船舶搁浅论文不同礁石形状对双壳油船搁浅仿真的影响

1、浙江海洋学院航 海 类 专 业 专 题 论 文题 目： 不同礁石形状对双壳油船搁浅仿真的影响 学 院： 海运与港航建筑工程学院 学生姓名： 李苏鲁 专 业： 轮机工程 班 级： A11轮机1班 指导老师： 吴文锋 起止日期： 2015年1月17日-2015年5月23日 2015年5月23日中 文 摘 要摘 要双壳油船搁浅性能研究是船底结构设计的重要环节。双壳油船发生搁浅时材料和结构会发生大的位移和形变，双壳油船搁浅具有多重非线性特征。且在搁浅过程中存在多种不确定因素，因此若要通过建立一个精确的数学模型使问题得到完全解析是不可能的。经过多年的发展和实践研究，非线性有限元数值仿真计算已日益成为船舶

2、搁浅分析的主要方法。本文在已有的研究成果上应用非线性有限元软件ANSYS/LS-DYNA对双壳油船搁浅在不同形状礁石上进行数值计算，得到双层底结构的损伤变形模式、搁浅力和能量吸收结果，分析比较这些结果来得到一些重要结论，为日后船体结构设计提供一定的参考数据。 关键词：搁浅；非线性有限元仿真；礁石种类英 文 摘 要ABSTRACTThe study of ship ran around performance is an importance part of the hull structure design.Great shift and deformation of hull struetu

3、re will happen during the dynamic Process of ship stranding and colliding，so ship stranding takes on multi-non-linear feature.Given multiPle uncertaillties involved intotlle stranding Proeess，it is impossible to build a Preeise mathematieal module to figure out a thorough solution based on complete

4、analysis.After years of Praetieal researeh，non-linear FEA(Finite ElementAnalysis) simulation has beeome by far the most effeetive research method of ship stranding.Based on the exciting research results on the application of nonlinear finite element software ANSYS/LS-DYNA for double hull oil tanker

5、ran aground on the rocks in different shapets of numerical calculation,get the double bottom structure pattern of damage deformation, grounding force to obtain some importang conclusion,provide certain reference data for hull structure design in the future.Key Words：Ship grounding; Non-linear FEA An

6、alysis; The rock types目 录目 录第1章 绪论11.1 选题背景11.2 国内外研究现状11.3 本文工作内容3第2章 船舶搁浅的基本理论52.1 搁浅运动方程及求解方法52.2 搁浅经验公式6第3章 船舶搁浅有限元模型的建立73.1 问题描述73.2 模型建立73.3 模型简化83.4 材料模型选用83.5 单元类型83.6 建立有限元模型9第4章 数值仿真计算结果及分析104.1 能量吸收数值结果分析104.2 搁浅力模拟数值结果分析104.3 船底结构损伤形变114.3.1 搁浅于台形礁石114.3.2 搁浅于球形礁石134.3.3 搁浅于锥形礁石15结 论18参

7、考 文 献19致 谢21第1章 绪论1.1 选题背景随着海运事业以及造船技术的迅速发展，船舶数量迅速增长，船舶搁浅风险也显著提高1。1967年，TORRYCANYON号油轮在英吉利海峡发生触礁搁浅，十万多吨原油全部倾腹大海，使法国北部海岸污染严重，引起当时全世界的关注；1978年AmocoCadiz油轮在法国附近触礁引发船体断裂，溢出22万吨原油，使法国海岸250公里遭受污染，直接造成三亿美元损失；1989年ExxonValdez号油轮在威廉王子湾搁浅，泄漏三万七千吨原油，污染近7000km2海域，这起历史上最严重的海洋污染事故使当地遭到严重污染，导致当地的鲜鱼和鲜鱼资源近于灭绝，损失相关费用

8、高达50亿美元；1997年，俄罗斯Nakhodka号油船装载19000吨燃料油在日本海域遇到风暴折断成两半；2000年，GreenAlesund号在Haugesund附近搁浅沉没使得海洋环境在遭重挫。由此可见，双壳油船发生搁浅事故，不仅让船东和货主蒙受巨大损失，而且将会导致大面积海域污染。可以看出，为防止船舶搁浅事故的发生，虽然IMO对SOLAS公约和STCW公约进行了一系列修正和改革并实施ISM规则和PSC检查，但每年搁浅事故还会持续不断的出现，重大的搁浅事故发生还会发生，并造成重大损失，而且船舶发生触礁搁浅事故呈上升的趋势。无论是从造成损失的严重性、发生的频率等角度来说，都应该获得人们的关

