張 健，陳 聰

(江蘇科技大學 船舶與海洋工程學院，江蘇 鎮(zhèn)江212003)

0 引 言

近年來，隨著中高緯度海域油氣資源的開發(fā)與利用以及北極航道的開辟，船舶與海冰的碰撞問題越來越受到船舶與海洋工程領域的關注和重視。據有關資料統(tǒng)計［1］，船舶與冰體的碰撞主要發(fā)生在船舶球鼻首區(qū)域及船舶肩部(首部向中部過渡區(qū)域)。船舶肩部線型往往變化較大，是船舶橫剖面從瘦削向豐滿過渡的區(qū)域，易與冰體發(fā)生碰撞，隨著船舶的前行，冰體侵入船體進而劃割船體外板及舷側板架結構。

《鋼制海船入級規(guī)范》(2006)第2 篇第4 章對航行冰區(qū)的加強提出了一些限制規(guī)定。根據船舶結構骨架形式的不同，相應的冰帶外板厚度和船體各構件的尺寸大小也有所不同。本文在規(guī)范的基礎上，對一油船進行冰區(qū)船舶肩部結構形式設計，并利用有限元分析軟件LSDYNA 研究其船－冰碰撞性能，從抗冰耐撞性能角度指出肩部結構采用橫向加強具有更強的優(yōu)越性，對于選擇冰區(qū)船舶結構加強方案具有重要的指導價值。

1 冰級規(guī)范下肩部結構加強設計

1.1 船舶參數

本文以1 艘成品油船為例，該船貨艙區(qū)域為雙底雙殼，單甲板，尾機型，單槳，單舵，球鼻型首，設12 個液貨艙，載貨量13 200 t，船體自身重量5 020 t，船舶的主要參數見表1。

1.2 冰級定義及劃分

目前，各主要船級社、相關國際組織關于冰區(qū)航行船舶結構加強規(guī)范已較為完善。按其適用船舶的服務航區(qū)冰情、工作性質、結構加強等級的不同，基本可劃分為當年冰冰區(qū)航行加強、多年冰冰區(qū)航行加強、破冰任務相關加強3 類。相應的冰級定義則按船舶服務航區(qū)內海冰冰齡、層冰厚度、強度的不同，大致可分為當年冰(當年冰齡，層冰厚度不超過1.2 m，海冰強度相對較低)與多年冰(2 年及2 年以上冰齡，層冰厚度最大可達3.0 m 以上，海冰強度高)兩大類［2］。

表1 油船的主要參數Tab.1 Dimension of oil tanker

CCS 按不同的冰況，將航行冰區(qū)的加強分為如下5 個冰級標志［3］:B1*－最嚴重的冰況;B1 －嚴重的冰況;B2－中等的冰況;B3－輕度的冰況;B －除大塊固定冰以外的漂流浮冰，如中國沿海情況。

本文假設該油船的航行冰區(qū)為中等冰況，故應按照B2 級冰級要求對其進行結構加強。

1.3 冰帶區(qū)域的劃分

進行冰區(qū)加強計算，首先要做好冰帶的劃分，冰帶即是需要結構加強的區(qū)域。冰帶可以分為冰帶首部區(qū)、冰帶中部區(qū)及冰帶尾部區(qū)3 個區(qū)域，如圖1 所示。

圖1 冰帶劃分示意圖Fig.1 The schematic diagram of ice belt division

由于本文研究的主要船冰碰撞區(qū)域為船舶肩部，即船舶防撞艙壁之后的不到平行中體的船舶前側部。因此，需要確定船舶肩部所處的冰帶區(qū)域。由圖1可知，該區(qū)域屬于冰帶中部區(qū)，所以該區(qū)域的船舶結構加強需按照冰帶中部區(qū)的要求來進行設計。

1.4 設計載荷的確定

設計冰壓力可由下式來計算:

經計算，p = 0.862 MPa。

1.5 外板加強的垂直范圍及板厚計算

外板的加強區(qū)域見上文冰帶劃分的范圍。原則上冰帶區(qū)域的外板都要加厚。這里我們只討論船舶肩部區(qū)域的板厚加厚，其他區(qū)域不做考慮。外板板厚的計算分為2 種:一種采用橫骨架式，一種采用縱骨架式［4］。冰帶外板的加強需根據肩部區(qū)域骨架形式的不同來設計。

橫骨架式冰帶區(qū)域的外板板厚由下式來確定:

縱骨架式冰帶區(qū)域的外板板厚由下式來確定:

經計算，采用2 種骨架形式的外板板厚的計算結果分別為19 mm 和21 mm。

冰區(qū)加強外板的垂直范圍如表2 所示。

表2 冰帶外板的垂向延伸距離Tab.2 The vertical extension distance of shell plate in ice belt

由該船的完整穩(wěn)性計算書可近似算出船舶肩部區(qū)域的平均最大吃水和平均最小吃水分別為8.4 m 和3.2 m。因此，船舶肩部冰帶外板的垂向范圍為2.7 ～8.8 m。

