吳文鋒，楊雨濱，張建偉，盧金樹，王帥軍，朱發(fā)新

（1.浙江海洋大學(xué)港航與交通運輸工程學(xué)院，浙江舟山 316022；2.浙江省江山市鐵路建設(shè)辦公室，浙江江山 324100）

隨著航運業(yè)的迅速發(fā)展，海上航行船舶數(shù)量、船舶航速以及船舶噸位都有明顯的提升。由于航行密度增加，船舶碰撞事故發(fā)生的可能性顯著上升。國際海事組織采取了許多措施來減少船舶碰撞的發(fā)生，如強制要求商船安裝全球定位系統(tǒng)、船舶自動識別系統(tǒng)、雷達(dá)和聲納等先進輔助設(shè)備來防止船舶碰撞，然而船舶碰撞事故仍時有發(fā)生[1]。船舶碰撞事故往往會造成災(zāi)難性的后果，尤其是油船碰撞事故的發(fā)生，輕者造成船舶結(jié)構(gòu)損傷，重者可能引發(fā)一系列的環(huán)境污染問題。因此，開展油船碰撞性能研究對于保障油船航行安全及避免海洋生態(tài)環(huán)境污染具有十分重大的意義。

在油船碰撞損傷研究方面，由于油船碰撞問題的復(fù)雜性及求解技術(shù)發(fā)展的局限性，油船碰撞研究普遍以空載油船為研究對象。孫斌等[2-3]運用塑性力學(xué)理論提出一種用于快速預(yù)測楔形船艏碰撞下船側(cè)結(jié)構(gòu)響應(yīng)的分析方法，研究結(jié)果對設(shè)計階段船舶抗撞性能具有指導(dǎo)意義。姜興家等[4]運用ANSYS/LS-DYNA針對空載油船開展撞擊位置和初速度改變對被撞船舷側(cè)結(jié)構(gòu)的影響研究。張懷躍等[5]運用非線性有限元方法探究空載狀態(tài)下被撞船速度對油船碰撞損傷的影響。

隨著油船碰撞性能研究的深入及計算機相應(yīng)技術(shù)的發(fā)展，部分學(xué)者對載貨油船的碰撞問題進行初步探討。楊樹濤[6]、CUI，et al[7]分析艙內(nèi)液貨對舷側(cè)結(jié)構(gòu)抗沖擊性能的影響，發(fā)現(xiàn)艙內(nèi)液貨對船舶舷側(cè)碰撞性能有一定影響。KRISTJAN，et al[8]通過模型試驗對載貨船舶碰撞性能進行研究，發(fā)現(xiàn)撞擊船艙內(nèi)液體晃蕩對船舶碰撞性能具有重要影響。吳文鋒等[9]運用有限元方法分析載貨狀態(tài)下油船艙內(nèi)液貨晃蕩對舷側(cè)結(jié)構(gòu)碰撞性能的影響，研究結(jié)果表明研究雙殼油船碰撞時不能忽略液貨晃蕩的影響。

綜上，針對油船碰撞問題的研究，應(yīng)當(dāng)考慮艙內(nèi)液貨的影響，在實際油船碰撞事故中，撞擊速度以及艙內(nèi)液貨對船舶碰撞損傷會產(chǎn)生不同的影響，因此有必要進一步分析撞擊速度對載貨油船碰撞性能的影響。本文以5萬t級雙殼油船為研究對象，應(yīng)用有限元軟件ANSYS/LS-DYNA分析撞擊速度對載貨油船舷側(cè)損傷的影響。

1 碰撞方案

考慮到10萬t以上船舶在航行時發(fā)生碰撞事故相對較少[10]，本文選取撞擊船為5萬t散貨船，被撞船為5萬t雙殼油船。相撞船舶的主要尺寸見表1。

表1 相撞船舶的主要尺寸Tab.1 Main dimensions of collision ships

為探究撞擊速度對雙殼油船碰撞損傷的影響特征，本文設(shè)計撞擊船分別以3 m/s、5 m/s和7 m/s的初速度垂直對中撞擊載液率為80%的處于靜止?fàn)顟B(tài)下的油船。此外，為體現(xiàn)艙內(nèi)液貨的影響本文設(shè)計撞擊船以5 m/s的初速度垂直對中撞擊處于靜止?fàn)顟B(tài)下的空載油船。船舶碰撞方案見表2。

