2024, Vol. 46
2. 上海外高桥造船海洋工程有限公司，上海 200120;
3. 华润燃气（上海）有限公司，上海 200120;
4. 陕西柴油机重工有限公司，陕西 兴平 713105
2. Shanghai Waigaoqiao Shipbuilding and Marine Engineering Co., Shanghai 200120, China;
3. China Resources Gas (Shanghai) Co. Ltd., Shanghai 200120, China;
4. Shaanxi Diesel Heavy Industries Co. Ltd., Xingping 713105, China
随着科学技术的不断提高，海上交通逐渐向智能化转变并成为各国战略布局的重要组成部分。复合材料无人艇因其智能化和自动化程度高被广泛用于环境监测、海上侦察、执行反恐维和以及搜救安防等各种任务。但复合材料无人艇执行任务时极易与其他船舶相撞，由于艇体本身体积小、结构总体刚度弱且行驶速度较快，一旦发生碰撞将造成严重损伤。因此加强对复合材料无人艇本身碰撞性能的研究以及优化十分重要。
近年来，很多学者对船舶碰撞问题进行了广泛研究。徐田甜[1]对FPSO船舶外部保护架及整体结构进行非线性动力分析并验证了防撞设计的可靠性。温泳等[2]从机械结构强度角度结合有限元分析方法对船舶耐碰撞性能进行优化设计。吴文峰等[3]深入分析了撞击船的载货量对于被撞油船舷侧结构的损伤影响。Pan等[4]模拟了2种不同船首结构的压溃模型进行对比研究，总结出评估船首结构破碎力的相关公式。AbuBakar等[5]以船舶撞击钢性墙的模拟场景为基础，研究碰撞角度和速度对于碰撞损伤的影响。综上所述，虽然国内外学者对于船舶碰撞问题的研究越来越深入，但大部分研究局限于传统船型以及复合材料机械性能的板壳碰撞冲击性能问题研究。而关于复合材料铺层角度对于体积小、速度快的复合材料无人艇的耐撞性能影响问题研究较少。
本文在运用复合材料碰撞理论的基础上对复合材料进行包括拉伸、压缩和面内剪切实验获取复合材料具体准确的材料参数。同时利用瞬态非线性有限元软件建立三维碰撞数值模型，对不同铺层角度的复合材料被撞无人艇的碰撞力、位移、加速度以及无人艇甲板和舷侧这2种典型结构的吸能等进行对比分析。最终得到一组复合材料无人艇最优铺层方案，也为未来复合材料无人艇耐撞性能优化设计提供了研究基础。
1 复合材料理论及力学性能 1.1 复合材料理论本文研究的复合材料为碳纤维复合材料单层板是正交各向异性材料。由于碳纤维复合材料各向异性的特点导致其破坏形式十分复杂。在选择复合材料失效理论时，本文对碳纤维复合材料使用Tsai-Wu理论作为判断材料失效的标准。
| $ {F_{{i}}}{\sigma _{{i}}} + {F_{ij}}{\sigma _i}{\sigma _j} \geqslant 1 \quad i,j = 1,\cdots,6。$ | (1) |
式中：
| $ {F_{11}} = \frac{1}{{{X_T}{X_C}}}，{F_{22}} = \frac{1}{{{Y_T}{Y_C}}}，{F_{33}} = \frac{1}{{{Z_T}{Z_C}}}，$ |
| $ {F_{44}} = \frac{1}{{{R^2}}}，{F_{55}} = \frac{1}{{{S^2}}}，{F_{66}} = \frac{1}{{{T^2}}}，$ |
| $\begin{aligned} &{F_{12}} = - \frac{1}{2}\frac{1}{{\sqrt {{X_T}{X_C}{Y_T}{Y_C}} }}，{F_{13}} = - \frac{1}{2}\frac{1}{{\sqrt {{X_T}{X_C}{Z_T}{Z_C}} }}，\\{F_{23}} = &- \frac{1}{2}\frac{1}{{\sqrt {{Y_T}{Y_C}{Z_T}{Z_C}} }}。\end{aligned}$ |
复合材料结构的碰撞过程是动态接触-碰撞问题，具有高度的材料非线性、几何非线性和边界条件非线性，因此采用接触-碰撞理论[6]。
1.2 复合材料力学性能1）拉伸实验
本文进行的拉伸实验依据ASTM D 3039[7]实施实验操作，碳纤维复合材料试验试件数量共有12个，拉伸试验分为复合材料纵、横向拉伸试验，拉伸纤维方向分别为0°和90°，试验目的是为了得到碳纤维复合材料纵、横向拉伸模量；纵、横向拉伸强度以及复合材料泊松比。
2）压缩实验
本文进行的压缩实验依据ASTM D 6641[8]实施实验操作，碳纤维复合材料试验试件共有12个，其中包括横向拉伸试件和纵向压缩试件各6个，铺层角度分别为[90]4和[0]4，主要试验目的是测量碳纤维复合材料压缩强度和压缩模量。
3）面内剪切实验
本文进行的面内剪切实验依据ASTM D 3518[9]实施实验操作，碳纤维复合材料面内剪切试验试件共有6个，铺层角度为[45/−45]2，其中试样厚度为2.5 mm，试验件长度和宽度分别为250 mm和25 mm。主要试验目的是得到碳纤维复合材料剪切模量和剪切强度。
