补给作业船舷侧碰撞损伤环境研究

赵 南，刘俊杰，李政杰，胡嘉骏（中国船舶科学研究中心，江苏 无锡24082；2江苏省绿色船舶技术重点实验室，江苏 无锡24082）

补给作业船舷侧碰撞损伤环境研究

赵 南1，2，刘俊杰1，2，李政杰1，胡嘉骏1
（1中国船舶科学研究中心，江苏 无锡214082；2江苏省绿色船舶技术重点实验室，江苏 无锡214082）

基于横向补给作业中各个阶段可能出现的舷侧碰撞模式所确定的两船碰撞发生时的夹角和补给作业船受撞位置，进行横向补给作业船舷侧碰撞损伤仿真研究。分析了补给作业船的吸能特性和碰撞过程中两船的运动状态，获得了碰撞力、能量吸收和损伤变形的时序结果。该文的研究可对于开展补给作业船舷侧碰撞结构损伤评估、舷侧抗撞结构的优化设计提供指导。

补给作业船；横向补给；舷侧碰撞损伤；碰撞力；能量吸收

0 引 言

根据有关资料统计，在全球发生的海难事故中，有40%以上是由于碰撞引起的[1]。一旦发生碰撞事故，轻者会造成船舶的结构变形，重者可能造成船壳板破裂、舱室进水，导致物资流失、油料泄漏、海洋环境污染等，甚至会造成船体断裂、沉没，后果不堪设想。

在船舶碰撞研究领域中，其工作主要集中在对商用船舶的结构损伤特性分析和抗撞性能的评估上[2-5]，而补给作业船舶由于作业时要与接收船保持很近的间距，尤其是在航行补给过程中受到海洋环境影响或者人员操纵失误时很容易发生船舶碰撞事故。目前，对于补给作业船舶碰撞问题的研究工作开展得很少。在各种补给方式中，由于航行横向补给的作业效率最高，已成为海上补给采用的主要方式，但这种补给方式下也最容易发生船舶碰撞事故，对于补给作业船来说，碰撞往往会造成船体舷侧部位的结构损伤，而损伤程度是由事故发生时的碰撞模式决定的。碰撞模式是由发生碰撞时两船的船型、装载状态、运动姿态、航速和相对位置等因素决定的，只有对可能出现的碰撞模式进行碰撞分析，才能对补给作业船的抗撞特性做出合理的评估。

本文基于文献[6]中所研究的横向补给过程中的碰撞模式，应用非线性有限元动态响应分析程序MSC/DYTRAN对横向补给作业船舷侧结构的碰撞性能进行了深入研究，分析了补给作业船吸能特性以及碰撞过程中两船的运动状态，并获得碰撞力、能量吸收和损伤变形的时序结果。本文的研究对横向补给作业船的结构耐撞性优化设计具有重要的指导意义。

1 研究方法

1.1 仿真基本假设及处理方法

典型碰撞模式下有限元数值仿真模拟计算是基于以下假设及处理开展的：

（1）补给船（被撞船）舷侧受撞时，主要是接收船（撞击船）的船艏撞击补给船的舷侧，撞击船船艏的结构刚度要大于被撞船舷侧，因此假设接收船为刚体；

（2）由于碰撞时间较短，碰撞发生时两船都采取了制动措施，即停止推进器的工作，因此忽略碰撞过程中推进器做功；

（3）碰撞过程时间较短，主要对撞击区的结构造成损伤，离碰撞区较远的船体结构变形较小，对碰撞区的舷侧构件进行了较为精确的模拟并细化，而对非碰撞接触区的构件则进行了一定简化，采用粗网格模拟；

（4）考虑到相撞两船周围海水介质的影响，船体运动与海水介质之间会有流固耦合作用，以船体附加质量的形式来代替这种作用，横荡的附加质量系数取0.9，纵荡的附加质量系数取0.04；

（5）采用主从面自适应接触算法处理接收船与被撞船之间的接触问题，从面定义在接收船上碰撞接触区域，主面定义在被撞船上碰撞接触区域，并且在被撞船接触区构件上定义自身接触。

1.2 材料的应变率敏感性

撞击船和被撞船均采用壳单元进行模拟，由于碰撞引起的结构损伤变形主要集中在撞击接触区域，因此对该区域构件网格进行了细化，远离接触区域的结构采用粗网格进行模拟。由于船舶所使用的低碳钢塑性性能对应变率高度敏感，因此，在材料模型中引入Cowper-Symonds本构方程来计算材料的动屈服应力：

