基于钢-泡沫结构的双壳舷侧结构耐撞性能分析

孙 霞

(无锡交通高等职业技术学校船舶工程系，江苏 无锡 214051)

0 引言

在船舶碰撞的各种情况中，侧向碰撞多有发生，危险性最大，故舷侧结构的耐撞力评估具有重要意义。双壳舷侧结构是由各种构件组成的复杂空间结构，在碰撞过程中各个构件的损伤变形模式是各不相同的。研究表明，由于碰撞条件的不确定性，损伤变形模式有一定的随机性，很难用简单的公式将它们加以系统地分类。一般来说，外板和内壳板通常发生膜拉伸变形和撕裂破坏，肋骨主要呈现面内、面外弯曲变形模式，舷侧纵桁还可能出现腹板失稳现象，平台、强横框架则主要发生动态渐进屈曲 (或称压皱)破坏。

1 钢-泡沫结构船体结构设计

采用钢-泡沫结构的主要目的是为了吸收更多的碰撞动能，设计良好的能量吸收装置，可以使能量的耗散以受控制的方式进行。

钢－泡沫结构参数主要有:tc为泡沫的厚度;t1为上层钢板面板的厚度;t2为下层钢板面板的厚度;B为钢－泡沫结构的宽度;L为钢－泡沫结构的长度。如图1所示。

图1 钢－泡沫结构Fig.1 Composite sandwich plate

2 双壳舷侧结构的耐撞性能分析

2.1 碰撞结构有限元模型

本文以双壳333TEU集装箱船为研究对象，对其双壳舷侧结构进行数值仿真分析。其主要参数见表1，图2为该船典型中横剖面图。

表1 双壳333TEU集装箱船的主要参数Tab.1 Principle features of 333TEU container ship

图2 双壳333TEU集装箱船舷侧结构Fig.2 Structure of double side of 333 TEU container ship

本部分主要研究双舷侧结构的耐撞性能。被撞船双舷侧结构如图2所示，型深方向取1 m至甲板、船长方向取5个强肋距，整个舷侧结构的尺寸为12 m×1 m×6.35 m;选取总排水量为300 t带球鼻首的船尾撞击船，撞击速度取为10 m/s，在有限元模型中用刚性球首模拟撞击船;撞击位置选取为z=1.05 m平台与一横舱壁交点处。

图3 双壳舷侧结构有限元模型Fig.3 FEM of the double side structure

有限元模型如图3所示，整个模型四边形单元为10680，节点为10658;被撞船双舷侧结构材料为船用低碳钢，采用MSC.Dytran所提供的Cowper-Symonds本构材料模型，并考虑材料应变硬化影响;球鼻首采用刚性材料，钢材的材料参数见表2。

表2 仿真计算中各材料参数Tab.2 The factors of materials in simulation

2.2 计算结果与分析

利用动态非线性有限元分析软件MSC.Dytran对图3的仿真模型进行计算。

1)撞头运动

图4为碰撞过程中撞头速度和撞深随时间的变化曲线图。由于舷侧结构抵抗作用，使得撞头的速度迅速减小，从图4(a)中可以看到，整个碰撞过程时间不到0.5 s，说明船体碰撞是个瞬态非线性过程。撞击速度的减小意味着杖头的动能的损失，这部分动能的损失主要转化到舷侧结构的塑性变形能。随着碰撞过程的进行，撞深逐渐加大，但是由于撞击速度的迅速减小，撞深的变化率也逐渐变缓，见图4(b)。

图4 撞头速度和撞深随时间变化曲线Fig.4 Time history curves of velocity and penetration for rigid bow

2)损伤变形

图5为舷侧结构在t=0.244 s时刻的变形损伤图。从该图上可以反映出结构损伤变形特点:

①结构的碰撞损伤变形基本上集中在撞击区域，损伤区域的大小和形状主要由撞头所决定;

②在整个碰撞损伤过程中，外板和内壁板主要发生的是膜拉伸;舷侧纵骨发生面内外弯曲，同时也存在拉伸变形;舷侧纵桁与舷侧肋骨发生侧向挤压变形;而强框架、平台主要呈现出屈曲变形;

③在撞头触及内壁板之前，内壁板以及内壁纵骨、内壁肋骨没有发生明显的变形，说明舷侧结构的整体变形也是很小的;

④舷侧外板破损时 (t=0.0605 s)，撞头的撞深为0.49 m;内壁板破损时 (t=0.244 s)，撞头的撞深为1.885 m。

图5 双壳舷侧结构的碰撞损伤变形图 (t=0.244 s)Fig.5 Damage deformation of the struck double side structure