1.6 外板骨材加強的垂直范圍及剖面模數計算

外板骨材加強垂直范圍在規(guī)范中的要求如表3 所示。

表3 B2 級冰區(qū)加強外板骨材的垂向延伸范圍Tab.3 The vertical extension distance of shell aggregate in B2 ice-strengthening

由表3 可確定船舶肩部區(qū)域外板骨材加強垂直范圍為1.6 ～9.4 m。外板骨材大小通過計算來確定。

第1 種方案采用橫向肋骨的加強結構形式，骨材的剖面模數應按下式計算:

第2 種方案采用舷側縱骨加強和增設冰帶舷側縱桁結構形式，舷側縱骨的剖面模數應按下式計算:

位于冰帶內的冰帶舷側縱桁的剖面模數應按下式計算:

船舶肩部外板骨材分別采用橫向肋骨加強形式和舷側縱骨加強形式及增設冰帶舷側縱桁所選用的構件大小比較如表4 所示。

2 加強方式對船—冰碰撞的影響

2.1 冰體模型

文獻［5］根據挪威船級社(DNV)針對仿真計算所推薦的冰體形狀［6］，模擬了3 種形狀的冰體與船舶相撞，結果顯示棱角形冰體對船舶損傷最為嚴重，其次是平面形，圓弧形相對較輕。本文選取最危險工況——船舶撞擊立方體冰體棱角，用于模擬碰撞區(qū)有棱角的冰體與船舶相撞。冰體模型材料參數參照文獻［7］，如表5 所示。簡化后的冰體模型以及撞擊位置詳如圖2 所示。

表5 冰體模型材料參數Tab.5 The material parameters of ice

圖2 冰體模型及撞擊位置Fig.2 Ice model and impact location

2.2 加強方式及碰撞方案

1)加強方式Ⅰ

肩部結構按照規(guī)范進行橫骨架式加強;冰帶外板厚度為19 mm，舷側肋骨實取型材HP280×12，肋骨間距為0.8 m;外板加強的垂向范圍為2.7 ～8.8 m，肋骨加強的垂向范圍為1.6 ～9.4 m;肩部總質量為669.2 t。

2)加強方式Ⅱ

肩部結構按照規(guī)范進行縱骨架式加強;冰帶外板厚度為21 mm，舷側縱骨實取型材HP240×10，增設冰帶舷側縱桁，實取型材HP260×12，冰帶舷側縱桁距基線7.3 m;外板和舷側縱骨加強的垂向范圍與橫骨架式加強方式相同;肩部總質量為678.0 t。

圖3 兩種加強方式的骨架形式Fig.3 The framing shapes of two reinforced form

圖3 顯示的是橫骨架式和縱骨架式2 種加強方式的肩部局部骨架形式和各構件的示意圖。在保持船舶和冰體的運動速度不變，撞擊位置、角度相同的前提下，分別將采取2 種方式加強后的油船肩部與冰體相撞，對應地產生2 種碰撞方案。假設船舶在其長度方向的初速度為8 m/s，漂浮在水中的冰體在沿船舶航行方向的垂直方向上以2 m/s 的速度與船舶肩部發(fā)生撞擊，碰撞角度參照文獻［8］選取30°。這里的“碰撞角度”指的是正方體冰體上表面與基平面的夾角。

碰撞方案Ⅰ:肩部采取加強方式Ⅰ的油船撞擊正方體冰體的棱角;

碰撞方案Ⅱ:肩部采取加強方式Ⅱ的油船撞擊正方體冰體的棱角。

具體的碰撞示意圖如圖4 所示。

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

3 碰撞結果分析

3.1 碰撞損傷變形

圖5 為方案Ⅰ和方案Ⅱ在終點時刻(1.0 s)時油船肩部的損傷變形圖。從圖中可以看出，2 種方案下船體外板均發(fā)生了破裂，方案Ⅱ的面積比方案Ⅰ稍大，且方案Ⅱ橫隔板的破壞區(qū)域更大。

圖5 船體結構損傷變形圖Fig.5 The damage deformation of hull structure

冰體在2 種方案下終點時刻(1.0 s)的損傷變形如圖6 所示。不難發(fā)現，冰體的破損主要集中在接觸區(qū)域的棱角和棱邊，部分冰體碎屑脫離主體飛射出來。對應于方案Ⅰ，冰體的棱角和棱邊2/3 前的區(qū)域單元發(fā)生失效;對應于方案Ⅱ，冰體棱角至棱邊1/3 區(qū)域破損面積較大，而棱邊1/3 往后的區(qū)域只有棱邊單元發(fā)生了破壞。由于缺少了橫向肋骨的支撐，冰體更易于侵入船體內部，由起初的冰體的棱角與接觸區(qū)域相撞轉變?yōu)楸w棱邊與肩部結構相切。相應的方案Ⅱ的撞深也越大。