表2 船舶碰撞方案Tab.2 Ship collision scheme

2 模型建立

2.1 船舶碰撞模型

在船舶碰撞模型建立過程中，考慮船舶碰撞的局部特性及節(jié)約計算時間，對模型進行一定簡化。其中，撞擊船船艏結(jié)構(gòu)與原型船艏形狀一致，船艏后部附加一段船艙，通過此段船艙控制撞擊船質(zhì)量及重心與實際船舶保持一致。被撞船簡化為貨油艙形式，對參與碰撞的貨油艙按照與實際一致的密度及厚度進行建模，對周邊貨艙則采用密度調(diào)整法保證船的質(zhì)量、重心等與實際一致。船舶碰撞數(shù)值模型如圖1所示。

圖1 船舶碰撞數(shù)值模型Fig.1 Ship collision numerical model

相撞船舶結(jié)構(gòu)采用SHELL單元模型，材料模型考慮采用應(yīng)變率效應(yīng)的塑性動態(tài)模型[11]，其參數(shù)設(shè)置見表3。

表3 塑性動態(tài)材料模型的參數(shù)設(shè)置Tab.3 Plastic kinematics material properties

2.2 艙內(nèi)原油模型

艙內(nèi)原油模型主要由原油和空氣兩部分組成，圖2為艙內(nèi)原油模型。在計算過程中，艙內(nèi)原油采用ALE算法，通過設(shè)置關(guān)鍵字*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID實現(xiàn)與周邊結(jié)構(gòu)的耦合作用。艙內(nèi)原油模型材料主要采用ANSYS/LS-DYNA中NULL材料模型描述應(yīng)力與應(yīng)變的關(guān)系并通過狀態(tài)方程描述其壓力與體積的關(guān)系。

其中，空氣采用ANSYS/LS-DYNA中提供的線性多項式狀態(tài)方程來描述其壓力與體積的變化，該狀態(tài)方程定義壓縮材料的壓力見式（1）[12]?？諝獠牧蠀?shù)見表4。

圖2 艙內(nèi)原油模型Fig.2 Crude oil model

式中，p 為壓力；E0為初始比內(nèi)能；C0，C1，C2，C3，C4，C5和 C6為自定義常數(shù)；μ 為體積變化率。

表4 空氣材料參數(shù)Tab.4 Air material parameters

原油通過關(guān)鍵字*EOS_GRUNEUSEN對其壓力與體積的關(guān)系進行描述，該狀態(tài)方程定義壓縮材料的壓力見式（2）[13]。原油材料參數(shù)見表5。

其中，p 為壓力；ρ0為流體初始密度；C 為 νs-νp曲線截距，μ 為比體積，其值為 ρ/ρ0-1；ρ為流體過程中的密度；γ0為格林愛森常數(shù)；a為 γ0的一階體積修正系數(shù)；S1，S2，S3為 νs-νp曲線的斜率系數(shù)；E 為單位體積內(nèi)能。

表5 原油材料參數(shù)Tab.5 Crude oil material parameters

3 艙內(nèi)液貨影響

3.1 碰撞力分析

圖3為船舶空載和載貨情況下碰撞力隨時間變化對比關(guān)系曲線。由圖中看出，該過程可劃分為三個階段：第一階段在撞擊時間約0.47 s之前，空載和載貨情況下碰撞力隨時間變化基本一致，主要由于在該階段撞擊船船艏撞擊被撞擊船的外殼，當(dāng)尚未與被撞船內(nèi)殼接觸作用，同時由于原油響應(yīng)存在滯后性。第二階段約為撞擊時間0.47～1.4 s之間，在撞擊船開始與內(nèi)殼直接接觸作用時，碰撞力隨時間迅速上升。但隨著撞擊進程的推進，撞擊船擠壓被撞船內(nèi)殼，載貨油船艙內(nèi)原油因內(nèi)殼的變形產(chǎn)生劇烈響應(yīng)抵抗內(nèi)殼變形，使得載貨油船碰撞力在隨后的變化中大于空載油船的碰撞力。第三階段在撞擊時間約1.4 s之后，此時內(nèi)殼變形達(dá)到塑性變形極限。結(jié)合后處理軟件查看，隨著撞擊船繼續(xù)前進，內(nèi)殼發(fā)生破裂，由于艙內(nèi)原油與內(nèi)殼之間的耦合作用，載貨油船內(nèi)殼破損時間較空載內(nèi)殼破損時間之后。

3.2 損傷變形分析

圖4反映兩種碰撞情形下在碰撞過程中被撞擊船內(nèi)殼破損狀態(tài)。從圖中可以看出空載狀態(tài)下被撞船內(nèi)殼破損時刻較載貨狀態(tài)下要早，這主要由于此時載貨狀態(tài)下艙內(nèi)流體的存在將部分碰撞能量吸收。