9、注和研究。本文将在前人的基础上研究锥形、台形、球形礁石形状对双壳油船搁浅的影响，获得不同类型礁石对双壳油船搁浅影响的一般性规律。1.2 国内外研究现状船舶的搁浅问题需要对多方面问题进行分析，而且搁浅本身又是一种强非线性现象，因而研究难度较大。国内外对其研究虽然不多，但每年都有所增加，表明研究者们对船舶搁浅十分关注，因为每次灾难发生都会引起强烈反映，要求积极采取措施，防止类似事件再次发生。Wierzbicki(1995)2研究钝形物切割金属板时提出了金属板的形变模式和简化的理论方法，得到求解板的抵抗力和折叠波长的闭合解，随后Ohisub与Wang3给出切割板的上限解。Kitamura4对大比例模

10、型搁浅试验进行了数值仿真模拟，采用Motora等人提出的船舶附加质量和波浪阻尼的计算方法，油船在搁浅过程中的主要运动分量为纵摇、垂荡和纵荡，Kuroiwa5提出了基于切片法的船舶搁浅有限元模型，并且对发生于1975年的单壳油轮搁浅事故进行数值模拟，该油轮以12节的速度搁浅，造成底部180米长的破裂，数值模拟损伤形式与观察的损伤吻合得较好，破裂长度为192米。Paik和wierzbieki6将九种现有的板撕裂的解析或经验公式与试验进行了对比，simonsen和wierzbieki7研究了准静态下韧性金属板被有限宽度楔形物切割的问题，代表了船舶底部被礁石撕裂的碰撞场景，他们提出的公式没有考虑动态特

11、性，如果要应用到实际尺度的切割问题或者船舶搁浅问题时，现有的分析模型至少需要考虑应变率效应。Simonsen8-9提出一系列圆锥形礁石撕裂船底板的接触力解析表达式，并给出了各个构件抵抗力的闭式表达式，包括内外底板、纵骨、纵析、纵舱壁以及肋骨板和横舱壁，他考虑了塑性大形变以及摩擦断裂的影响，并假定构件交叉点在整个形变阶段保持完整，并且通过实例计算验证了建立的模型的有效性。Card10首次进行了搁浅事故的统计工作。Minorsky的经验公式被Vanghan11运用至船舶搁浅领域，他假设体积能量与表面能量分别为船舶搁浅吸能的两部分，并通过试验得出能量比例系数。然而他在试验过程中忽略了很多因素，因此得

12、到的经验公式和Minorsky的相差不大。Vanghan提出从实验研究来估算厚度为1.9mm船底钢板在搁浅过程中撕裂所需要能量，并且通过对实验数据的分析得出用来估算LNG船搁浅损伤的经验公式。Jolles12在Vanghan的基础上进一步研究厚度为6.1mm的船底钢板在船舶搁浅形变过程中造成的能量损失，并且通过对实验数据的分析再一次得到了计算搁浅所需能量的经验公式。Kavlie与Amdahl13对1/5缩尺的双层船底结构进行了垂直搁浅实验与数值模拟。Simonsen在考虑摩擦、大塑性形变及断裂之后提出了一组用来计算圆形礁石船底响应及形变的表达式14，为了验证其理论的正确性，后来在美国海军水面作

13、战中心进行了四次大尺度的试验15。Zhang和Perdersen16分析了大量船舶搁浅和碰撞事故损失的数据，评估了船舶材料与尺寸等结构设计对搁浅与碰撞的影响，结果说明搁浅与碰撞的相对损伤长度受到船舶尺寸的影响。Zhu等17在Lloye的统计调查报告与损伤数据基础上，将半经验公式与应用理论模型相结合，评估了船舶搁浅的损伤范围，得到滚装船发生搁浅事故后损伤长度的分布情况，同时提出船底与圆锥形礁石发生搁浅撕裂情形下结构抵抗力的评估方法。高震18将船舶搁浅非线性有限元仿真计算分析的结果与两次船舶搁浅实地试验的结果进行比较，证明了非线性有限元显式积分法适用于船舶搁浅问题的研究。日本ASIS协会在国际船舶

