唐 勇,朱 彥

(1.上海船舶運(yùn)輸科學(xué)研究所運(yùn)輸系統(tǒng)事業(yè)部,上海 200135;2.江南造船(集團(tuán))有限責(zé)任公司開發(fā)研究部,上海 201913)

0 引 言

國(guó)外學(xué)者Hysing和Boe[1]曾研究過1艘150000 DWT散貨船側(cè)撞1座24 m寬的橋墩,并提出了船側(cè)撞擊力的簡(jiǎn)化經(jīng)驗(yàn)公式。國(guó)內(nèi)胡志強(qiáng)和顧永寧[2]模擬1艘排水量為2900 t的駁船側(cè)向撞擊剛性橋墩的碰撞過程,總結(jié)出駁船側(cè)撞橋墩的碰撞性能。然而大多數(shù)所開展的船撞橋研究主要集中在船首正撞或斜撞橋墩的層面上[3-6],對(duì)于船舶貨艙區(qū)側(cè)撞橋墩的研究則相對(duì)較少。當(dāng)船舶橫穿水道、失控漂移或者船舶規(guī)避正面碰撞等情況下,船舶將有可能與橋墩發(fā)生貨艙區(qū)域的側(cè)撞。由于側(cè)撞時(shí)船體附連水質(zhì)量較大,舷側(cè)與橋墩接觸面積也很大,故其對(duì)橋梁的撞擊危害是不容忽視的,因此開展這方面的工作對(duì)于完善船撞橋的研究體系具有積極的作用。

本文以某大型跨江橋梁工程為背景,選取3000 DWT油船為防撞代表船型,采用非線性有限元軟件MSC.Dytran,開展在3.0 m/s的失控速度下船舶貨艙區(qū)側(cè)撞主墩墩身的有限元仿真試驗(yàn),并且分析了不同偏心距條件下撞擊力和能量的演變過程。

1 材料模型

1.1 主墩墩身及承臺(tái)材料模型[7]

考慮到橋墩在碰撞過程中存在硬化效應(yīng),故選用彈塑性混凝土硬化斷裂本構(gòu)關(guān)系。本文采用了Colorado混凝土帽蓋材料模型,主要參數(shù)見表1。

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混凝土的破壞準(zhǔn)則是判斷混凝土是否破壞的依據(jù),本文選用了比較簡(jiǎn)單的參數(shù)混凝土強(qiáng)度準(zhǔn)則模型,即最大拉伸應(yīng)力理論的破壞準(zhǔn)則。按照混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范,C30混凝土的抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值取為2.0×106N/m2。

1.2 主墩樁基材料模型

因?yàn)椴豢紤]樁基的破壞形式,所以樁基材料采用較簡(jiǎn)單的線彈性本構(gòu)關(guān)系,密度 ρ=2500 kg/m3,泊松比 μ=0.23,彈性模量E=4.5 ×1010N/m2。

1.3 船用鋼材料模型

根據(jù)撞擊損傷區(qū)域的局部性能特征,船體碰撞區(qū)采用線性強(qiáng)化彈塑性材料模型,即考慮材料進(jìn)入塑性后的應(yīng)變強(qiáng)化。有關(guān)參數(shù)為:材料密度 ρ=7850.0 kg/m3,彈性模量 E=2.10×1011N/m2,硬化模量Eh=1.18 ×109N/m2,屈服應(yīng)力 σ0=2.35 ×108N/m2,泊松比 μ=0.3。其余結(jié)構(gòu)處理為剛性體。材料應(yīng)變率敏感性的本構(gòu)方程采用 Cowper-Symonds本構(gòu)方程,對(duì)船用鋼而言,D=40.4,q=5。

2 有限元模型

2.1 橋梁主墩有限元模型

橋梁結(jié)構(gòu)分為上部結(jié)構(gòu)和下部結(jié)構(gòu),本文只選取下部結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析。橋梁下部結(jié)構(gòu)主要由墩身(9.6 m ×7.0 m)、承臺(tái) (24.3 m ×18.5 m)和樁基 (Φ 2.0 m)3個(gè)部分組成,其中墩身和承臺(tái)采用實(shí)體單元建模,即混凝土六面體單元表示,并在碰撞區(qū)域適當(dāng)加密網(wǎng)格,而樁基則采用一維梁?jiǎn)卧M(jìn)行建模,如圖1所示。

圖1 主墩有限元?jiǎng)澐諪ig.1 FEM division of main pier

由于船撞橋是一個(gè)瞬態(tài)過程,且本文認(rèn)為橋墩自身具備足夠的抗撞能力,即不考慮主墩倒塌現(xiàn)象,故將主墩模型的約束做以下處理:

1)橋梁上部結(jié)構(gòu)對(duì)墩身的作用近似處理為約束墩身上表面的垂向運(yùn)動(dòng),即墩身上表面在撞擊過程中只做水平面內(nèi)的運(yùn)動(dòng);

2)樁基采用非線性樁-土關(guān)系,可以真實(shí)地反映樁土之間的力學(xué)耦合過程,但需要消耗過多的工作量和計(jì)算時(shí)間,因此本文采用等效樁法。等效樁的長(zhǎng)度取為8倍樁徑,下端剛性固定[7]。

2.2 船舶貨艙區(qū)有限元模型

選取3000 DWT油船為防撞代表船型,網(wǎng)格采用4節(jié)點(diǎn)殼單元,其主尺度數(shù)據(jù)見表2。

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撞擊船計(jì)算模型主要由船中碰撞區(qū)與首尾兩端組成,對(duì)碰撞區(qū)19.2 m范圍內(nèi)的船體結(jié)構(gòu),計(jì)算模型做了比較精細(xì)的描述,包括了內(nèi)外板、主甲板、槽型艙壁等主要板材和構(gòu)件,并采用了彈塑性船用鋼材料模型。對(duì)于首尾兩端,由于遠(yuǎn)離接觸碰撞區(qū),在碰撞中基本上不發(fā)生變形,所以為了減小模型規(guī)模,提高計(jì)算效率,將其簡(jiǎn)化為由船體外板、甲板和縱向艙壁組成的剛性板單元模型,見圖2所示。

圖2 舷側(cè)結(jié)構(gòu)精細(xì)有限元?jiǎng)澐諪ig.2 Fine mesh of broadside structure

2.3 流體介質(zhì)對(duì)碰撞的影響

當(dāng)船舶貨艙區(qū)與橋墩發(fā)生側(cè)撞時(shí),周圍流場(chǎng)對(duì)其影響相對(duì)于船首正撞橋墩時(shí)較大。按照有關(guān)文獻(xiàn)資料的建議[8],本文附連水質(zhì)量系數(shù)擬取船舶排水量的0.8倍。

3 撞擊工況設(shè)計(jì)

重點(diǎn)研究船舶貨艙區(qū)在不同偏心距撞擊條件下,主墩的撞擊力和能量的演變過程,并結(jié)合船舶的主尺度設(shè)計(jì)了5種撞擊工況(見表3)。其中,撞擊偏心距的效果是通過調(diào)節(jié)船體首尾二端的長(zhǎng)度和質(zhì)量來體現(xiàn)的,同時(shí)假定船舶質(zhì)量在船長(zhǎng)上均勻分布(單位長(zhǎng)度質(zhì)量 Δ m=(5000 ×1.8)/88=102.27 t/m)。

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4 計(jì)算結(jié)果

4.1 碰撞過程

在碰撞過程中,船舶貨艙區(qū)結(jié)構(gòu)與主墩墩身接觸的部分逐漸崩潰并壓入船體。其中,工況Ⅰ首尾端長(zhǎng)度質(zhì)量對(duì)等,碰撞過程中船體做橫向運(yùn)動(dòng),通過舷側(cè)結(jié)構(gòu)的變形、破損來吸收大部分的撞擊能量;工況Ⅱ～Ⅴ因撞擊點(diǎn)偏離船舶質(zhì)心且船首端質(zhì)量大于尾端,因此在碰撞過程中產(chǎn)生轉(zhuǎn)動(dòng)力矩,船體做順時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng),逐步與墩身脫離。

圖3 5種撞擊工況示意圖Fig.3 Chart of five impact conditions

主墩在遭受船舶舷側(cè)撞擊后,通過墩身和承臺(tái)將作用載荷傳遞給樁基,并通過樁基的聯(lián)合變形來抵御碰撞下一步的進(jìn)行。同時(shí),墩身在初始受到橫橋向沖擊后,隨著船體發(fā)生順時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng),順橋向的載荷逐漸加大,使得墩身在橫橋向和順橋向都有不同程度的位移變形。在碰撞結(jié)束后的短期內(nèi),主墩做前后左右往復(fù)式衰竭運(yùn)動(dòng)。以工況Ⅴ為例,碰撞過程如圖4所示。

4.2 碰撞力分析

主墩所受撞擊力時(shí)程曲線如圖5所示,碰撞力出現(xiàn)了非線性波動(dòng),峰值出現(xiàn)在船體舷側(cè)和主墩剛接觸的瞬間,且5種工況的最大撞擊力大致相同。隨著碰撞過程的進(jìn)行,撞擊力總體呈下降趨勢(shì),在中間階段出現(xiàn)了低谷,之后又開始小幅度的反彈,且撞擊偏心距越大這一現(xiàn)象就越明顯。主要原因?yàn)橹鞫赵谠馐茏矒糇冃沃烈欢ǔ潭群?開始對(duì)船體施加反作用力。在加劇船體貨艙區(qū)結(jié)構(gòu)的進(jìn)一步損傷的同時(shí),也加快了船體的轉(zhuǎn)動(dòng)速度。