3)碰撞力

图6表示碰撞力随时间变化曲线。从曲线可以看出:

①在整个碰撞过程中，结构出现多次卸载现象，碰撞力与时间之间表现出很强的非线性。

②碰撞开始后，由于外层构件的抵抗作用，碰撞力迅速增加，但随着舷侧外板、舷侧肋骨、平台等的变形和失效，外层结构的刚度明显减小，从而导致碰撞力出现下降。随着碰撞过程的继续进行，撞头与内壁板接触，碰撞力又再次增加，直至内层构件失效为止。

③该曲线上A，B两点将曲线划为3段，A点前 (t=0.0605 s)碰撞力载荷随时间呈上升趋势，也就是整个结构的加载区，在A点时刻结构出现最大载荷，该过程主要靠舷侧外板的膜拉伸和舷侧纵骨的弯曲、扭曲变形，该段曲线波动较小;A－B(t=0.244 s)段相对平缓，该段主要靠舷侧纵骨、肋骨的屈曲承载，具有明显的波动性;B点以后呈现明显下降趋势，内壁板撞破对应的撞深为极限撞深。

④舷侧外板破裂时为碰撞力载荷最大，最大值为1.064×107N;A－B段平均碰撞力为7×106N，这直接反映整个舷侧结构的能量吸收程度。

图6 碰撞力随时间变化曲线Fig.6 The curve of collision force versus time

4)能量吸收

图7表示舷侧结构各构件的能量吸收随时间变化曲线。从该图可以看出:

①该组曲线可以反映损伤过程中结构的能量吸收情况，内外壁强肋骨吸收能力最大，其次是舷侧外板，这也为提出耐撞结构形式提供了指导。

②内壁板吸能主要发生在舷侧外板破裂后球头触及内壁板后，可见撞头触及内壁板之前内壁板的变形很小;甲板与平台为非直接碰撞区域，所以能量吸收较小。

图7 能量吸收随时间变化曲线Fig.7 Energy absorption versus time

表3为双壳舷侧结构的能量吸收情况，从该表中可以清晰地看到内壁板破损时结构各构件的吸能情况。

表3 各构件的能量吸收Tab.3 Energy absorption capacity of structure components

3 基于钢－泡沫结构的舷侧结构损伤分析

3.1 碰撞结构设计以及有限元模型

采用复合夹层板代替双舷侧结构的舷侧外板，刚性撞头垂直撞击复合夹层板双舷侧结构。采用Laminate模拟复合夹层板，以替代原有舷侧外板的结构;被撞船双壳舷侧结构材料为船用低碳钢，采用MSC.Dytran所提供的Cowper－symonds本构材料模型，并考虑材料应变硬化影响;球鼻首撞头采用刚性材料，有关材料参数见表2所示。

设计思路:

1)按照质量等效以及复合夹层板上下面板的厚度和与中间芯层厚度的比值为1∶3的原则，最终可确定上下面板和芯层的厚度，见表4。而板长和板宽与常规舷侧的尺寸一致，其余结构尺寸与撞击参数见表2。

2)在原有的基础上，通过改变舷侧纵骨的数目，分析整个结构的碰撞力与能量吸收情况(其数目为0，1，2)，见表5和图8。

表4 复合夹层板舷侧外板的各层厚度值Tab.4 The thickness of side plate with composite sandwich plate

表5 舷侧纵桁间设置的纵骨数目Tab.5 The numbers of side longitudinal between side girder

B2 2

图8 不同舷侧结构的有限元模型(外板纵骨数目的改变)Fig.8 The FEM of side structure(the number of side longitudinal)

3.2 计算结果及分析

利用动态非线性有限元分析软件MSC.Dytran对仿真模型进行计算。

1)撞头运动

图9为碰撞过程中撞头速度和撞深随时间的变化曲线图。由于舷侧结构抵抗作用，使得撞头的速度迅速减小。通过与图4对比，发现撞头的速度与撞深变化趋势没有太大的差别，主要原因是因为这2种舷侧结构主要是局部结构进行替换，结构的刚度与结构布置等没有太大的差别，对变化趋势的影响不大。

图9 撞头速度和撞深随时间变化曲线Fig.9 Time history curves of velocity and penetration for rigid dow

2)损伤变形

图10为复合夹层板用于舷侧外板后结构的损伤变形图。从该图上可以反映出结构损伤变形特点:

①在撞头触及内壁板之前，内壁板以及内壁纵骨、内壁肋骨没有发生明显的变形，说明舷侧结构的整体变形也是很小的，这与图5一致;