圖5反映兩種碰撞情形下在碰撞結(jié)束時被撞擊船外殼的損傷變形。從圖中可以清晰看出：兩種碰撞情形下外殼最終的損傷變形大致是相同的。外殼損傷均以膜拉伸為主，變形區(qū)域及程度幾乎一致，但可以發(fā)現(xiàn)載貨油船外殼的損傷相對較大。

圖6反映兩種碰撞情形下碰撞結(jié)束后內(nèi)殼損傷變形，從圖中可以看出，內(nèi)殼變形以膜拉伸為主，且兩者內(nèi)殼均發(fā)生破裂。其中，載貨油船內(nèi)殼最終破損程度大于空載油船內(nèi)殼破損程度，載貨狀態(tài)下的內(nèi)殼變形程度和范圍均比空載狀態(tài)下的內(nèi)殼變形程度和范圍要大。造成該現(xiàn)象的原因在于，內(nèi)殼除受到撞擊船撞擊的作用外，還受到原油響應(yīng)產(chǎn)生的作用力，內(nèi)殼變形是原油作用力與接觸力共同作用的結(jié)果。

圖3 碰撞力-時間曲線Fig.3 Collision force-penetration curve

圖4 內(nèi)殼破損狀態(tài)圖Fig.4 Broken state of inner shell

圖5 外殼碰撞損傷變形圖Fig.5 Damage deformation of outter shell

圖6 內(nèi)殼損傷變形圖Fig.6 Damage deformation of inner shell

綜上，在碰撞力方面，艙內(nèi)液貨的存在使得碰撞力在撞擊船接觸內(nèi)殼后與空載碰撞力產(chǎn)生差異，主要表現(xiàn)為內(nèi)殼未破損前載貨情形下的碰撞力大于空載情形下的碰撞力，在內(nèi)殼破損后載貨情形下的碰撞力小于空載情形下的碰撞力。在結(jié)構(gòu)損傷方面，載貨油船在碰撞過程中油船內(nèi)殼更難發(fā)生破裂，但在碰撞結(jié)束后載貨油船的內(nèi)外殼結(jié)構(gòu)損傷均較空載的較大。因此，為了更真實的反映載貨載貨油船舷側(cè)碰撞損傷，不能忽略艙內(nèi)液貨的影響。

4 載貨油船仿真計算結(jié)果與分析

4.1 撞擊深度變化分析

撞擊深度是碰撞過程中撞擊船在撞擊方向上行進的距離，圖7為不同撞擊速度撞擊時撞擊深度隨時間變化曲線。從圖中可以看出，撞擊深度變化主要分為兩個階段。第一階段為撞擊船撞擊被撞船之前，由于撞擊船與被撞船之間存在一定距離，因此撞擊深度不隨時間變化，且恒定為零。第二階段為撞擊船接觸被撞擊船后，撞擊深度隨時間迅速增加。在此階段下，在相同撞擊時間下，撞擊速度越大，撞擊深度越深。這是由于撞擊速度越大，其撞擊能量越大使得在相同時間里，撞擊深度增長越快。

4.2 碰撞力分析

圖8為碰撞力隨撞深變化關(guān)系曲線。如圖所示，碰撞力變化趨勢基本一致，但在碰撞初期，即在撞深約為0.75 m之前，撞擊速度對碰撞力變化影響不大。此時撞擊船尚未撞破被撞船外殼，由于各組相撞船舶結(jié)構(gòu)模型一致，碰撞力變化基本一致。在碰撞中期，即撞深為0.75～2.2 m之間，碰撞力變化出現(xiàn)差異，主要體現(xiàn)碰撞力在撞深0.75～1.5 m之間隨撞擊速度增大而減小。通過后處理軟件查看得知，撞擊速度越大，舷側(cè)外殼破損時撞深越淺，由于外殼提前破損導(dǎo)致撞擊船所受阻礙作用較小，使得此時碰撞力相對越小。在后續(xù)碰撞過程中，即1.5～2.2 m之間，撞擊船與舷側(cè)結(jié)構(gòu)接觸作用，由于船艏及舷側(cè)結(jié)構(gòu)相同，因此在相同撞深下碰撞力變化區(qū)別不大。在碰撞后期，隨著船艏繼續(xù)推進，撞擊船通過舷側(cè)結(jié)構(gòu)接觸內(nèi)殼，由于內(nèi)殼一側(cè)為液貨，此時撞擊船所受阻礙作用驟增，而撞擊速度越大，所受阻礙越大，碰撞力迅速上升。

圖7 不同撞擊速度撞擊時撞深-時間曲線Fig.7 Penetration-time curve under the influence of striking velocity