14、结构大会报告19中报告了他们于1993年进行的大量船舶搁浅试验。2004年至2006年，王自力与刘峰20-23做了基于Simonsen假设的船舶高能搁浅外部动力学的数值仿真，并提出对应的简化计算公式，同时分析船舶双层底在高能搁浅情况下的损伤特性，提出Y-Floor新型抗搁浅结构。王自力和李江涛24做了关于船舶搁浅于刚性斜坡上的数值仿真研究。陈志坚25计算了小水线面双体船的搁浅强度。Samuelides等26对圆锥型礁石撕裂双壳船底的现象进行模拟研究，分析了边界条件和网格大小等因素对接触力造成的影响，证明纵桁的褶皱形变现象在细网格下更加明显。Simonsen等27利用非线性有限元数值仿真分析结果

15、和全尺度模型试验的结果数据，提出一个新的半经验公式，可以利用该公式预测船舶搁浅损伤，并利用该损伤数据来定义冲击速度、损伤范围的高度和宽度和搁浅位置等不同的冲击场景。1.3 本文工作内容双壳油船搁浅的过程中，由于船体的材料和结构会发生较大的位移和形变，故双壳油船搁浅是一个强非线性问题，因此想要获得一个精确的解析解几乎是不可能的，本文将在前人研究的基础通过ANSYS软件建立双壳油船搁浅的有限元模型，并将礁石分为锥形、球形、台形三类，通过数值模拟计算，获得不同类型礁石对双壳油船搁浅影响的一般性规律。本文具体的工作内容如下：（1）简述双壳油船搁浅研究有重要的实际意义并对船舶搁浅领域的研究现状做简要介绍

16、；（2）阐述船舶搁浅的基本理论；（3）应用ANSYS建立双壳油船搁浅的简化模型；（4）采用非线性有限元分析方法对双壳油船搁浅于不同形状礁石下做求解运算，并对模拟得出的数据进行比较从而得出一般性结论；（5）总结全文。第2章 船舶搁浅的基本理论2.1 搁浅运动方程及求解方法本文在分析时采用适用于求解瞬时动态变化问题的有限元求解方法25显示积分法对常微分方程组进行求解，得到搁浅船舶的运动方程： (2.1)式中，M是质量矩阵；C是阻尼矩阵；K是刚度矩阵；a是加速度矢量；v是速度矢量；k 是位移矢量；Fes是外力矢量。将方程(2.1)进行显式动力分析，分析过程如下： (2.2)在基于中心差分法进行的AN

17、SYS/LS-DYNA显示动力分析过程中是无需进行矩阵分解或求逆的。由于显示积分的精确度与时间步长息息相关，因此确定好积分的时间步长对于用显示积分算法求解船舶搁浅问题时尤为重要，应保证时间步长不能大于某一临界时间步长。临界时间步长为模型单元特征长度与材料声速的比值，具体表达式如下： (2.3) (2.4)式中，Le代表模型单元特征长度；c代表材料声速；E代表弹性模量；代表材料密度；代表泊松比。船舶搁浅问题中，影响时间步长最主要的因素是单元的尺寸，因为船舶结构的材料大都是相同的，因此控制单元尺寸、简化有限元模型对于提高计算效率影响甚大。对于单元尺寸的定义和有限元模型的简化将在下文提到。2.2 搁

18、浅经验公式早在1950年，Minorskv26就率先提出了用于船舶搁浅的经验公式，并得到了广泛的应用。不过该公式并没有反应材料属性、损伤模式和结构布置等的差别，只是建立了能量吸收与材料损伤体积之间简单的线性关系。直到1999年，zhang27在Minorskv的基础上提出了用于船舶搁浅分析的简便方法。其实，船舶结构的变形模式经常是由多种复杂的变形模式组合在一起的，以下主要介绍三种基本变形模式的能量吸收表达式。(1) 压溃或褶皱变形模式 (2.5) (2.6)式中t代表压溃板的平均厚度，d代表压溃截面的平均宽度，代表材料的损失体积。和分别代表损伤长度和宽度，而代表等效板厚。(2) 拉伸变形模式