②舷侧外板破损时(t=0.0685 s)，撞头的撞深为0.643 m;同时内壁板破损时(t=0.2745 s)，撞头的撞深为1.910 m。

图10 基于复合夹层板的双壳舷侧结构的碰撞损伤变形图 (t=0.0685 s)Fig.10 Damage deformation of the struck double side structure of composite sandwich plate

图11为基于复合夹层板的双壳舷侧结构的碰撞力随时间变化曲线。从曲线可以看出:

①在整个碰撞过程中，结构出现多次卸载现象，碰撞力与时间之间表现出很强的非线性。这与图6变化一致，这主要跟舷侧结构的布置有关，碰撞力趋势几乎没有太大变化。

②A点前(t=0.0685 s)碰撞力载荷随时间呈上升趋势，也就是整个结构的加载区，在A点时刻结构出现最大载荷，最大值为1.00×107N。该过程主要靠复合夹层板的膜拉伸和舷侧纵骨的弯曲、扭曲变形，该段曲线波动较小;A－B(t=0.2745 s)段具有明显的波动性，平均碰撞力为5×106N，这直接反映整个舷侧结构的能量吸收程度;B点(该处最大碰撞力为8.33×106N)为以后呈现明显下降趋势，内壁板撞破是对应的撞深为极限撞深。

4)能量吸收

图12表示舷侧结构各构件的能量吸收随时间变化曲线。从该图可以看出:

①该组曲线可以反映损伤过程中结构的能量吸收情况，复合夹层板的吸收能力最大，其次是内壁肋骨，这与图7有所不同，主要原因是舷侧外板的肋骨等效到复合夹层板上，能量主要集中到外板的面板与夹芯层上。

②内壁板吸能主要发生在舷侧外板破裂后球头触及内壁板后，可见撞头触及内壁板之前内壁板的变形很小;甲板与平台为非直接碰撞区域，所以能量吸收较小。

1.2.2 Delphi法确定指标权重 由于各指标在综合评价中所起的作用不尽相同，因此综合评价中的关键问题是指标的权重问题。权重的客观与否，决定着评价的好坏。而实际操作中，我们总希望能够用较简单的方法获得较客观的权重。因此本文使用Delphi专家评议法[17]求解各评价指标的权重。

表6为基于复合夹层板的双壳舷侧结构能量吸收情况，从该表中可以清晰地看到内壁板破损时结构各构件的吸能情况。与表3相比可以发现舷侧结构整体能量吸收提高5%，其中主要来源于上下面板与夹芯层对舷侧结构的贡献。

表6 各构件的能量吸收Tab.6 Energy absorption capacity of structure components

表7为复合夹层板双舷侧结构与常规双舷侧结构耐撞性能的比较。从该表数据可以看出:

①在结构重量几乎相等的前提下，复合夹层板的舷侧结构的吸能提高了10%，同时碰撞力降低了6%，而撞深变化不明显。可见复合夹层板的舷侧结构的耐撞性能优于常规单壳结构的耐撞性能。

②对于双壳舷侧结构来说，舷侧外板吸能占主要比例，通过增加舷侧外板的吸能来提高结构的总吸能是最有效的途径，常规方法通过增加板厚来提高外板吸能效果已不明显。本节主要引入新的复合材料代替原有的结构，这样延迟上下面板以及夹芯层的破裂进而提高撞头的撞深，以便充分发挥面板以及整个舷侧结构的吸能效果。

表7 复合夹层板与常规双壳舷侧耐撞性能比较Tab.7 The comparison of crashworthy double side structure

4 结语

通过对复合夹层板双舷侧结构的耐撞性能进行数值分析，总结如下:

1)复合夹层板双舷侧结构的耐撞性比常规的舷侧结构耐撞性要好。

2)夹芯层的结构尺寸对结构的耐撞性有着一定的影响，可以进一步研究优化结构尺寸进而提高新式舷侧结构的耐撞性能。

3)本文只是把复合夹层板用于舷侧外板，舷侧外板是主要的吸能构件，如果计算允许，可以将复合夹层板替代舷侧纵桁(骨)以及强弱肋骨。可见复合夹层板的耐撞性能还有一定的提高空间。

4)把复合夹层板用于舷侧结构后，纵骨数目的改变对整个结构的撞深、碰撞力以及能量吸收等都有影响。而舷侧纵桁间的普通纵骨减少1根后，整个舷侧结构的能量吸收比常规双壳舷侧结构要大，同时碰撞力、撞深较常规舷侧结构都提高10%左右，另一方面也降低了整个舷侧结构的重量。

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