式中：σε′是材料在塑性应变率ε˙时的动屈服应力，σ0是材料的静屈服应力，D和q是与材料相关的常数，对于船用低碳钢D取40.4，q取5[7]。

1.3 摩擦计算

碰撞发生时，两船间的接触面位置和区域、接触力的大小和方向等都会随着碰撞过程的进行而发生变化，本文采用MSC/Dytran的主—从面接触算法模拟碰撞发生时两船之间的接触。对于滑动产生的接触面间摩擦力，采用经典的库伦摩擦定律近似计算：

式中：μs为静摩擦系数，μk为动摩擦系数，β为指数衰减系数，ν为主从接触面之间的相对滑动速度。对于两船碰撞过程，静摩擦系数μs取为0.15，动摩擦系数μk取为0.1，指数衰减系数β取为7.0。

2 碰撞有限元模型

本文采用MSC.Patran建立的撞击船与被撞船有限元模型，整个模型采用面单元模拟，其中补给作业船有限元模型中面单元个数为81 548，接收船有限元模型中面单元个数为59 606，各个碰撞模式下碰撞区域有限元模型如图1所示。

撞击船采用刚性材料，被撞船结构材料为船用低碳钢，材料采用线性强化弹塑性模型，材料密度为7.8×103kg/m3；弹性模量为2.1×1011Pa；硬化模量为1.18×109Pa；屈服应力为2.35×108Pa，泊松比为0.3。

图1 撞击船船艏、被撞船艏部和船舯碰撞区模型Fig.1 The FE model of fore of striking ship,fore and midship broadside area of struck ship

3 典型舷侧碰撞模式

3.1 碰撞模式1：进入补给阵列前撞击船以18 kns航速追补给船

当撞击船在进入补给阵列前以18 kns航速行驶，被撞船以12 kns航速行驶，两船夹角为5°时，根据文献[6]得到两船碰撞模式如图2所示。

3.2 碰撞模式2：撞击船进入补给阵列过程中位置调整

根据文献[6]中确定的补给作业位置调整过程碰撞模式，被撞船以12 kns航速行驶，撞击船航速为16 kns，夹角为12.43°时，两船的碰撞模式如图3所示。

3.3 碰撞模式3：补给作业时的碰撞（1）

根据文献[6]确定的补给作业过程中的碰撞模式中，被撞船与撞击船航速均为16 kns，并考虑两船有3°艏摇角，此时两船夹角为13.15°，该模式对应的碰撞模式如图4所示。

3.4 碰撞模式4：补给作业时的碰撞（2）

根据文献[6]确定的补给作业过程中的碰撞模式中，被撞船与撞击船航速均为16 kns，并考虑两船有3°艏摇角，此时两船夹角为7.52°，该模式对应的碰撞模式如图5所示。

图2 碰撞模式1损伤环境Fig.2 Damaged environment of collision mode 1

图3 碰撞模式2损伤环境Fig.3 Damaged environment of collision mode 2

图4 碰撞模式3损伤环境Fig.4 Damaged environment of collision mode 3

图5 碰撞模式4损伤环境Fig.5 Damaged environment of collision mode 4

4 碰撞损伤环境数值计算

4.1 被撞船舷侧受撞损伤

针对上述四种碰撞模式进行碰撞损伤环境数值仿真计算研究，碰撞模式1仿真计算时间为3.5 s，其余三种碰撞模式仿真时间为2.5 s。图6-13给出三种碰撞模式下碰撞力最大时刻的舷侧结构损伤变形图。从被撞船舷侧受撞损伤变形图可以看出，四种碰撞模式下，撞击船艏部与被撞船舷侧板发生碰撞接触，由于两船有相对滑动，受撞区随着碰撞过程的进行在不断变化，被撞船舷侧外板及舷侧纵骨产生了明显的变形，接触区壳板的应力超过了材料的屈服应力，接触区的局部构件已经屈服，产生了塑性变形，但壳板没有发生破裂，主要构件没有破坏。碰撞主要造成了被撞船舷侧局部区域构件的损伤变形，远离碰撞接触区的构件损伤变形较小。对于碰撞模式1而言，由于碰撞发生时两船夹角相对较小，主要由撞击船艏部受到碰撞力作用向外侧反弹，而导致的撞击船艏部与被撞船舷侧发生滑动刮伤，因此损伤区域狭长。与碰撞模式1相比，碰撞模式2、3、4中由于两船之间夹角增大，使得被撞船舷侧结构的损伤变形更为严重，损伤区域也更大。