19、(2.7) (2.8)式中，代表材料的流动应力，代表临界断裂应变，代表材料延性，代表材料的损失体积。(3) 撕裂变形模式 (2.9)式中t代表板的等效厚度，包括撕裂方向的加强筋与桁材，l代表临界撕裂长度，一般取损伤宽度或楔形物长度的2倍。式(2.5)和式(2.7)的加和一般用来求解估算船舶舷侧碰撞的变形能。而式(2.9)用来求解估算船舶搁浅时的搁浅变形能。第3章 船舶搁浅有限元模型的建立3.1 问题描述本文选择搁浅的船舶为一艘5万吨级双壳油船，双层底之间的高度约为1.5m，考虑到搁浅损伤的局部特性并节约计算成本，所以模型中的搁浅舱选取了 部分舱段，假定该船以5m/s的初始航行速度分别搁浅在3种

20、不同类型的礁石上，且假定搁浅位置不变，并定义摩擦系数为0.15。3.2 模型建立建立船体几何模型不仅是有限元分析的基础，还占据整个有限元分析过程中大部分的时间，因此选择恰当的几何模型建立方法尤为重要。本文采用了自底向上的建模方法，遵循关键点、线、面、体的顺序进行建模。首先定义关键点，然后利用相邻的关键点逐级向上定义线、面、体等高级图元。下图分别是建成后的双层底和台形礁石、球形礁石、锥形礁石的几何模型。图3.1 双层底几何模型Fig. 3.1 Double bottom structure geometry model 图3.2 台形礁石几何模型 图3.3 球形礁石几何模型 图3.4 锥形礁石几

21、何模型Fig. 3.2 The geometric model Fig. 3.3 The geometric model Fig. 3.4 The geometric of table structure of ball structure model of reef structure3.3 模型简化1由于内部机理主要研究结构的损伤形变和受力，而船舶搁浅的局部损伤特性非常明显，在与礁石相接触的船体结构会发生显著的大形变，包括撕裂、屈曲、凹陷等多种损伤模式，而非接触区域的形变非常小，因此，进行内部机理仿真中没有必要建立整船的有限元模型，而是建立与礁石相接触的区域以及周围部分区域的局部仿真模型，

22、若采用局部模型以一定的初速度冲击礁石，重量重心参量可以调节与实船相同，但由于局部模型的转动惯量远远小于实船的转动惯量，必然导致结构的损伤形变和运动轨迹与实际情况相差巨大，因此，本文中采用礁石以一定初速度冲击船体结构，并将礁石结构简化成锥形、球形、台形的刚体。2在船舶搁浅过程中，由于尺寸相对较小构件的能量吸收能力很小，对搁浅响应分析影响不大，并且网格划分时容易出现极小单元而导致计算量太大减慢甚至终止，因此将上述构件进行合理的等效处理，双壳油船搁浅的内部机理着重研究与礁石接触的船体局部结构的损伤形变、受力和能量耗散。3.4 材料模型选用船舶搁浅问题是冲击载荷作用下的一种典型的非线性分析，具有极其明

23、显的动力特性，与礁石相接触的船舶结构会发生非常明显的塑性大形变，因此对于船体则采用最为常用的塑性动态模型（Plastic kinematics model）,并考虑应变硬化，预先假设一个最大的塑性无效应变，且所计算的单元达到最大塑性失效应变，则单元失效，所对应的构件破坏，不在承受任何外在负荷。船舶结构材料为低碳钢，其材料模型采用应变敏感性的Couper-symonds本构方程，最大失效应变为0.15。礁石的刚度一般远大于搁浅船底的结构，为此对礁石采用刚性材料。3.5 单元类型船体本文采用SHELL 163单元，对于礁石本文则采用Solid 163单元，在壳单元算法中，SHELL 163单元在A

24、NSYS/LS-DYNA中提供了12种算法供各种研究。由于在船舶搁浅模拟过程中，薄壳会发生弯曲和大形变，因此本文采用了具有容忍弯曲能力且可以使用绝大多数材料模型的算法，即The Belytschko-Wong-Chiang算法进行计算。3.6 建立有限元模型在确定几何模型、单元类型和材料类型后，要对船舶和礁石的模型进行网格划分。有限元网格的精细程度、形状和质量直接影响到计算结果的准确性和计算的时长。为提高计算精度与分析效率，必须划分前对网格的精细程度、形状和质量进行规划。一般情况下，网格过细，虽然计算结果比较准确，但是要花费很多的时间来计算。网格过粗，虽然计算时间比较少，但是计算结果不精确。本

