兩種防撞梁型升船機承船廂防撞裝置對比分析

金 文 軒，鄭 恩 東，朱 召 泉，王 新

(1.河海大學 土木與交通學院，江蘇 南京 210098； 2.南京水利科學研究院 水文水資源與水利工程科學國家重點實驗室，江蘇 南京 210029)

升船機作為水路運輸重要的通航建筑物[1]，具有適應水頭高、過壩速度快、耗水量小等特點，其作用日益明顯。但是，船舶駛?cè)肷瑱C承船廂時，若失速撞向承船廂廂頭閘門，將嚴重威脅升船機運行安全，故在承船廂廂頭以內(nèi)某一位置處，需設置廂頭門防撞裝置。

升船機承船廂防撞梁型防撞裝置主要有2種：① 防撞梁加緩沖油缸，該防撞裝置通過防撞梁傳遞沖擊能量至緩沖油缸，如景洪升船機[2]；② 塑性防撞梁，該防撞裝置僅包括防撞梁與鋼絲繩，不設置緩沖油缸，如思林升船機[3]。

關于船舶的撞擊問題，從1970年開始，國內(nèi)外有大量學者做了研究工作，取得了較豐富的成果。梁文娟[4-5]首次通過數(shù)值計算分析了船舶撞擊問題，開創(chuàng)了我國對船舶碰撞研究的先河。而關于升船機承船廂防撞裝置的研究較少。石端偉[6]等對防撞裝置的設計進行研究，提出在船舶撞擊防撞裝置過程中的受力與能量涉及剛、彈、塑、液多系統(tǒng)耦合；袁鷹[7]等通過彈塑性本構(gòu)關系，將船舶的碰撞過程等效為準靜態(tài)過程，以此推導出了防撞梁的截面設計公式；方曉敏[8]等在隔河巖升船機中提出了“防撞繩加緩沖油缸”型式的防撞裝置；郝平[9]基于多種假設，研究了承船廂防撞梁與船舶撞擊的動力響應；王新[10]首次在景洪升船機承船廂進行了實船撞擊試驗，探討了“防撞梁加緩沖油缸”型式防撞裝置的防撞效果和影響因素；余友安等[11]曾對塑性防撞梁進行研究，提出了船舶位移、撞擊力和能量吸收的計算公式。

本文采用ANSYS/LS-DYNA有限元軟件，對防撞梁+緩沖油缸和塑性防撞梁2種防撞裝置分別進行了不同工況下的船舶撞擊數(shù)值模擬，并對防撞性能進行比較，可為升船機承船廂防撞裝置的合理設計提供參考依據(jù)。

1 有限元模型建立

1.1 船舶模型

以942 t的自卸貨船為對象，對船舶進行建模，船舶尺寸為57.6 m×10.8 m×11.8 m(長×寬×高)，其中船舶型深3.2 m，吃水2.3 m，試驗時排水量942 000 kg，船艏傾角大約45°。為較為真實地模擬船舶碰撞部位的剛度以及減小計算量，對船艏部分采用Shell163進行模擬，對船身部分采用Solid164單元并賦予其剛性體材料屬性。對船艏進行適當簡化，僅保留各層甲板、船艙壁和部分龍骨支撐。船艏外殼厚度設為15 mm，甲板以及船艙壁的厚度設為10 mm，龍骨厚度則取為10 mm[12]。

船舶及防撞梁選用Q345鋼材。承船廂防撞裝置與船舶撞擊過程中，直接受撞的部分會進入塑性流動階段，且材料在高應變率下的動力特性不可忽略[13]。本文對直接參與受撞的船艏考慮其塑性發(fā)展，選用LS-DYNA程序中003號應變強化彈塑性材料，應變率采用與實驗數(shù)據(jù)吻合較好的Cowper-Symonds模型[14]。

1.2 船舶-防撞裝置-水體整體有限元模型

為分析比較承船廂兩種防撞裝置的防撞性能，根據(jù)實際情況進行相應簡化后，考慮船舶與承船廂內(nèi)水體之間的流固耦合作用和兩種防撞裝置的受撞傳力機制，建立了兩種防撞梁式碰撞體系的船舶-防撞裝置-水體整體模型，如圖1所示。