图6 模式1中被撞船舷侧结构损伤变形Fig.6 Broadside damaged of struck ship in mode 1

图7 模式1中被撞船舷侧肋板及骨材损伤变形Fig.7 Floor and stiffener damaged of struck ship in mode 1

图8 模式2中被撞船舷侧结构损伤变形Fig.8 Broadside damaged of struck ship in mode 2

图9 模式2中被撞船舷侧肋板及骨材损伤变形Fig.9 Floor and stiffener damaged of struck ship in mode 2

图10 模式3中被撞船舷侧结构损伤变形Fig.10 Broadside damaged of struck ship in mode 3

图11 模式3中被撞船舷侧肋板及骨材损伤变形Fig.11 Floor and stiffener damaged of struck ship in mode 3

图12 模式4中被撞船舷侧结构损伤变形Fig.12 Broadside damaged of struck ship in mode 4

图13 模式4中被撞船舷侧肋板及骨材损伤变形Fig.13 Floor and stiffener damaged of struck ship in mode 4

4.2 碰撞力

图14给出了四种碰撞模式整个碰撞过程中碰撞力的变化曲线。可以看出，碰撞力曲线具有明显的非线性，在碰撞发生后0.03-0.04 s间产生最大值，之后撞击船被弹开，而由于吸力和力矩作用，使得两船发生多次碰撞而导致碰撞力出现多个峰值，但碰撞力整体成下降趋势，直至碰撞结束。碰撞模式1中，虽然碰撞发生时两船间夹角小，但是被撞船航速相对于碰撞模式2、3更大，因此该模式的碰撞力与碰撞模式2、3的碰撞力接近。碰撞模式4虽然航速与碰撞模式2、3相同，但是碰撞发生时两船夹角较小，因此碰撞力相对略小。

图14 四种碰撞模式的碰撞力曲线（左）和最大值区域局部放大图（右）Fig.14 Collision force curve(Left)and local magnified(Right)curve of four modes

4.3 能量变化

碰撞发生前，两船都具有初始航速，并且计算假设撞击船是刚体而不存在变形能。因此碰撞一旦发生，两船的动能将发生变化，撞击船损失的动能将转化为被撞船动能的增加、船体结构的变形能、摩擦产生的热能以及沙漏能。图15-17给出了前三种碰撞模式的撞击船动能损失、被撞船的结构变形能、动能增加以及沙漏能变化曲线。由图15-17可以得出在两船反复发生碰撞过程以及碰撞结束后，撞击船的动能是在不断减小，这是由于在碰撞结束后两船之间存在吸力以及力矩的做功，阻碍撞击船反弹，因此撞击船的动能仍然在减小。撞击船的动能损失主要转变成了被撞船的结构变形能和动能，以及克服吸力，力矩所作的功，碰撞过程中沙漏能很小，可以忽略不计。由于两船间夹角较小使得碰撞过程中是具有相对滑动，碰撞使得被撞船的速度有所增加，尽管速度增量比较小，但是由于被撞船的质量较大，因此动能增加较大，由于碰撞角度较小并且受撞区域较小，因此被撞船的变形能较小。碰撞模式2与模式1相比，由于撞击船航速降低，因此被撞船增加的动能和变形能减小，即：随着撞击船航速的增加，被撞船动能和结构的变形能增加；而碰撞模式3与碰撞模式2相比，被撞船航速增加，两船夹角变化不大，导致虽然被撞船的动能也有所增加，但是被撞船的变形能增加值相对于动能的增加更大，即：随着被撞船航速的增加，被撞船结构损伤也增大。碰撞模式4由于撞击位置在艏部，能量的变化与前三种碰撞模式不同，见图18。两船发生碰撞后，由于被撞船艏部外型变化，撞击船阻碍被撞船前进，而被撞船促进撞击船前进，这导致撞击船动能会有初始的增加，而被撞船动能会首先减小。随着碰撞的进行，两船间夹角的变小，撞击船动能又随之减小，被撞船动能随之增加。

图15 模式1能量曲线Fig.15 Energy curve of mode 1

图16 模式2能量曲线Fig.16 Energy curve of mode 2

图17 模式3能量曲线Fig.17 Energy curve of mode 3

图18 模式4能量曲线Fig.18 Energy curve of mode 4

4.4 碰撞对船体运动的影响

在碰撞力作用下，相撞船舶的运动姿态会有所改变，图19和图20给出了四种碰撞模式中被撞船纵向和横向的速度变化曲线。从图19和图20中可以得出，在受到撞击船碰撞作用下，由于被撞船其质量较大，碰撞对速度的改变较小，被撞船的纵向速度增加不明显；碰撞会使被撞船产生朝向右舷的横向速度，速度增加很小。图21和图22给出了被撞船艏部和艉部的速度变化。通过相应的速度的变化可以看出碰撞过程使得被撞船发生船体梁的振动现象。

