補(bǔ)給作業(yè)船舷側(cè)碰撞損傷環(huán)境研究

趙 南，劉俊杰，李政杰，胡嘉駿（中國(guó)船舶科學(xué)研究中心，江蘇 無(wú)錫24082；2江蘇省綠色船舶技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 無(wú)錫24082）

補(bǔ)給作業(yè)船舷側(cè)碰撞損傷環(huán)境研究

趙 南1，2，劉俊杰1，2，李政杰1，胡嘉駿1
（1中國(guó)船舶科學(xué)研究中心，江蘇 無(wú)錫214082；2江蘇省綠色船舶技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 無(wú)錫214082）

基于橫向補(bǔ)給作業(yè)中各個(gè)階段可能出現(xiàn)的舷側(cè)碰撞模式所確定的兩船碰撞發(fā)生時(shí)的夾角和補(bǔ)給作業(yè)船受撞位置，進(jìn)行橫向補(bǔ)給作業(yè)船舷側(cè)碰撞損傷仿真研究。分析了補(bǔ)給作業(yè)船的吸能特性和碰撞過(guò)程中兩船的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，獲得了碰撞力、能量吸收和損傷變形的時(shí)序結(jié)果。該文的研究可對(duì)于開(kāi)展補(bǔ)給作業(yè)船舷側(cè)碰撞結(jié)構(gòu)損傷評(píng)估、舷側(cè)抗撞結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供指導(dǎo)。

補(bǔ)給作業(yè)船；橫向補(bǔ)給；舷側(cè)碰撞損傷；碰撞力；能量吸收

0 引 言

根據(jù)有關(guān)資料統(tǒng)計(jì)，在全球發(fā)生的海難事故中，有40%以上是由于碰撞引起的[1]。一旦發(fā)生碰撞事故，輕者會(huì)造成船舶的結(jié)構(gòu)變形，重者可能造成船殼板破裂、艙室進(jìn)水，導(dǎo)致物資流失、油料泄漏、海洋環(huán)境污染等，甚至?xí)斐纱w斷裂、沉沒(méi)，后果不堪設(shè)想。

在船舶碰撞研究領(lǐng)域中，其工作主要集中在對(duì)商用船舶的結(jié)構(gòu)損傷特性分析和抗撞性能的評(píng)估上[2-5]，而補(bǔ)給作業(yè)船舶由于作業(yè)時(shí)要與接收船保持很近的間距，尤其是在航行補(bǔ)給過(guò)程中受到海洋環(huán)境影響或者人員操縱失誤時(shí)很容易發(fā)生船舶碰撞事故。目前，對(duì)于補(bǔ)給作業(yè)船舶碰撞問(wèn)題的研究工作開(kāi)展得很少。在各種補(bǔ)給方式中，由于航行橫向補(bǔ)給的作業(yè)效率最高，已成為海上補(bǔ)給采用的主要方式，但這種補(bǔ)給方式下也最容易發(fā)生船舶碰撞事故，對(duì)于補(bǔ)給作業(yè)船來(lái)說(shuō)，碰撞往往會(huì)造成船體舷側(cè)部位的結(jié)構(gòu)損傷，而損傷程度是由事故發(fā)生時(shí)的碰撞模式?jīng)Q定的。碰撞模式是由發(fā)生碰撞時(shí)兩船的船型、裝載狀態(tài)、運(yùn)動(dòng)姿態(tài)、航速和相對(duì)位置等因素決定的，只有對(duì)可能出現(xiàn)的碰撞模式進(jìn)行碰撞分析，才能對(duì)補(bǔ)給作業(yè)船的抗撞特性做出合理的評(píng)估。

本文基于文獻(xiàn)[6]中所研究的橫向補(bǔ)給過(guò)程中的碰撞模式，應(yīng)用非線(xiàn)性有限元?jiǎng)討B(tài)響應(yīng)分析程序MSC/DYTRAN對(duì)橫向補(bǔ)給作業(yè)船舷側(cè)結(jié)構(gòu)的碰撞性能進(jìn)行了深入研究，分析了補(bǔ)給作業(yè)船吸能特性以及碰撞過(guò)程中兩船的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，并獲得碰撞力、能量吸收和損傷變形的時(shí)序結(jié)果。本文的研究對(duì)橫向補(bǔ)給作業(yè)船的結(jié)構(gòu)耐撞性?xún)?yōu)化設(shè)計(jì)具有重要的指導(dǎo)意義。