25、文中，由于船舶底部结构会发生显著的塑性形变，因此采用的网格较精细，而其他结构的形变不大，因此采用的网格较粗。除此之外，由于礁石被定义为不可形变的刚体模型，而且不是本文的研究重点，因此采用的网格也较粗。网格的形状和质量对计算结果的影响也很大，少使用三角形单元，多使用具有一定边长比的规则四边形单元。若迫不得已要用到三角形单元的话，则尽量采用等边三角形单元，以避免过小边长而出现畸形形变的情况。由于搁浅有限元模型之间的差别仅为礁石形状，为此本文给出船舶搁浅在台形礁石的情景下，有限元模型如图3.5所示：图3.5 船舶搁浅在台形礁石下有限元模型Fig.3.5 The platform element mo

26、del of the ship aground第4章 数值仿真计算结果及分析4.1 能量吸收数值结果分析图4.1是船舶搁浅于三种不同礁石形状下双层底结构能量吸收随时间变化的曲线图。由图可知船舶搁浅于台形礁石情形下船底结构吸收的能量明显大于搁浅于其他两种礁石的情形，这是因为船舶在台型礁石处发生搁浅时，该处的纵桁、纵骨、内外底板及肋骨均发生了形变，相比搁浅于球形与锥形礁石下多了纵桁这一形变构件，故搁浅于台形礁石下船舶双层底结构吸收的能量较搁浅于其他两种礁石情况下吸收的能量要多。由此可见船舶搁浅在台型过程吸收了的能量最多，使船体形变最为严重。图4.1 能量-时间曲线Fig.41 Energe Den

27、sity curves4.2搁浅力模拟数值结果分析搁浅力指的是搁浅船舶在运动过程中不同礁石和船底之间的相互作用力。上文提到双层底结构搁浅的损伤形变区域为狭长的纵向接触区域，由此可知搁浅路径主要为纵向方向，因此选取Z向的搁浅力进行研究更有参考价值。图4.2是搁浅在不同的礁石形状下力随时间变化的曲线图。由图可知，在刚开始阶段台形礁石的搁浅力总体大于其他两种礁石的搁浅力。这是因为搁浅后台型礁石主要与外底板、纵桁、纵骨及肋骨发生接触，而锥形礁石与球形礁石主要是在外底板、纵骨及肋骨中发生搁浅，少了纵桁的支持，故台型礁石的搁浅力比其他两种礁石搁浅力大。三种礁石搁浅情形下的搁浅力曲线具有相似的变化规律：搁浅

28、力曲线出现一些峰值，这是因为礁石作用于船体构件时，构件的搁浅力逐渐增大，直至出现峰值，而当构件某部分出现破坏或失效后峰值便会出现卸载。图4.2 搁浅力-时间曲线Fig.4.2 Force curves4.3 船底结构损伤形变本文主要研究了双壳油船搁浅于三种礁石情形下船底的结构损伤形变。这两三种搁浅情形虽然礁石形状不同，但是各构件的损伤形变模式大多相同，不同之处在于损伤的范围和程度。因此本文从船底的主要组成构件：纵骨、纵桁、肋骨、外板、内板的形变情况来分析船底结构的损伤形变模式。4.3.1 搁浅于台形礁石通过后处理程序LS-Prepost分析得出的结果，船体底部发生凹陷形变的时间为碰撞初期到第0

29、.6秒，图4.3至图4.6为搁浅在台形礁石下船体结构分别在第0.12秒，0.24秒，0.36秒和第0.6秒的双层底结构的损伤形变图。图4.3 t=0.12s 船体形变图Fig.4.3 t=0.12s Hull transformation diagram由上图可以看出，在碰撞刚开始时，船体外板已发生明显凹陷，底部的强构件应力相对较大，尤其是强肋板和毗部肘板。图4.4 t=0.24s 船体形变图Fig.4.4 t=0.24s Hull transformation diagram船底外板的凹陷剧烈增加，更多的内部构件受到的应力增加并发生较大形变吸收搁浅碰撞的初动能，尤其是强肋板应变和应力最大，内

30、底板与底部构件相互作用也向船体内部凹陷。图4.5 t=0.36s 船体形变图Fig.4.5 t=0.36s Hull transformation diagram图4.6 t=0.6s 船体形变图Fig.4.6 t=0.6s Hull transformation diagram随着船体结构的形变吸收能量，搁浅碰撞的初始动能逐渐减小，船舶逐渐向上，船体上升，脱离搁浅路径，所以从0.36s到0.60s船体凹陷形变增加较小，搁浅碰撞导致的船体损伤接近尾声。能够较清晰地看出船舶的底部结构发生了较严重的形变，其他部分如舷侧舱壁形变较小，发生这种特征形变的原因在于搁浅时船舶底部受到的冲击能量很大，在一瞬