對于防撞梁加緩沖油缸防撞裝置，參考景洪升船機進行建模。防撞梁鋼管內(nèi)徑為220 mm，外徑為320 mm。與油缸相連的水平向鋼絲繩為8股直徑22 mm的鋼絲繩，因此在建模時采用的鋼絲繩面積為8股鋼絲繩面積之和，為3 039.52 mm2。防撞油缸活塞桿受力與行程的關系見圖2，在油缸油壓達到16 MPa、活塞桿受100 kN拉力的條件下，油缸油桿腔開始溢流，拉力持住不變，通過活塞桿伸長做功消耗船舶動能[10]。如圖1(a)所示，以殼單元Shell163模擬防撞梁，Link167單元模擬鋼絲繩，彈簧單元Combi165模擬緩沖油缸的彈簧阻尼系統(tǒng)。Combi165單元提供離散的單元既可以單獨使用，也可以用來建立復雜的力-位移關系，彈簧單元彈性勁度系數(shù)K根據(jù)圖2確定。

對于塑性防撞梁裝置，參考思林升船機進行建模。防撞梁為箱型截面，前后翼緣寬度為350 mm，厚度為30 mm；上下腹板寬度為490 mm，厚度為25 mm。豎向吊放防撞梁的鋼絲繩單根直徑為26 mm。如圖1(b)所示，以殼單元Shell163模擬防撞梁，Link167單元模擬鋼絲繩。其中防撞梁均選用LS-DYNA程序中003號應變強化彈塑性材料進行模擬。

在船舶撞擊防撞裝置的過程中，水體產(chǎn)生的影響不可忽視。本文中水體一直處于升船機承船廂內(nèi)部，水域面積有限，船舶行駛過程以及船舶與防撞裝置碰撞過程中，水體也會一起運動從而增大慣性作用，對船舶撞擊防撞裝置產(chǎn)生不利影響，因此在分析時有必要考慮流固耦合作用。為便于分析比較，兩種模型的承船廂有效水域范圍均為116.0 m×12.0 m×3.0 m(長×寬×水深)。采用無旋轉(zhuǎn)、無壓縮和無黏度的線性流體模型模擬水體單元，建模時對水體采用solid164單元。在研究船舶和水體流固耦合作用時主要采用ALE算法[15]和歐拉-拉格朗日耦合，搜索耦合中的主從節(jié)點，并進行約束。耦合方向為法線方向，且僅在壓縮方向進行耦合。

圖1 兩種防撞梁型碰撞體系的有限元模型Fig.1 Finite element model of collision systems for two anti-collision beams

圖2 活塞桿受力與行程關系Fig.2 Relationship between force and stroke of piston rod

1.3 約束條件

為較真實地模擬承船廂內(nèi)船舶與防撞裝置的實際碰撞情形，需對廂內(nèi)水體和防撞裝置分別設置合理的約束，以承船廂內(nèi)船舶前進方向為X負向，豎直向上為Y正向，船舶左側(cè)為Z正向。約束條件設置如下。

水體約束：升船機承船廂內(nèi)水體前后左右分別與船廂廂頭閘門和船廂側(cè)壁接觸，故均設置法線方向約束，使水體不能超出承船廂范圍。

防撞梁約束：① 對于防撞梁加緩沖油缸式，約束防撞梁使其只能在船舶行進方向移動，約束主要施加在防撞梁的兩端，使其只能在船舶行進方向(X方向)移動；鋼絲繩也只能沿著船舶行進X方向移動，對全部鋼絲繩施加約束，只能在X方向移動；對于緩沖油缸，一端與鋼絲繩相連，另一端與承船廂構(gòu)造相連并設置鉸接約束。② 對于塑性防撞梁式，因梁兩端只能在豎槽內(nèi)上下移動，梁兩端釋放豎直Y方向自由度，撞擊時船舶向前運動對防撞梁產(chǎn)生的下壓趨勢由兩端的吊掛鋼絲繩提供豎向約束。鋼絲繩的下端與梁端耳板吊孔相連，上部連接承船廂的一端設置鉸約束，即在X、Y、Z3個方向都不能移動。

1.4 計算工況

參考我國GB50139-2014《內(nèi)河航運通航標準》[16]規(guī)定，選擇防撞梁跨中以及偏左側(cè)為船舶撞擊部位，船速分別為300，400，500，600 mm/s和700 mm/s。偏右側(cè)撞擊時由于模型對稱性，與偏左側(cè)撞擊時受力情況基本相同。

2 碰撞過程受力分析

2.1 碰撞過程時程分析

船舶撞擊承船廂防撞梁時，船舶與防撞梁接觸會產(chǎn)生撞擊力。圖3為船舶以船速500 mm/s撞擊配有緩沖油缸的防撞梁中部時，防撞梁所受到的沿X、Y和Z方向的撞擊力與撞擊合力的時程曲線，其中船舶前進方向為X負向，豎直向上為Y正向，船舶左側(cè)為Z正向。當船舶撞擊塑性防撞梁時，時程曲線類似。