為了與船首正撞作比較,仿真試驗(yàn)增加了橫橋向首正撞的工況,且排水量以及撞擊速度保持不變。區(qū)別之處在于,船體縱向撞擊時(shí),附連水質(zhì)量遠(yuǎn)小于橫向,本文擬取船舶排水量的0.05倍,撞擊力時(shí)程曲線見圖6所示。

從圖6可以看出,由于船首正撞時(shí)船舶的撞擊動(dòng)能小于舷側(cè)碰撞(約0.58倍),所以其峰值要小于工況Ⅰ。但在碰撞過程中撞擊力逐漸增大,峰值出現(xiàn)在一段時(shí)間之后,碰撞持續(xù)時(shí)間也較長(zhǎng)(約1.8倍),說明船首部結(jié)構(gòu)的柔度要大于貨艙區(qū)結(jié)構(gòu),碰撞緩沖的效果非常明顯。

圖6 船首正撞力與工況Ⅰ的比較Fig.6 The comparision between bow frontal collision and conditionsⅠ

4.3 船舶破損吸能情況

圖7為各工況下船體破損吸能的比較。從圖中可以看出撞擊偏心距越大,船體破損耗能就越小,船體結(jié)構(gòu)的損傷程度就越低。

圖7 船體破損吸能比較Fig.7 The comparision of damage absorption of ship hull

4.4 橋梁結(jié)構(gòu)損傷分析

圖8顯示在橋梁的直接碰撞區(qū)域以及局部區(qū)域(承臺(tái)與墩身及樁基的連接處),單元的應(yīng)力和塑性應(yīng)變急劇增加,單元損傷累積達(dá)到一定程度時(shí),單元就會(huì)破碎,見圖9。

圖8 主墩應(yīng)力分布圖Fig.8 Stress of main pier

圖9顯示直接碰撞區(qū)的混凝土破壞面積較小,對(duì)橋梁的損傷貢獻(xiàn)有限。對(duì)于承臺(tái)與墩身及樁基的連接處,此處應(yīng)力集中分布范圍較大且單元破損嚴(yán)重,對(duì)主墩的損傷貢獻(xiàn)是主要的。

圖9 主墩損傷分布Fig.9 Damage distribution of main pier

5 結(jié) 語(yǔ)

1)采用非線性有限元軟件MSC.Dytran可以成功的對(duì)船舶貨艙區(qū)側(cè)撞橋墩進(jìn)行數(shù)值仿真分析,再現(xiàn)了內(nèi)部應(yīng)力響應(yīng)分布變化以及對(duì)碰撞力和能量演變的整個(gè)過程;

2)船舶在相同裝載條件、相同撞擊速度的情況下,船舶貨艙區(qū)側(cè)撞橋墩的破壞性一般要大于船首正撞。因此在開展橋梁防船撞設(shè)計(jì)時(shí),建議增加考慮舷側(cè)撞擊的試驗(yàn)研究;

3)偏心撞擊的仿真試驗(yàn)顯示,碰撞力出現(xiàn)了非線性波動(dòng),峰值出現(xiàn)在撞擊的瞬間,且最大撞擊力大致相同,并未出現(xiàn)因偏心距的增加而有所下降的現(xiàn)象;

4)撞擊偏心距越大,碰撞中后期對(duì)橋墩的作用載荷就越小,橋墩的變形和破損能量也越小,因此建議將初始撞擊力控制在足夠安全的范圍內(nèi),而通過增設(shè)橋墩的防撞保護(hù)裝置能實(shí)現(xiàn)這一目標(biāo);

5)碰撞過程中橋梁的較大應(yīng)力區(qū)主要分布于:①舷側(cè)與墩身的直接接觸區(qū)附近,此處較大應(yīng)力由直接沖擊載荷造成,分布范圍較小且對(duì)橋梁的危害性有限;②承臺(tái)與墩身及樁基的連接處,應(yīng)力集中且分布范圍較大,對(duì)橋梁危害較大,這與文獻(xiàn)[9]的研究成果相吻合;

6)本文設(shè)計(jì)的5種撞擊工況,船長(zhǎng)方向均與橋梁的順橋向相平行,并未考慮不同角度的影響,因此有待于進(jìn)一步的完善;

7)本文將流體介質(zhì)對(duì)船體的作用是通過增加一項(xiàng)附連水質(zhì)量的角度進(jìn)行考慮,若計(jì)算精度有嚴(yán)格要求,開展流固耦合的仿真試驗(yàn)是有必要的。

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