上下面板的厚度和與中間芯層厚度的比值為1∶3的原則，最終可確定上下面板和芯層的厚度，見(jiàn)表4。而板長(zhǎng)和板寬與常規(guī)舷側(cè)的尺寸一致，其余結(jié)構(gòu)尺寸與撞擊參數(shù)見(jiàn)表2。

2)在原有的基礎(chǔ)上，通過(guò)改變舷側(cè)縱骨的數(shù)目，分析整個(gè)結(jié)構(gòu)的碰撞力與能量吸收情況(其數(shù)目為0，1，2)，見(jiàn)表5和圖8。

表4 復(fù)合夾層板舷側(cè)外板的各層厚度值Tab.4 The thickness of side plate with composite sandwich plate

表5 舷側(cè)縱桁間設(shè)置的縱骨數(shù)目Tab.5 The numbers of side longitudinal between side girder

B2 2

圖8 不同舷側(cè)結(jié)構(gòu)的有限元模型(外板縱骨數(shù)目的改變)Fig.8 The FEM of side structure(the number of side longitudinal)

3.2 計(jì)算結(jié)果及分析

利用動(dòng)態(tài)非線性有限元分析軟件MSC.Dytran對(duì)仿真模型進(jìn)行計(jì)算。

1)撞頭運(yùn)動(dòng)

圖9為碰撞過(guò)程中撞頭速度和撞深隨時(shí)間的變化曲線圖。由于舷側(cè)結(jié)構(gòu)抵抗作用，使得撞頭的速度迅速減小。通過(guò)與圖4對(duì)比，發(fā)現(xiàn)撞頭的速度與撞深變化趨勢(shì)沒(méi)有太大的差別，主要原因是因?yàn)檫@2種舷側(cè)結(jié)構(gòu)主要是局部結(jié)構(gòu)進(jìn)行替換，結(jié)構(gòu)的剛度與結(jié)構(gòu)布置等沒(méi)有太大的差別，對(duì)變化趨勢(shì)的影響不大。

圖9 撞頭速度和撞深隨時(shí)間變化曲線Fig.9 Time history curves of velocity and penetration for rigid dow

2)損傷變形

圖10為復(fù)合夾層板用于舷側(cè)外板后結(jié)構(gòu)的損傷變形圖。從該圖上可以反映出結(jié)構(gòu)損傷變形特點(diǎn):

①在撞頭觸及內(nèi)壁板之前，內(nèi)壁板以及內(nèi)壁縱骨、內(nèi)壁肋骨沒(méi)有發(fā)生明顯的變形，說(shuō)明舷側(cè)結(jié)構(gòu)的整體變形也是很小的，這與圖5一致;

②舷側(cè)外板破損時(shí)(t=0.0685 s)，撞頭的撞深為0.643 m;同時(shí)內(nèi)壁板破損時(shí)(t=0.2745 s)，撞頭的撞深為1.910 m。

圖10 基于復(fù)合夾層板的雙殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)的碰撞損傷變形圖 (t=0.0685 s)Fig.10 Damage deformation of the struck double side structure of composite sandwich plate

圖11為基于復(fù)合夾層板的雙殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)的碰撞力隨時(shí)間變化曲線。從曲線可以看出:

①在整個(gè)碰撞過(guò)程中，結(jié)構(gòu)出現(xiàn)多次卸載現(xiàn)象，碰撞力與時(shí)間之間表現(xiàn)出很強(qiáng)的非線性。這與圖6變化一致，這主要跟舷側(cè)結(jié)構(gòu)的布置有關(guān)，碰撞力趨勢(shì)幾乎沒(méi)有太大變化。

②A點(diǎn)前(t=0.0685 s)碰撞力載荷隨時(shí)間呈上升趨勢(shì)，也就是整個(gè)結(jié)構(gòu)的加載區(qū)，在A點(diǎn)時(shí)刻結(jié)構(gòu)出現(xiàn)最大載荷，最大值為1.00×107N。該過(guò)程主要靠復(fù)合夾層板的膜拉伸和舷側(cè)縱骨的彎曲、扭曲變形，該段曲線波動(dòng)較小;A－B(t=0.2745 s)段具有明顯的波動(dòng)性，平均碰撞力為5×106N，這直接反映整個(gè)舷側(cè)結(jié)構(gòu)的能量吸收程度;B點(diǎn)(該處最大碰撞力為8.33×106N)為以后呈現(xiàn)明顯下降趨勢(shì)，內(nèi)壁板撞破是對(duì)應(yīng)的撞深為極限撞深。

4)能量吸收

圖12表示舷側(cè)結(jié)構(gòu)各構(gòu)件的能量吸收隨時(shí)間變化曲線。從該圖可以看出:

①該組曲線可以反映損傷過(guò)程中結(jié)構(gòu)的能量吸收情況，復(fù)合夾層板的吸收能力最大，其次是內(nèi)壁肋骨，這與圖7有所不同，主要原因是舷側(cè)外板的肋骨等效到復(fù)合夾層板上，能量主要集中到外板的面板與夾芯層上。

②內(nèi)壁板吸能主要發(fā)生在舷側(cè)外板破裂后球頭觸及內(nèi)壁板后，可見(jiàn)撞頭觸及內(nèi)壁板之前內(nèi)壁板的變形很小;甲板與平臺(tái)為非直接碰撞區(qū)域，所以能量吸收較小。

1.2.2 Delphi法確定指標(biāo)權(quán)重 由于各指標(biāo)在綜合評(píng)價(jià)中所起的作用不盡相同，因此綜合評(píng)價(jià)中的關(guān)鍵問(wèn)題是指標(biāo)的權(quán)重問(wèn)題。權(quán)重的客觀與否，決定著評(píng)價(jià)的好壞。而實(shí)際操作中，我們總希望能夠用較簡(jiǎn)單的方法獲得較客觀的權(quán)重。因此本文使用Delphi專家評(píng)議法[17]求解各評(píng)價(jià)指標(biāo)的權(quán)重。

表6為基于復(fù)合夾層板的雙殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)能量吸收情況，從該表中可以清晰地看到內(nèi)壁板破損時(shí)結(jié)構(gòu)各構(gòu)件的吸能情況。與表3相比可以發(fā)現(xiàn)舷側(cè)結(jié)構(gòu)整體能量吸收提高5%，其中主要來(lái)源于上下面板與夾芯層對(duì)舷側(cè)結(jié)構(gòu)的貢獻(xiàn)。

表6 各構(gòu)件的能量吸收Tab.6 Energy absorption capacity of structure components

表7為復(fù)合夾層板雙舷側(cè)結(jié)構(gòu)與常規(guī)雙舷側(cè)結(jié)構(gòu)耐撞性能的比較。從該表數(shù)據(jù)可以看出:

①在結(jié)構(gòu)重量幾乎相等的前提下，復(fù)合夾層板的舷側(cè)結(jié)構(gòu)的吸能提高了10%，同時(shí)碰撞力降低了6%，而撞深變化不明顯?？梢?jiàn)復(fù)合夾層板的舷側(cè)結(jié)構(gòu)的耐撞性能優(yōu)于常規(guī)單殼結(jié)構(gòu)的耐撞性能。

②對(duì)于雙殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)來(lái)說(shuō)，舷側(cè)外板吸能占主要比例，通過(guò)增加舷側(cè)外板的吸能來(lái)提高結(jié)構(gòu)的總吸能是最有效的途徑，常規(guī)方法通過(guò)增加板厚來(lái)提高外板吸能效果已不明顯。本節(jié)主要引入新的復(fù)合材料代替原有的結(jié)構(gòu)，這樣延遲上下面板以及夾芯層的破裂進(jìn)而提高撞頭的撞深，以便充分發(fā)揮面板以及整個(gè)舷側(cè)結(jié)構(gòu)的吸能效果。

表7 復(fù)合夾層板與常規(guī)雙殼舷側(cè)耐撞性能比較Tab.7 The comparison of crashworthy double side structure

4 結(jié)語(yǔ)

通過(guò)對(duì)復(fù)合夾層板雙舷側(cè)結(jié)構(gòu)的耐撞性能進(jìn)行數(shù)值分析，總結(jié)如下:

1)復(fù)合夾層板雙舷側(cè)結(jié)構(gòu)的耐撞性比常規(guī)的舷側(cè)結(jié)構(gòu)耐撞性要好。

2)夾芯層的結(jié)構(gòu)尺寸對(duì)結(jié)構(gòu)的耐撞性有著一定的影響，可以進(jìn)一步研究?jī)?yōu)化結(jié)構(gòu)尺寸進(jìn)而提高新式舷側(cè)結(jié)構(gòu)的耐撞性能。

3)本文只是把復(fù)合夾層板用于舷側(cè)外板，舷側(cè)外板是主要的吸能構(gòu)件，如果計(jì)算允許，可以將復(fù)合夾層板替代舷側(cè)縱桁(骨)以及強(qiáng)弱肋骨。可見(jiàn)復(fù)合夾層板的耐撞性能還有一定的提高空間。

4)把復(fù)合夾層板用于舷側(cè)結(jié)構(gòu)后，縱骨數(shù)目的改變對(duì)整個(gè)結(jié)構(gòu)的撞深、碰撞力以及能量吸收等都有影響。而舷側(cè)縱桁間的普通縱骨減少1根后，整個(gè)舷側(cè)結(jié)構(gòu)的能量吸收比常規(guī)雙殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)要大，同時(shí)碰撞力、撞深較常規(guī)舷側(cè)結(jié)構(gòu)都提高10%左右，另一方面也降低了整個(gè)舷側(cè)結(jié)構(gòu)的重量。

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