基于规范的冰区船舶肩部结构形式设计研究

张 健，陈 聪

(江苏科技大学 船舶与海洋工程学院，江苏 镇江212003)

0 引 言

近年来，随着中高纬度海域油气资源的开发与利用以及北极航道的开辟，船舶与海冰的碰撞问题越来越受到船舶与海洋工程领域的关注和重视。据有关资料统计［1］，船舶与冰体的碰撞主要发生在船舶球鼻首区域及船舶肩部(首部向中部过渡区域)。船舶肩部线型往往变化较大，是船舶横剖面从瘦削向丰满过渡的区域，易与冰体发生碰撞，随着船舶的前行，冰体侵入船体进而划割船体外板及舷侧板架结构。

《钢制海船入级规范》(2006)第2 篇第4 章对航行冰区的加强提出了一些限制规定。根据船舶结构骨架形式的不同，相应的冰带外板厚度和船体各构件的尺寸大小也有所不同。本文在规范的基础上，对一油船进行冰区船舶肩部结构形式设计，并利用有限元分析软件LSDYNA 研究其船－冰碰撞性能，从抗冰耐撞性能角度指出肩部结构采用横向加强具有更强的优越性，对于选择冰区船舶结构加强方案具有重要的指导价值。

1 冰级规范下肩部结构加强设计

1.1 船舶参数

本文以1 艘成品油船为例，该船货舱区域为双底双壳，单甲板，尾机型，单桨，单舵，球鼻型首，设12 个液货舱，载货量13 200 t，船体自身重量5 020 t，船舶的主要参数见表1。

1.2 冰级定义及划分

目前，各主要船级社、相关国际组织关于冰区航行船舶结构加强规范已较为完善。按其适用船舶的服务航区冰情、工作性质、结构加强等级的不同，基本可划分为当年冰冰区航行加强、多年冰冰区航行加强、破冰任务相关加强3 类。相应的冰级定义则按船舶服务航区内海冰冰龄、层冰厚度、强度的不同，大致可分为当年冰(当年冰龄，层冰厚度不超过1.2 m，海冰强度相对较低)与多年冰(2 年及2 年以上冰龄，层冰厚度最大可达3.0 m 以上，海冰强度高)两大类［2］。

表1 油船的主要参数Tab.1 Dimension of oil tanker

CCS 按不同的冰况，将航行冰区的加强分为如下5 个冰级标志［3］:B1*－最严重的冰况;B1 －严重的冰况;B2－中等的冰况;B3－轻度的冰况;B －除大块固定冰以外的漂流浮冰，如中国沿海情况。

本文假设该油船的航行冰区为中等冰况，故应按照B2 级冰级要求对其进行结构加强。

1.3 冰带区域的划分

进行冰区加强计算，首先要做好冰带的划分，冰带即是需要结构加强的区域。冰带可以分为冰带首部区、冰带中部区及冰带尾部区3 个区域，如图1 所示。

图1 冰带划分示意图Fig.1 The schematic diagram of ice belt division

由于本文研究的主要船冰碰撞区域为船舶肩部，即船舶防撞舱壁之后的不到平行中体的船舶前侧部。因此，需要确定船舶肩部所处的冰带区域。由图1可知，该区域属于冰带中部区，所以该区域的船舶结构加强需按照冰带中部区的要求来进行设计。

1.4 设计载荷的确定

设计冰压力可由下式来计算:

经计算，p = 0.862 MPa。

1.5 外板加强的垂直范围及板厚计算

外板的加强区域见上文冰带划分的范围。原则上冰带区域的外板都要加厚。这里我们只讨论船舶肩部区域的板厚加厚，其他区域不做考虑。外板板厚的计算分为2 种:一种采用横骨架式，一种采用纵骨架式［4］。冰带外板的加强需根据肩部区域骨架形式的不同来设计。

横骨架式冰带区域的外板板厚由下式来确定:

纵骨架式冰带区域的外板板厚由下式来确定:

经计算，采用2 种骨架形式的外板板厚的计算结果分别为19 mm 和21 mm。

冰区加强外板的垂直范围如表2 所示。

表2 冰带外板的垂向延伸距离Tab.2 The vertical extension distance of shell plate in ice belt

由该船的完整稳性计算书可近似算出船舶肩部区域的平均最大吃水和平均最小吃水分别为8.4 m 和3.2 m。因此，船舶肩部冰带外板的垂向范围为2.7 ～8.8 m。

1.6 外板骨材加强的垂直范围及剖面模数计算

外板骨材加强垂直范围在规范中的要求如表3 所示。

表3 B2 级冰区加强外板骨材的垂向延伸范围Tab.3 The vertical extension distance of shell aggregate in B2 ice-strengthening