图19 被撞船船舯纵向速度曲线Fig.19 X-axis velocity curve of struck ship’s midship

图20 被撞船船舯横向速度曲线Fig.20 Y-axis velocity curve of struck ship’s midship

图21 被撞船船艏横向速度曲线Fig.21 Y-axis velocity curve of struck ship’s fore

图22 被撞船船艉横向速度曲线Fig.22 Y-axis velocity curve of struck ship’s stern

图23 撞击船艏部横向速度曲线Fig.23 Y-axis velocity curve of struckinh ship’s fore

图24 撞击船艉部横向速度曲线Fig.24 Y-axis velocity curve of strucking ship’s stern

图23和图24给出了撞击船横向速度的变化曲线，从中可以看出撞击船的艏部横向速度由于碰撞的发生，在碰撞力的作用下先减小，然后反弹过程中反向逐渐增加，在碰撞结束后，由于吸力以及力矩的作用，横向速度又有所减小；对于撞击船艉部的横向速度，在整个碰撞过程中，持续增加，碰撞结束后，反弹过程中，由于力矩的作用，横向速度减小。对于碰撞模式3，由于发生碰撞后撞击船直接被反弹出去，因此横向速度未发生小的波动现象，其他三种工况均是发生多次碰撞而产生速度的波动。

5 结 论

选取横向补给作业过程中可能发生的典型舷侧碰撞模式开展了目标船舷侧碰撞损伤环境的研究，通过对各种典型舷侧碰撞模式下的损伤环境计算分析，得出以下结论：

（1）在航行补给时发生的各种典型舷侧碰撞模式下，碰撞角度都很小，因此碰撞发生时两船之间主要以相对滑动为主，会发生反弹作用，并且未发生撕裂等现象，因此目前常规的垂直对中碰撞分析相对于补给作业过程相对保守；

（2）发生碰撞时，在撞击船和被撞船的接触区域会产生碰撞力，由于碰撞过程中两船的航速和运动方向会发生变化，并且接触区的结构会产生变形，因此接触区的位置和接触力方向也是时刻变化的，因此产生的碰撞力，船舶运动具有明显的非线性；

（3）典型碰撞模式下，主要是撞击船的船艏碰撞被撞船的舷侧，因此接触形式类似于点-面或线-面接触。碰撞造成被撞船舷侧受损的区域主要集中在碰撞接触区，远离碰撞接触区的结构变形很小，可以忽略不计。碰撞将会引起船体梁的振动现象；

（4）舷侧受撞下，被撞船在横向会产生较大的动能，但由于船体本身的重量很大，因此横向上产生的速度变化不会很大；

（5）被撞船舷侧受撞的损伤程度随着碰撞角度和相对速度的增加而增加，随着补给航速的提高碰撞造成的船体结构损伤程度也会增加。

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[7]Jones N.Structural impact[M].Cambridge:Cambridge University Press,1989.

Research of store ship broadside collision damaged environment

ZHAO Nan1,2,LIU Jun-jie1,2,LI Zheng-jie1,HU Jia-jun1
(1 China Ship Scientific Research Center,Wuxi 214082,China;2 Jiangsu Key Laboratory of Green Ship Technology,Wuxi 214082,China)

Based on broadside collision mode,the angle of two ships while collision happening and impacted position of store ship in each stage is analyzed,and the damage behavior of a store ship broadside in collision is studied through numerical simulation by explicit non-linear finite element method.The time history of collision force,energy absorption and structural deformation during collision are described.The damage mode and the resistant effects of the side structure and movement of the both encountered ships are analyzed and discussed.Some general instructive conclusions on behavior of store ship broadside collision are obtained.The research work of this paper provides a guide for evaluation of side structural damage of store ship and optimization design of side structure.

store ship;horizontal supply;broadside collision damaged;collision force;energy absorption

U661.4

A

10.3969/j.issn.1007-7294.2015.08.009

1007-7294（2015）08-0950-08

2015-04-03

赵 南（1985-），男，博士研究生，工程师，E-mail:ao4011531@163.com；

刘俊杰（1978-），男，博士，高级工程师。