1 研究方法

1.1 仿真基本假設(shè)及處理方法

典型碰撞模式下有限元數(shù)值仿真模擬計(jì)算是基于以下假設(shè)及處理開(kāi)展的：

（1）補(bǔ)給船（被撞船）舷側(cè)受撞時(shí)，主要是接收船（撞擊船）的船艏撞擊補(bǔ)給船的舷側(cè)，撞擊船船艏的結(jié)構(gòu)剛度要大于被撞船舷側(cè)，因此假設(shè)接收船為剛體；

（2）由于碰撞時(shí)間較短，碰撞發(fā)生時(shí)兩船都采取了制動(dòng)措施，即停止推進(jìn)器的工作，因此忽略碰撞過(guò)程中推進(jìn)器做功；

（3）碰撞過(guò)程時(shí)間較短，主要對(duì)撞擊區(qū)的結(jié)構(gòu)造成損傷，離碰撞區(qū)較遠(yuǎn)的船體結(jié)構(gòu)變形較小，對(duì)碰撞區(qū)的舷側(cè)構(gòu)件進(jìn)行了較為精確的模擬并細(xì)化，而對(duì)非碰撞接觸區(qū)的構(gòu)件則進(jìn)行了一定簡(jiǎn)化，采用粗網(wǎng)格模擬；

（4）考慮到相撞兩船周?chē)Ｋ橘|(zhì)的影響，船體運(yùn)動(dòng)與海水介質(zhì)之間會(huì)有流固耦合作用，以船體附加質(zhì)量的形式來(lái)代替這種作用，橫蕩的附加質(zhì)量系數(shù)取0.9，縱蕩的附加質(zhì)量系數(shù)取0.04；

（5）采用主從面自適應(yīng)接觸算法處理接收船與被撞船之間的接觸問(wèn)題，從面定義在接收船上碰撞接觸區(qū)域，主面定義在被撞船上碰撞接觸區(qū)域，并且在被撞船接觸區(qū)構(gòu)件上定義自身接觸。

1.2 材料的應(yīng)變率敏感性

撞擊船和被撞船均采用殼單元進(jìn)行模擬，由于碰撞引起的結(jié)構(gòu)損傷變形主要集中在撞擊接觸區(qū)域，因此對(duì)該區(qū)域構(gòu)件網(wǎng)格進(jìn)行了細(xì)化，遠(yuǎn)離接觸區(qū)域的結(jié)構(gòu)采用粗網(wǎng)格進(jìn)行模擬。由于船舶所使用的低碳鋼塑性性能對(duì)應(yīng)變率高度敏感，因此，在材料模型中引入Cowper-Symonds本構(gòu)方程來(lái)計(jì)算材料的動(dòng)屈服應(yīng)力：

式中：σε′是材料在塑性應(yīng)變率ε˙時(shí)的動(dòng)屈服應(yīng)力，σ0是材料的靜屈服應(yīng)力，D和q是與材料相關(guān)的常數(shù)，對(duì)于船用低碳鋼D取40.4，q取5[7]。

1.3 摩擦計(jì)算

碰撞發(fā)生時(shí)，兩船間的接觸面位置和區(qū)域、接觸力的大小和方向等都會(huì)隨著碰撞過(guò)程的進(jìn)行而發(fā)生變化，本文采用MSC/Dytran的主—從面接觸算法模擬碰撞發(fā)生時(shí)兩船之間的接觸。對(duì)于滑動(dòng)產(chǎn)生的接觸面間摩擦力，采用經(jīng)典的庫(kù)倫摩擦定律近似計(jì)算：