由表3 可确定船舶肩部区域外板骨材加强垂直范围为1.6 ～9.4 m。外板骨材大小通过计算来确定。

第1 种方案采用横向肋骨的加强结构形式，骨材的剖面模数应按下式计算:

第2 种方案采用舷侧纵骨加强和增设冰带舷侧纵桁结构形式，舷侧纵骨的剖面模数应按下式计算:

位于冰带内的冰带舷侧纵桁的剖面模数应按下式计算:

船舶肩部外板骨材分别采用横向肋骨加强形式和舷侧纵骨加强形式及增设冰带舷侧纵桁所选用的构件大小比较如表4 所示。

2 加强方式对船—冰碰撞的影响

2.1 冰体模型

文献［5］根据挪威船级社(DNV)针对仿真计算所推荐的冰体形状［6］，模拟了3 种形状的冰体与船舶相撞，结果显示棱角形冰体对船舶损伤最为严重，其次是平面形，圆弧形相对较轻。本文选取最危险工况——船舶撞击立方体冰体棱角，用于模拟碰撞区有棱角的冰体与船舶相撞。冰体模型材料参数参照文献［7］，如表5 所示。简化后的冰体模型以及撞击位置详如图2 所示。

表5 冰体模型材料参数Tab.5 The material parameters of ice

图2 冰体模型及撞击位置Fig.2 Ice model and impact location

2.2 加强方式及碰撞方案

1)加强方式Ⅰ

肩部结构按照规范进行横骨架式加强;冰带外板厚度为19 mm，舷侧肋骨实取型材HP280×12，肋骨间距为0.8 m;外板加强的垂向范围为2.7 ～8.8 m，肋骨加强的垂向范围为1.6 ～9.4 m;肩部总质量为669.2 t。

2)加强方式Ⅱ

肩部结构按照规范进行纵骨架式加强;冰带外板厚度为21 mm，舷侧纵骨实取型材HP240×10，增设冰带舷侧纵桁，实取型材HP260×12，冰带舷侧纵桁距基线7.3 m;外板和舷侧纵骨加强的垂向范围与横骨架式加强方式相同;肩部总质量为678.0 t。

图3 两种加强方式的骨架形式Fig.3 The framing shapes of two reinforced form

图3 显示的是横骨架式和纵骨架式2 种加强方式的肩部局部骨架形式和各构件的示意图。在保持船舶和冰体的运动速度不变，撞击位置、角度相同的前提下，分别将采取2 种方式加强后的油船肩部与冰体相撞，对应地产生2 种碰撞方案。假设船舶在其长度方向的初速度为8 m/s，漂浮在水中的冰体在沿船舶航行方向的垂直方向上以2 m/s 的速度与船舶肩部发生撞击，碰撞角度参照文献［8］选取30°。这里的“碰撞角度”指的是正方体冰体上表面与基平面的夹角。

碰撞方案Ⅰ:肩部采取加强方式Ⅰ的油船撞击正方体冰体的棱角;

碰撞方案Ⅱ:肩部采取加强方式Ⅱ的油船撞击正方体冰体的棱角。

具体的碰撞示意图如图4 所示。

图4 船—冰碰撞示意图Fig.4 The sketch for the ship－ice collision

3 碰撞结果分析

3.1 碰撞损伤变形

图5 为方案Ⅰ和方案Ⅱ在终点时刻(1.0 s)时油船肩部的损伤变形图。从图中可以看出，2 种方案下船体外板均发生了破裂，方案Ⅱ的面积比方案Ⅰ稍大，且方案Ⅱ横隔板的破坏区域更大。

图5 船体结构损伤变形图Fig.5 The damage deformation of hull structure

冰体在2 种方案下终点时刻(1.0 s)的损伤变形如图6 所示。不难发现，冰体的破损主要集中在接触区域的棱角和棱边，部分冰体碎屑脱离主体飞射出来。对应于方案Ⅰ，冰体的棱角和棱边2/3 前的区域单元发生失效;对应于方案Ⅱ，冰体棱角至棱边1/3 区域破损面积较大，而棱边1/3 往后的区域只有棱边单元发生了破坏。由于缺少了横向肋骨的支撑，冰体更易于侵入船体内部，由起初的冰体的棱角与接触区域相撞转变为冰体棱边与肩部结构相切。相应的方案Ⅱ的撞深也越大。