圖3 船舶撞擊力時程曲線(船速500 mm/s)Fig.3 Time history curve of ship impact force (ship speed of 500mm/s)

表1為船舶以船速500 mm/s撞擊防撞裝置時，防撞梁所受到3個方向撞擊力及撞擊合力的最大值以及撞擊接觸時間。由表1可知：防撞裝置沿船舶行駛水平方向X方向撞擊力最大，沿豎向Y方向撞擊力稍小，而與船舶行駛方向垂直的承船廂橫向Z方向撞擊力幾乎可以忽略不計。這是因為船舶在X方向上移動，沖擊荷載主要是X方向的，而船艏是45°傾角的曲面，與防撞梁接觸時，隨著船舶的前行，防撞梁會受到船舶向下的壓力作用，設計時應予以注意。因為防撞梁兩端在X方向上被約束，在X方向上的剛度增大，故塑性防撞梁裝置的碰撞接觸時間明顯短于防撞梁加緩沖油缸裝置。

表1 船舶撞擊過程受力情況(船速500 mm/s)Tab.1 Impact force during ship impact (ship speed of 500 mm/s)

2.2 撞擊位置對最大撞擊力影響

圖4給出了船舶撞擊兩種防撞裝置不同位置時，最大撞擊力-船速曲線。由圖4(a)可知：對于防撞梁加緩沖油缸裝置，中部撞擊產(chǎn)生的撞擊力大于撞擊左邊位置的撞擊力，類似于桿件于中間位置受力，產(chǎn)生彎矩最大，故撞擊中部時撞擊力最大。而由圖4(b)可知：對于塑性防撞梁裝置，不同位置撞擊對撞擊力影響不大。故在設計防撞梁加緩沖油缸裝置時，最不利工況應選為當船舶以最大允許航行速度撞擊防撞梁中部。

船速相同時，塑性防撞梁裝置最大撞擊力約為防撞梁加緩沖油缸體系的3倍，這主要是由于船舶撞擊力與防撞裝置沿船舶縱向運動水平方向(模型中X方向)的剛度相關，塑性防撞梁兩端在X方向上不能移動，但防撞梁加緩沖油缸體系兩端可在X方向上移動。

2.3 船艏角度對最大撞擊力影響

為探究船艏角對于撞擊過程受力影響，本文還設置了30°和60°兩種船艏角的船舶模型進行撞擊模擬，撞擊速度為500 m/s，撞擊位置為中部，最大撞擊力結(jié)果見圖5。由圖5(a)可知：對于防撞梁加緩沖油缸裝置，船艏角度越小撞擊力越大，這主要是由于船艏角度越小，碰撞時接觸面積也小，撞擊力大；而由圖5(b)可知：對于塑性防撞梁裝置，船艏角度越大撞擊力越大，主要由于船艏角度越大，撞擊時X方向分量的沖擊荷載越大，而防撞梁在X方向不能移動，剛度較大，故撞擊力越大。在進行防撞裝置設計時，對于防撞梁加緩沖油缸裝置應考慮船艏角度較小的船舶，對于塑性防撞梁裝置應考慮船艏角度較大的船舶。

圖5 不同角度船艏條件下的最大撞擊力(船速500 mm/s)Fig.5 Maximum impact force at different bow angles (ship speed of 500 mm/s)

3 兩種防撞裝置防撞性能對比分析

根據(jù)上文可知，船舶撞擊防撞梁加緩沖油缸裝置時，撞擊位置為中部時為最不利工況；而撞擊塑性防撞梁時，撞擊位置對撞擊力影響不大。故選取撞擊位置為中部對兩種防撞裝置防撞性能進行對比分析。

3.1 防撞裝置應力應變情況對比

當船舶撞擊配有緩沖油缸的防撞梁時，應力最大單元發(fā)生位置往往是防撞梁與船舶的撞擊點區(qū)域，以及防撞梁連接鋼絲繩的位置。圖6(a)為船速為500 mm/s時加緩沖油缸的防撞梁應力云圖，圖中畫圈的即為最大應力產(chǎn)生的位置。當船舶撞擊塑性防撞梁時，應力最大單元發(fā)生位置往往是防撞梁與船舶的撞擊點區(qū)域。圖6(b)為船速為500 mm/s時塑性防撞梁應力云圖，圖中27 375單元為最大應力單元。