31、间形成相当大的冲击力。船舶的底部结构在这样的冲击力的作用下，搁浅碰撞部位的应力超过材料的极限应力发生塑性形变，同时吸收到较多能量，导致船体的动能降低，这就使得船体其他结构因搁浅而受到的应力较小，还在弹性范围之内，没有导致大形变。除了船体的外底板发生较大形变之外，船体的内底板和船体底部的板架构件发生复杂的相互作用也都发生了形变。4.3.2 搁浅于球形礁石 同样，分析双壳油船搁浅于球形礁石情况下，也选出了其中4个有代表性的搁浅时间对搁浅部位船底结构损伤形变进行分析，下图是在不同时间的船底结构损伤形变图。图4.7 t=0.12s时损伤形变图Fig.4.7 t=0.12s Hull transform

32、ation diagram在碰撞刚开始外板已发生明显凹陷形变，船底部的强构件应力较大，尤其是外板和纵桁。图4.8 t=0.24s时损伤形变图Fig.4.8 t=0.24s Hull transformation diagram可看出，船底外板形变剧烈增加，内底板与底部构件相互作用也向船体内部凹陷。图4.9 t=0.36s时损伤形变图Fig.4.9 t=0.36s Hull transformation diagram图4.10 t=0.60s时损伤形变图Fig.4.10 t=0.60s Hull transformation diagram随着船体结构的形变吸收能量，搁浅初始动能逐渐减小，船体

33、上升，脱离搁浅路径，与搁浅台形礁石形状类似，搁浅碰撞导致船体损伤接近尾声，除了船体的外底板发生较大形变之外，船体的内底板和船体底部的板架构件发生复杂的相互作用，也都发生了形变。4.3.3 搁浅于锥形礁石在船舶搁浅在锥形礁石情况下，本文在分析结果中选出了其中4个有代表性的搁浅时间对搁浅部位船底结构损伤形变进行分析，下图是在不同时间的船底结构损伤形变图。图4.11 t=0.12s船体形变图Fig.4.11 t=0.12s Hull transformation diagram在0.12s时，船体刚刚与礁石接触，还没有发生撕裂或者形变，但船底结构与锥形礁石尖顶接触的单元受到相当大的应力，即将失效。图

34、4.12=0.24s船体形变图Fig.4.12 t=0.24s Hull transformation diagram在0.24s时，船体外板在与锥形礁石尖顶接触的单元失效，发生穿透。图4.13 t=0.36s船体形变图fig.4.13 t=0.36s Hull transformation diagram在0.36s时，锥形礁石与路径上的肋板发生激烈碰撞，引起整个底部结构复杂的应力响应，此时船体内底板单元即将发生失效，造成撕裂。由图可以看出，船体与锥形礁石搁浅碰撞时，船体的内外底板的损坏以撕裂为主，伴随着一定的弯曲凹陷形变，这是由于礁石逐渐嵌入船体造成的。底部结构中较小的纵骨主要随着内外底板

35、的形变而发生弯曲和破裂，在与礁石接触的位置发生失效。强肋板在与礁石碰撞时具有了较大的应力和应变，引起整个底部结构的应力变化，发生复杂的相互作用。图4.14 t=0.84s损伤形变图Fig.4.14 t=0.84s Hull transformation diagram船体底部结构的形变进一步发展，与锥形礁石接触的大部分强肋板即将破裂失效，在横骨架被破坏之后，船体的内外底板受到较大破坏，锥形礁石肩部嵌入船体，搁浅损伤将进一步扩大。由可以看出，船体与尖顶礁石搁浅碰撞时，船体的内外底板的损坏以撕裂为主，伴随着一定的弯曲凹陷形变，这是由于礁石逐渐嵌入船体造成的。底部结构中较小的纵骨主要随着内外底板的形