式中：μs為靜摩擦系數(shù)，μk為動(dòng)摩擦系數(shù)，β為指數(shù)衰減系數(shù)，ν為主從接觸面之間的相對(duì)滑動(dòng)速度。對(duì)于兩船碰撞過(guò)程，靜摩擦系數(shù)μs取為0.15，動(dòng)摩擦系數(shù)μk取為0.1，指數(shù)衰減系數(shù)β取為7.0。

2 碰撞有限元模型

本文采用MSC.Patran建立的撞擊船與被撞船有限元模型，整個(gè)模型采用面單元模擬，其中補(bǔ)給作業(yè)船有限元模型中面單元個(gè)數(shù)為81 548，接收船有限元模型中面單元個(gè)數(shù)為59 606，各個(gè)碰撞模式下碰撞區(qū)域有限元模型如圖1所示。

撞擊船采用剛性材料，被撞船結(jié)構(gòu)材料為船用低碳鋼，材料采用線(xiàn)性強(qiáng)化彈塑性模型，材料密度為7.8×103kg/m3；彈性模量為2.1×1011Pa；硬化模量為1.18×109Pa；屈服應(yīng)力為2.35×108Pa，泊松比為0.3。

圖1 撞擊船船艏、被撞船艏部和船舯碰撞區(qū)模型Fig.1 The FE model of fore of striking ship,fore and midship broadside area of struck ship

3 典型舷側(cè)碰撞模式

3.1 碰撞模式1：進(jìn)入補(bǔ)給陣列前撞擊船以18 kns航速追補(bǔ)給船

當(dāng)撞擊船在進(jìn)入補(bǔ)給陣列前以18 kns航速行駛，被撞船以12 kns航速行駛，兩船夾角為5°時(shí)，根據(jù)文獻(xiàn)[6]得到兩船碰撞模式如圖2所示。

3.2 碰撞模式2：撞擊船進(jìn)入補(bǔ)給陣列過(guò)程中位置調(diào)整

根據(jù)文獻(xiàn)[6]中確定的補(bǔ)給作業(yè)位置調(diào)整過(guò)程碰撞模式，被撞船以12 kns航速行駛，撞擊船航速為16 kns，夾角為12.43°時(shí)，兩船的碰撞模式如圖3所示。

3.3 碰撞模式3：補(bǔ)給作業(yè)時(shí)的碰撞（1）

根據(jù)文獻(xiàn)[6]確定的補(bǔ)給作業(yè)過(guò)程中的碰撞模式中，被撞船與撞擊船航速均為16 kns，并考慮兩船有3°艏搖角，此時(shí)兩船夾角為13.15°，該模式對(duì)應(yīng)的碰撞模式如圖4所示。

3.4 碰撞模式4：補(bǔ)給作業(yè)時(shí)的碰撞（2）

根據(jù)文獻(xiàn)[6]確定的補(bǔ)給作業(yè)過(guò)程中的碰撞模式中，被撞船與撞擊船航速均為16 kns，并考慮兩船有3°艏搖角，此時(shí)兩船夾角為7.52°，該模式對(duì)應(yīng)的碰撞模式如圖5所示。