圖6 船速500 mm/s時防撞裝置應力分布(單位：MPa)Fig.6 Stress distribution of anti-collision device at ship speed of 500 mm/s

表2列出了不同船速撞擊時兩種防撞裝置最大應力以及最大等效塑性應變。由表2可知，當船速為600 mm/s和700 mm/s時，防撞梁加緩沖油缸防撞裝置最大應力超過防撞梁所用鋼材的靜力屈服強度345 MPa，但此應力為船舶沖擊防撞裝置瞬時動態(tài)下的應力，有小部分進入彈塑性狀態(tài)，防撞梁大部分仍處于彈性狀態(tài)下。除700 mm/s船速的撞擊工況外，其余應變最大點均在水體中，無研究意義，不作考慮。700 mm/s船速的撞擊工況，最大應變單元在防撞梁上，應變?yōu)?.000 21，此處對應的應力也最大。

對于塑性防撞梁裝置，船速越大，撞擊產(chǎn)生的應力越大，鋼材塑性發(fā)展越充分[17]，因此應力上升的幅度逐漸減小。在船舶速度達到700 mm/s時，產(chǎn)生的最大應力為643.04 MPa，與500 mm/s船速產(chǎn)生的最大應力622.80 MPa相差不大。

與撞擊合力類似，塑性防撞梁裝置最大應力顯著大于配有緩沖油缸的防撞梁裝置。

表2 兩種防撞裝置最大應力及最大等效塑性應變Tab.2 Maximum stress and maximum equivalent plastic strain of two kinds of anti-collision devices

3.2 防撞裝置能量變化情況對比

為對比2種防撞裝置的耗能情況，表3～4分別列出了各工況時2種防撞體系的耗能情況。

表3 防撞梁加緩沖油缸防撞體系耗能情況Tab.3 Energy consumption of braking cylinder with collision beam

表4 塑性防撞梁防撞體系耗能情況Tab.4 Energy consumption of plastic collision beam

由表3可知：在各個工況下防撞梁加緩沖油缸防撞系統(tǒng)總耗能占比均在93%以上，能有效地將船舶動能吸收，避免發(fā)生撞擊升船機承船廂廂頭閘門事故。船速越大時，緩沖油缸耗能占比越大，防撞梁耗能占比越小。這主要是由于船速比較小時，船舶撞擊防撞梁，防撞梁傳遞沖擊能量至緩沖油缸有滯后效應，緩沖油缸占比也越小，撞擊能量更多被防撞梁吸收；船速增大后，滯后效應則不太明顯，緩沖油缸大量吸收能量。無論在哪種工況下，緩沖油缸耗能是防撞系統(tǒng)主要耗能渠道，平均占比在70%?？赏ㄟ^加強緩沖油缸耗能功率來更好地發(fā)揮耗能效果。

由表4可知：各個工況下塑性防撞梁防撞體系耗能情況防撞裝置總耗能占比均在96%以上，防撞裝置將船舶動能吸收，有效地起到了防撞效果。船速越大，總能量越大，各個部件消耗能量也越多；船速越大時，防撞梁耗能占比越大，界面滑能比例變化不大。防撞梁是防撞裝置耗能的主要部件，平均耗能占比達到74.27%，界面滑移能平均占比為19%。因防撞梁在撞擊過程中的耗能起決定性作用，撞擊后會殘余較大塑性應變能，對下次防撞有不利影響，應每隔一段時間對防撞梁進行檢修更換。在設計塑性防撞梁類型的防撞裝置時，應在防撞梁上多設置耗能元件，與船舶接觸側(cè)面設置耗能材料，或采用不同類型的材料代替鋼材已到達更好的耗能效果。

4 結(jié) 論

兩種防撞梁式升船機承船廂廂頭閘門防撞裝置均能起到防撞效果，但耗能和表現(xiàn)形式有明顯差異。

(1) 對于防撞梁加緩沖油缸防撞裝置，當撞擊位置為中部，且船艏角較小時，撞擊力最大；而對于塑性防撞梁裝置，撞擊位置對于撞擊力影響不大，且船艏角越大，撞擊力越大。

(2) 配有緩沖油缸的防撞梁，由于沿船舶前進方向X向剛度較小以及緩沖油缸的存在，船舶撞擊防撞梁時，防撞梁加緩沖油缸防撞裝置所受到的撞擊合力、最大應力、最大塑性應變均小于塑性防撞梁。

(3) 防撞梁加緩沖油缸防撞系統(tǒng)主要耗能裝置為緩沖油缸，塑性防撞梁系統(tǒng)主要靠梁的彈塑性變形耗能。