36、变而发生弯曲和破裂，在与礁石接触的位置发生失效。强肋板在与锥形礁石碰撞时具有了较大的应力，引起整个底部结构的损伤形变，发生复杂的相互作用。结 论本文在前人研究工作的基础上，建立了船舶搁浅系统的有限元模型，在满足精度与实验一致性的条件下，用较小规模的有限元模型和较少的机时对搁浅在三种不同礁石情况下的硬搁浅进行了有限元模拟，分析了模拟过程中的船体应力、应变和能量变化情况，得出了一些结论。本文具体得到了结论如下:1.本文分析整理了国内外对船舶搁浅碰撞研究的经验方法、解析方法、试验方法和有限元方法，总结这些方法的利弊和今后的发展趋势，并在这些研究成果的基础之上开始进行建立船舶硬搁浅的有限元模拟。2.对

37、船舶硬搁浅的外部动力学的解析方法进行了讨论，提出船舶硬搁浅外部动力学简化模型，为有限元分析中模型的简化和各种条件的确定打下基础。3.由于船舶的硬搁浅会导致材料、结构产生较大的形变和位移，还是一个动态的碰撞过程，具有了材料、几何、接触多种非线性特征，所以本文就非线性有限元的算法进行了研究讨论。4.对双壳油船搁浅在锥形、台形、球形礁石下的三种不同工况进行了有限元模拟，运用ANSYS/LS-Prepost后处理程序对模拟的结果进行观看，得到了一系列的应力结果图和时间历程曲线，根据这些结果，对硬搁浅时船体结构的形变、应力、能量变化特征进行分析。参 考 文 献1 AMDAHL J. KAVLIE D.

38、Analysis and design of ship structures for grounding and collision C. Proceedings of 5th International Symposium on Practical Design of Ship and Mobile Units. UK: London,1992:1101-1114.2 WierzbiekiT.Coneeriena Tearing of metalplates，Intemational Joumal of Solid sand Struetures，1995，32:2923-29433 Len

39、selink H， Thung KG.Numerieal simulations of the Duteh一JaPanese full scale eollision tests.DNV-MIT workshop on mechanies of ship collision and grounding.EditedbyO.Astrup，1992.4 KITAMURA O.Numerical simulation of large scale grounding testA.Proceedings of Confereneeon Prediction Methodology of Tanker

40、Structural Failure and oil SPill(ASIS)C，Tokyo，JaPan，1995.4.1-4.27.5KUROIWAT.Numerieal simulation of actual collision and grounding accidentsA.Proe.Int.Conf.Designs and Methodologies for Collision and Grounding Protection of ShipsC， San Franeiseo USA，1996.7.1-7.12.6 PAIK J K，WIERZBICKI T.A benehmark

41、study one rushing and cutting of Plated structuresJ.Journal Of ship Research，1997，41(2)7 SIMONSEN BC and WIERZBICKI T.PLASTICITY， FRACTURE AND FRICTION IN STEADY一STATE PLATE CUTTING. JInt.L lmPaet Engng，Vol.19，No.8，PP.667一691，9978 Simonsen B C. Plate tearing by a cone J.International Journal of Mech

42、anical Sciences，1998，40 (11): 1145-1158. 9 Simonsen BC.Ship grounding on Roek Validation and Application.J Marine Strueture.10 CARD J C. Effective of double bottom in preventing oil outflow from tanker damage incidents J. Marine Technology, 1975, 12(1):60-64.11VAUGHAN H. Bending and tearing of plate

43、 with application to ship-bottom damage J. Naval Architects, 1978, 97:97-99.12 Jones N. Plastic behavior of ship structure. Transaction Sname, 1983, 88.13 AMDAHL J. KAVLIE D. Analysis and design of ship structures for grounding and collision C.Proceedings of 5th International Symposium on Practical

44、Design of Ship and Mobile Units. UK: London, 1992:1101-1114.14 Simonsen B C. Ship grounding on rock-I. Theory J. Marine Structure, 1997(10): 519-562.15 Simonsen B C. Ship grounding on rock-II. Validation and application J. Marine Structure, 1997(10):563-584.16 PERDERSEN P T. ZHANG S. Effect of ship

45、structure and size on grounding and collision damage distributions J. Ocean Engineering, 2000.27(11):1161-1179.17 Ling Zhu, Paul James, Shengming Zhang.Statistics and damage assessment of ship grounding. J Marine Structures, 2002:15:515-530.18 李雅宁,高震,顾永宁.试样极限塑性和船舶触礁模型试验校准计算J.船舶程,2002,6,13-16.19 Paik JK, AmdahI A, Barltrop N, Donner ER, Gu Y, lto H, LudolPhy H. Pedersen PT, Rollr U, Wang G. ISSC committee V. 3, collision and grounding. In:International ship and offshore structure congress.