圖2 碰撞模式1損傷環(huán)境Fig.2 Damaged environment of collision mode 1

圖3 碰撞模式2損傷環(huán)境Fig.3 Damaged environment of collision mode 2

圖4 碰撞模式3損傷環(huán)境Fig.4 Damaged environment of collision mode 3

圖5 碰撞模式4損傷環(huán)境Fig.5 Damaged environment of collision mode 4

4 碰撞損傷環(huán)境數(shù)值計(jì)算

4.1 被撞船舷側(cè)受撞損傷

針對(duì)上述四種碰撞模式進(jìn)行碰撞損傷環(huán)境數(shù)值仿真計(jì)算研究，碰撞模式1仿真計(jì)算時(shí)間為3.5 s，其余三種碰撞模式仿真時(shí)間為2.5 s。圖6-13給出三種碰撞模式下碰撞力最大時(shí)刻的舷側(cè)結(jié)構(gòu)損傷變形圖。從被撞船舷側(cè)受撞損傷變形圖可以看出，四種碰撞模式下，撞擊船艏部與被撞船舷側(cè)板發(fā)生碰撞接觸，由于兩船有相對(duì)滑動(dòng)，受撞區(qū)隨著碰撞過(guò)程的進(jìn)行在不斷變化，被撞船舷側(cè)外板及舷側(cè)縱骨產(chǎn)生了明顯的變形，接觸區(qū)殼板的應(yīng)力超過(guò)了材料的屈服應(yīng)力，接觸區(qū)的局部構(gòu)件已經(jīng)屈服，產(chǎn)生了塑性變形，但殼板沒(méi)有發(fā)生破裂，主要構(gòu)件沒(méi)有破壞。碰撞主要造成了被撞船舷側(cè)局部區(qū)域構(gòu)件的損傷變形，遠(yuǎn)離碰撞接觸區(qū)的構(gòu)件損傷變形較小。對(duì)于碰撞模式1而言，由于碰撞發(fā)生時(shí)兩船夾角相對(duì)較小，主要由撞擊船艏部受到碰撞力作用向外側(cè)反彈，而導(dǎo)致的撞擊船艏部與被撞船舷側(cè)發(fā)生滑動(dòng)刮傷，因此損傷區(qū)域狹長(zhǎng)。與碰撞模式1相比，碰撞模式2、3、4中由于兩船之間夾角增大，使得被撞船舷側(cè)結(jié)構(gòu)的損傷變形更為嚴(yán)重，損傷區(qū)域也更大。

圖6 模式1中被撞船舷側(cè)結(jié)構(gòu)損傷變形Fig.6 Broadside damaged of struck ship in mode 1

圖7 模式1中被撞船舷側(cè)肋板及骨材損傷變形Fig.7 Floor and stiffener damaged of struck ship in mode 1

圖8 模式2中被撞船舷側(cè)結(jié)構(gòu)損傷變形Fig.8 Broadside damaged of struck ship in mode 2

圖9 模式2中被撞船舷側(cè)肋板及骨材損傷變形Fig.9 Floor and stiffener damaged of struck ship in mode 2

圖10 模式3中被撞船舷側(cè)結(jié)構(gòu)損傷變形Fig.10 Broadside damaged of struck ship in mode 3

圖11 模式3中被撞船舷側(cè)肋板及骨材損傷變形Fig.11 Floor and stiffener damaged of struck ship in mode 3

圖12 模式4中被撞船舷側(cè)結(jié)構(gòu)損傷變形Fig.12 Broadside damaged of struck ship in mode 4

圖13 模式4中被撞船舷側(cè)肋板及骨材損傷變形Fig.13 Floor and stiffener damaged of struck ship in mode 4

4.2 碰撞力

圖14給出了四種碰撞模式整個(gè)碰撞過(guò)程中碰撞力的變化曲線(xiàn)?？梢钥闯?，碰撞力曲線(xiàn)具有明顯的非線(xiàn)性，在碰撞發(fā)生后0.03-0.04 s間產(chǎn)生最大值，之后撞擊船被彈開(kāi)，而由于吸力和力矩作用，使得兩船發(fā)生多次碰撞而導(dǎo)致碰撞力出現(xiàn)多個(gè)峰值，但碰撞力整體成下降趨勢(shì)，直至碰撞結(jié)束。碰撞模式1中，雖然碰撞發(fā)生時(shí)兩船間夾角小，但是被撞船航速相對(duì)于碰撞模式2、3更大，因此該模式的碰撞力與碰撞模式2、3的碰撞力接近。碰撞模式4雖然航速與碰撞模式2、3相同，但是碰撞發(fā)生時(shí)兩船夾角較小，因此碰撞力相對(duì)略小。

圖14 四種碰撞模式的碰撞力曲線(xiàn)（左）和最大值區(qū)域局部放大圖（右）Fig.14 Collision force curve(Left)and local magnified(Right)curve of four modes