3.2 碰撞力

圖6 冰體損傷變形圖Fig.6 The damage deformation of iceberg

圖7 為2 種方案下碰撞力隨時間變化的歷程曲線。對應于方案Ⅰ，外板在0.46 s 左右出現第1 次破裂，最大碰撞力1.14E+7 N;對應于方案Ⅱ，在0.45 s 左右外板失效破裂，最大碰撞力為1.38E+7 N。碰撞力隨時間變化的歷程曲線在一定程度上反映了結構的強弱程度和各組成構件的失效情況。經對比發(fā)現，縱骨架式加強方案的碰撞力峰值比橫骨架式加強方案的碰撞力峰值大，但橫骨架式加強方案的整體碰撞力水平比縱骨架式加強方案大。這說明對于外板及舷側縱骨等單一構件來說，經縱骨架式加強的構件剛度更大，但對于整體結構而言，橫骨架式加強后的船舶的耐撞性能更強，橫向構件對船—冰碰撞的抵抗效果相比于縱向構件更加明顯。

3.3 能量吸收

圖8 為2 種方案下船體結構總吸能隨時間變化的歷程曲線。從圖中可看出:

1)方案Ⅰ和方案Ⅱ的結構總吸能—時間歷程曲線的趨勢大致相同，都是先增長迅速后趨于平緩，方案Ⅰ的結構吸能比方案Ⅱ更早趨于平緩。

2)在碰撞接觸的初始階段(0.1 s 以前)，2 種方案的吸能相差不大，且增長速度大致相同。

圖7 兩種方案下碰撞力－時間變化曲線Fig.7 The time history of the collision force of two schemes

3)隨著碰撞的進一步進行，方案Ⅰ的吸能要比方案Ⅱ增長快速，這是由于橫向構件對船—冰碰撞的抵抗作用更加明顯，橫向肋骨在冰體的擠壓碰撞下較快發(fā)生變形失效，進而吸能較多。

4)0.75 s 左右，方案Ⅱ結構的總吸能反超方案Ⅰ。此時，方案Ⅰ中冰體的運動方向已發(fā)生較大偏移，不再切割船舶內部結構，冰體與船舶結構只有摩擦作用。而方案Ⅱ中船舶的耐撞性能不及方案Ⅰ，冰體與船舶內部結構仍有稍許的切割作用，故其能量增長更快。

圖8 結構總吸能－時間歷程曲線Fig.8 The time history of total energy absorption

為了進一步分析船舶肩部各構件的吸能情況，表6 給出了2 種方案下碰撞區(qū)域各構件的吸能匯總。不難看出，外板始終是舷側結構最主要的吸能構件，約占總吸能的50%左右。其次，橫隔板以及平臺板對于冰載荷的抵抗作用也較為突出。此外，方案Ⅱ中舷側縱骨的吸能比方案Ⅰ大，而方案Ⅰ中舷側肋骨吸能百分比高于方案Ⅱ中冰帶舷側縱桁吸能百分比。

表6 各構件的吸能匯總Tab.6 Energy absorption capacity of structural components

4 結 語

通過上述分析，可得出以下結論:

1)外板是主要的吸能構件，它的吸能約占總吸能的50%左右，其次是舷側強力支撐構件，主要有橫隔板、平臺板、舷側肋骨、舷側縱骨等。

2)橫骨架式肩部結構與冰體相撞后結構的損傷變形更小，且在結構總吸能大致相同的情況下，橫骨架式肩部結構的總質量更小。從耐撞性能角度來說，橫骨架式肩部結構優(yōu)于縱骨架式肩部結構。

3)在提高船舶耐撞性時應考慮對船舶肩部縱橫強構件的加強，使碰撞沖擊載荷均勻地分配到各個構件上，縮小外板、橫隔板與其他構件的強度懸殊，有利于碰撞載荷在船體各個構件間的傳遞，進而從總體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．

［2］王燕舞，張達勛．冰級定義的有關分析及建議［J］．上海造船，2010(4):54 －58．

［3］中國船級社．鋼質海船入級規(guī)范［S］．2006．

［4］陳永．船舶冰區(qū)加強船體結構設計要點初研［J］．廣船科技，2005(2):1 －4．

［5］張健，萬正權，陳聰．船—冰碰撞載荷下球鼻艏結構動態(tài)響應研究［J］．船舶力學，2014(1):106 －114．

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

［7］宋祖廠，陳建民．海冰與獨腿簡易平臺碰撞動力分析［J］．中國海洋平臺，2009，24(2):19 －22．

［8］張健，張淼溶，萬正權，等．冰材料模型在船—冰碰撞結構響應數值仿真中的應用研究［J］．中國造船，2013(4):100 －107．