圖8 不同撞擊速度撞擊時碰撞力-撞深曲線Fig.8 Collision force-penetration curve under the influence of striking velocity

圖9 不同撞擊速度撞擊時原油動能-撞深曲線Fig.9 Crude oil kinetic energy-penetration curve under the influence of striking velocity

圖10 不同撞擊速度撞擊時被撞船內(nèi)能-撞深曲線Fig.10 Struck ship internal energy-penetration curve under the influence of striking velocity

4.3 艙內(nèi)原油響應(yīng)分析

圖9 為艙內(nèi)原油動能隨撞深變化曲線。從圖中可以看出，原油動能變化主要分為四個階段：在碰撞前期，即撞深約為0.75 m之前，此階段撞擊船尚未撞破外殼，撞擊能量主要通過舷側(cè)結(jié)構(gòu)變形吸收，因此不同撞擊速度引起艙內(nèi)原油變化情況基本一致。在碰撞中期，隨著撞擊深度繼續(xù)深入，撞擊船撞破舷側(cè)外殼與雙殼間舷側(cè)結(jié)構(gòu)接觸作用。當(dāng)撞深在0.75～1.5 m之間時，撞擊速度越小，被撞船艙內(nèi)原油動能響應(yīng)越劇烈。從圖8中可以看出，此階段碰撞力與撞擊速度呈負(fù)相關(guān)，考慮到艙內(nèi)原油響應(yīng)存在滯后性，而推進相同撞深，撞擊速度越小，原油響應(yīng)時間長，使得原油動能迅速增加。在撞深為1.5～2.2 m之間時，撞擊船主要舷側(cè)結(jié)構(gòu)接觸作用，舷側(cè)結(jié)構(gòu)變形吸能，此階段艙內(nèi)液體動能變化平緩。在碰撞后期，即撞深約為2.2 m之后，此時撞擊船通過舷側(cè)結(jié)構(gòu)與內(nèi)殼發(fā)生作用，由于內(nèi)殼變形強迫艙內(nèi)液體流動，使得艙內(nèi)液體動能迅速增加。由于撞擊速度越大所造成內(nèi)殼變形越快，使得艙內(nèi)液貨變化越劇烈，原油動能增幅越大。

4.4 吸能分析

圖10反映了不同撞擊速度作用下被撞船內(nèi)能與撞深變化關(guān)系。從圖中可以看出，在撞深約0.75 m之前，被撞船內(nèi)能變化與撞擊速度關(guān)聯(lián)不大。被撞船內(nèi)能主要由船舶結(jié)構(gòu)變形吸能以及艙內(nèi)原油響應(yīng)產(chǎn)生的動能組成，結(jié)合圖5可以得知此時艙內(nèi)原油動能變化一致，同時考慮各對照組在相同撞深下船舶結(jié)構(gòu)變形吸能基本一致，因此此階段被撞船內(nèi)能變化基本一致。在碰撞中期，當(dāng)撞深在0.75～1.5 m之間時，撞擊船速度小，被撞船吸收能力反而越大，主要由于此時撞擊速度小原油響應(yīng)時間充足且撞擊速度越大引起外殼破損造成部分能量消耗。撞深在1.5～2.2 m之間時，此階段撞擊船主要與舷側(cè)結(jié)構(gòu)接觸作用，此階段結(jié)構(gòu)變形吸收能量基本一致，被撞船內(nèi)能變化較為緩和。在碰撞后期，即撞深在2.2 m之后，由于撞擊船與內(nèi)殼產(chǎn)生作用，碰撞能量主要傳遞給艙內(nèi)液貨，液貨動能迅速上升，導(dǎo)致被撞船內(nèi)能迅速增加，使得在碰撞末期三種狀況下被撞船吸收能量達(dá)到相同點。

5 結(jié)論

本文以載貨雙殼油船為研究對象，應(yīng)用ANSYS/LS-DYNA對比分析撞擊速度不同對雙殼油船舷側(cè)結(jié)構(gòu)碰撞性能的影響，得出如下結(jié)論。

（1）在碰撞初期，僅改變撞擊速度對碰撞力、艙內(nèi)原油動能及被撞船吸能影響不大。

（2）在碰撞中期，撞擊速度對雙殼油船碰撞性能產(chǎn)生較為明顯的影響。在被撞船舷側(cè)外殼破損時，撞擊速度小，被撞船受到碰撞力，艙內(nèi)液貨動能以及船舶吸能越大。

（3）在碰撞后期，在撞擊船作用內(nèi)殼時，撞擊速度改變對碰撞力及原油動能影響顯著，但船舶總體吸能在碰撞后期趨于一致。