4.3 能量變化

碰撞發(fā)生前，兩船都具有初始航速，并且計(jì)算假設(shè)撞擊船是剛體而不存在變形能。因此碰撞一旦發(fā)生，兩船的動(dòng)能將發(fā)生變化，撞擊船損失的動(dòng)能將轉(zhuǎn)化為被撞船動(dòng)能的增加、船體結(jié)構(gòu)的變形能、摩擦產(chǎn)生的熱能以及沙漏能。圖15-17給出了前三種碰撞模式的撞擊船動(dòng)能損失、被撞船的結(jié)構(gòu)變形能、動(dòng)能增加以及沙漏能變化曲線(xiàn)。由圖15-17可以得出在兩船反復(fù)發(fā)生碰撞過(guò)程以及碰撞結(jié)束后，撞擊船的動(dòng)能是在不斷減小，這是由于在碰撞結(jié)束后兩船之間存在吸力以及力矩的做功，阻礙撞擊船反彈，因此撞擊船的動(dòng)能仍然在減小。撞擊船的動(dòng)能損失主要轉(zhuǎn)變成了被撞船的結(jié)構(gòu)變形能和動(dòng)能，以及克服吸力，力矩所作的功，碰撞過(guò)程中沙漏能很小，可以忽略不計(jì)。由于兩船間夾角較小使得碰撞過(guò)程中是具有相對(duì)滑動(dòng)，碰撞使得被撞船的速度有所增加，盡管速度增量比較小，但是由于被撞船的質(zhì)量較大，因此動(dòng)能增加較大，由于碰撞角度較小并且受撞區(qū)域較小，因此被撞船的變形能較小。碰撞模式2與模式1相比，由于撞擊船航速降低，因此被撞船增加的動(dòng)能和變形能減小，即：隨著撞擊船航速的增加，被撞船動(dòng)能和結(jié)構(gòu)的變形能增加；而碰撞模式3與碰撞模式2相比，被撞船航速增加，兩船夾角變化不大，導(dǎo)致雖然被撞船的動(dòng)能也有所增加，但是被撞船的變形能增加值相對(duì)于動(dòng)能的增加更大，即：隨著被撞船航速的增加，被撞船結(jié)構(gòu)損傷也增大。碰撞模式4由于撞擊位置在艏部，能量的變化與前三種碰撞模式不同，見(jiàn)圖18。兩船發(fā)生碰撞后，由于被撞船艏部外型變化，撞擊船阻礙被撞船前進(jìn)，而被撞船促進(jìn)撞擊船前進(jìn)，這導(dǎo)致撞擊船動(dòng)能會(huì)有初始的增加，而被撞船動(dòng)能會(huì)首先減小。隨著碰撞的進(jìn)行，兩船間夾角的變小，撞擊船動(dòng)能又隨之減小，被撞船動(dòng)能隨之增加。

圖15 模式1能量曲線(xiàn)Fig.15 Energy curve of mode 1

圖16 模式2能量曲線(xiàn)Fig.16 Energy curve of mode 2

圖17 模式3能量曲線(xiàn)Fig.17 Energy curve of mode 3

圖18 模式4能量曲線(xiàn)Fig.18 Energy curve of mode 4

4.4 碰撞對(duì)船體運(yùn)動(dòng)的影響

在碰撞力作用下，相撞船舶的運(yùn)動(dòng)姿態(tài)會(huì)有所改變，圖19和圖20給出了四種碰撞模式中被撞船縱向和橫向的速度變化曲線(xiàn)。從圖19和圖20中可以得出，在受到撞擊船碰撞作用下，由于被撞船其質(zhì)量較大，碰撞對(duì)速度的改變較小，被撞船的縱向速度增加不明顯；碰撞會(huì)使被撞船產(chǎn)生朝向右舷的橫向速度，速度增加很小。圖21和圖22給出了被撞船艏部和艉部的速度變化。通過(guò)相應(yīng)的速度的變化可以看出碰撞過(guò)程使得被撞船發(fā)生船體梁的振動(dòng)現(xiàn)象。