3.2 碰撞力

图6 冰体损伤变形图Fig.6 The damage deformation of iceberg

图7 为2 种方案下碰撞力随时间变化的历程曲线。对应于方案Ⅰ，外板在0.46 s 左右出现第1 次破裂，最大碰撞力1.14E+7 N;对应于方案Ⅱ，在0.45 s 左右外板失效破裂，最大碰撞力为1.38E+7 N。碰撞力随时间变化的历程曲线在一定程度上反映了结构的强弱程度和各组成构件的失效情况。经对比发现，纵骨架式加强方案的碰撞力峰值比横骨架式加强方案的碰撞力峰值大，但横骨架式加强方案的整体碰撞力水平比纵骨架式加强方案大。这说明对于外板及舷侧纵骨等单一构件来说，经纵骨架式加强的构件刚度更大，但对于整体结构而言，横骨架式加强后的船舶的耐撞性能更强，横向构件对船—冰碰撞的抵抗效果相比于纵向构件更加明显。

3.3 能量吸收

图8 为2 种方案下船体结构总吸能随时间变化的历程曲线。从图中可看出:

1)方案Ⅰ和方案Ⅱ的结构总吸能—时间历程曲线的趋势大致相同，都是先增长迅速后趋于平缓，方案Ⅰ的结构吸能比方案Ⅱ更早趋于平缓。

2)在碰撞接触的初始阶段(0.1 s 以前)，2 种方案的吸能相差不大，且增长速度大致相同。

图7 两种方案下碰撞力－时间变化曲线Fig.7 The time history of the collision force of two schemes

3)随着碰撞的进一步进行，方案Ⅰ的吸能要比方案Ⅱ增长快速，这是由于横向构件对船—冰碰撞的抵抗作用更加明显，横向肋骨在冰体的挤压碰撞下较快发生变形失效，进而吸能较多。

4)0.75 s 左右，方案Ⅱ结构的总吸能反超方案Ⅰ。此时，方案Ⅰ中冰体的运动方向已发生较大偏移，不再切割船舶内部结构，冰体与船舶结构只有摩擦作用。而方案Ⅱ中船舶的耐撞性能不及方案Ⅰ，冰体与船舶内部结构仍有稍许的切割作用，故其能量增长更快。

图8 结构总吸能－时间历程曲线Fig.8 The time history of total energy absorption

为了进一步分析船舶肩部各构件的吸能情况，表6 给出了2 种方案下碰撞区域各构件的吸能汇总。不难看出，外板始终是舷侧结构最主要的吸能构件，约占总吸能的50%左右。其次，横隔板以及平台板对于冰载荷的抵抗作用也较为突出。此外，方案Ⅱ中舷侧纵骨的吸能比方案Ⅰ大，而方案Ⅰ中舷侧肋骨吸能百分比高于方案Ⅱ中冰带舷侧纵桁吸能百分比。

表6 各构件的吸能汇总Tab.6 Energy absorption capacity of structural components

4 结 语

通过上述分析，可得出以下结论:

1)外板是主要的吸能构件，它的吸能约占总吸能的50%左右，其次是舷侧强力支撑构件，主要有横隔板、平台板、舷侧肋骨、舷侧纵骨等。

2)横骨架式肩部结构与冰体相撞后结构的损伤变形更小，且在结构总吸能大致相同的情况下，横骨架式肩部结构的总质量更小。从耐撞性能角度来说，横骨架式肩部结构优于纵骨架式肩部结构。

3)在提高船舶耐撞性时应考虑对船舶肩部纵横强构件的加强，使碰撞冲击载荷均匀地分配到各个构件上，缩小外板、横隔板与其他构件的强度悬殊，有利于碰撞载荷在船体各个构件间的传递，进而从总体上提高船舶的耐撞性能。

［1］GAUTIER D L，BIRD K J，CHARPENTIER R R，et al．Assessment of undiscovered oil and gas in the arctic［J］．Science，2009，324(5931):1175 －1179．

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［6］DNV Technical Report 2006－0672．Ice Collision Scenario，2006．

［7］宋祖厂，陈建民．海冰与独腿简易平台碰撞动力分析［J］．中国海洋平台，2009，24(2):19 －22．

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