圖19 被撞船船舯縱向速度曲線(xiàn)Fig.19 X-axis velocity curve of struck ship’s midship

圖20 被撞船船舯橫向速度曲線(xiàn)Fig.20 Y-axis velocity curve of struck ship’s midship

圖21 被撞船船艏橫向速度曲線(xiàn)Fig.21 Y-axis velocity curve of struck ship’s fore

圖22 被撞船船艉橫向速度曲線(xiàn)Fig.22 Y-axis velocity curve of struck ship’s stern

圖23 撞擊船艏部橫向速度曲線(xiàn)Fig.23 Y-axis velocity curve of struckinh ship’s fore

圖24 撞擊船艉部橫向速度曲線(xiàn)Fig.24 Y-axis velocity curve of strucking ship’s stern

圖23和圖24給出了撞擊船橫向速度的變化曲線(xiàn)，從中可以看出撞擊船的艏部橫向速度由于碰撞的發(fā)生，在碰撞力的作用下先減小，然后反彈過(guò)程中反向逐漸增加，在碰撞結(jié)束后，由于吸力以及力矩的作用，橫向速度又有所減小；對(duì)于撞擊船艉部的橫向速度，在整個(gè)碰撞過(guò)程中，持續(xù)增加，碰撞結(jié)束后，反彈過(guò)程中，由于力矩的作用，橫向速度減小。對(duì)于碰撞模式3，由于發(fā)生碰撞后撞擊船直接被反彈出去，因此橫向速度未發(fā)生小的波動(dòng)現(xiàn)象，其他三種工況均是發(fā)生多次碰撞而產(chǎn)生速度的波動(dòng)。

5 結(jié) 論

選取橫向補(bǔ)給作業(yè)過(guò)程中可能發(fā)生的典型舷側(cè)碰撞模式開(kāi)展了目標(biāo)船舷側(cè)碰撞損傷環(huán)境的研究，通過(guò)對(duì)各種典型舷側(cè)碰撞模式下的損傷環(huán)境計(jì)算分析，得出以下結(jié)論：

（1）在航行補(bǔ)給時(shí)發(fā)生的各種典型舷側(cè)碰撞模式下，碰撞角度都很小，因此碰撞發(fā)生時(shí)兩船之間主要以相對(duì)滑動(dòng)為主，會(huì)發(fā)生反彈作用，并且未發(fā)生撕裂等現(xiàn)象，因此目前常規(guī)的垂直對(duì)中碰撞分析相對(duì)于補(bǔ)給作業(yè)過(guò)程相對(duì)保守；

（2）發(fā)生碰撞時(shí)，在撞擊船和被撞船的接觸區(qū)域會(huì)產(chǎn)生碰撞力，由于碰撞過(guò)程中兩船的航速和運(yùn)動(dòng)方向會(huì)發(fā)生變化，并且接觸區(qū)的結(jié)構(gòu)會(huì)產(chǎn)生變形，因此接觸區(qū)的位置和接觸力方向也是時(shí)刻變化的，因此產(chǎn)生的碰撞力，船舶運(yùn)動(dòng)具有明顯的非線(xiàn)性；

（3）典型碰撞模式下，主要是撞擊船的船艏碰撞被撞船的舷側(cè)，因此接觸形式類(lèi)似于點(diǎn)-面或線(xiàn)-面接觸。碰撞造成被撞船舷側(cè)受損的區(qū)域主要集中在碰撞接觸區(qū)，遠(yuǎn)離碰撞接觸區(qū)的結(jié)構(gòu)變形很小，可以忽略不計(jì)。碰撞將會(huì)引起船體梁的振動(dòng)現(xiàn)象；

（4）舷側(cè)受撞下，被撞船在橫向會(huì)產(chǎn)生較大的動(dòng)能，但由于船體本身的重量很大，因此橫向上產(chǎn)生的速度變化不會(huì)很大；

（5）被撞船舷側(cè)受撞的損傷程度隨著碰撞角度和相對(duì)速度的增加而增加，隨著補(bǔ)給航速的提高碰撞造成的船體結(jié)構(gòu)損傷程度也會(huì)增加。

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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

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

劉俊杰（1978-），男，博士，高級(jí)工程師。