通过实验，得到材料纵横向（纤维方向）弹性模量E分别为42.6 GPa、44.3 GPa，平面内各方向剪切模量分别为G1Z=45.8 GPa、G2Z=44.3 GPa、G12=45.8 GPa，材料泊松比V为0.057以及纵横向拉伸和压缩强度S等材料性能参数具体见表1，为本文后续在瞬态非线性有限元软件中需定义的材料属性提供数据依据。
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表 1 复合材料材料性能参数 Tab.1 Composite material performance parameters |
在瞬态非线性有限元软件中建立复合材料无人艇有限元模型。模型单元平均尺寸小于0.2 m×0.2 m，为了保证数值模拟结果的准确性，细化受撞区域单元，单元平均尺寸小于0.1 m×0.1 m。无人艇整体有限元模型如图1所示，模型共47623个单元以及45623个节点。本文模拟的碰撞场景为两艇以15 m/s的撞击速度垂向撞击舷侧位置。两艇均为长14.5 m、宽4.5 m、型深为1.8 m的无人艇，其中撞击艇为小型钢制艇，被撞艇为复合材料无人艇。图2为碰撞情景示意图。
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图 1 全船有限元模型 Fig. 1 Whole ship finite element model |
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图 2 碰撞情景示意图 Fig. 2 Schematic diagram of collision scenario |
本文采用附连水质量法将两艇撞击时，流体介质的影响换算成质量形式附加在艇体，在节省计算时间的基础上，同时保证了较为准确的模拟结果，其中撞击艇钢制材料采用冯米塞斯屈服模型，详细材料参数如表2所示。
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表 2 钢制材料性能参数 Tab.2 Steel material performance parameters |
本文对5种不同碳纤维铺层角度复合材料无人艇进行碰撞数值仿真并对模拟结果进行对比研究。表3为5种不同的铺层方案，其中YSPC工况为原始设计工况与其他4种铺层方案一同进行比较。
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表 3 铺层方案计算工况表 Tab.3 Laying plan calculation condition table |
取速度为15 m/s典型工况YSPC下的4个不同时刻的应力分布云图为例，如图3所示。可知，0.02 s时，复合材料无人艇舷侧结构产生变形，部分单元失效；0.05 s时，碰撞区域逐渐增大，复合材料无人艇甲板结构发生局部变形，舷侧结构大面积失效；0.1 s时，撞击艇与横舱壁发生碰撞；0.15 s时，甲板及横舱壁结构不断变形直至碰撞结束。
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图 3 15 m/s下YSPC工况无人艇各时刻应力分布云图 Fig. 3 Stress distribution cloud at each moment of YSPC working condition unmanned boat at 15 m/s |
对比不同复合材料铺层角度下被撞无人艇位移-时间曲线，如图4所示。可知，15 m/s碰撞速度下、不同铺层工况被撞艇位移-时间曲线变化趋势一致。0.2 s碰撞时刻PC2、YSPC和PC3工况位移分别为0.758 m、0.75 m和0.753 m，PC4工况下被撞艇位移最大达到0.77 m，PC1工况下的位移最小为0.745 m。通过不同计算工况位移比较分析可知，工况PC1的复合材料铺层方案下无人艇碰撞位移最小、耐撞性能最好。
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图 4 不同铺层下复合材料被撞艇的位移-时间曲线 Fig. 4 Displacement-time curves of composite battered boats under different lay-ups |
不同复合材料铺层角度下被撞无人艇船首位置测点处加速度-时间曲线，如图5所示。可知，15 m/s碰撞速度下、不同铺层工况被撞艇加速度-时间曲线波动性较大，具有明显非线性特征。比较不同工况下被撞无人艇加速度峰值，PC4、YSPC和PC3工况加速度峰值分别为40.6 m/s2、37.7 m/s2和−32.45 m/s2，PC2工况下被撞艇加速度峰值最大达到−41.4 m/s2，PC1工况下的加速度峰值最小为−31.3 m/s2。通过不同计算工况加速度比较分析可知，工况PC1的复合材料铺层方案下无人艇碰撞加速度峰值最小、船首位置所受碰撞冲击力最小。
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图 5 不同铺层下复合材料被撞艇的加速度-时间曲线 Fig. 5 Acceleration-time curves for composite battered boats under different layups |
图6为不同铺层下复合材料无人艇的碰撞力随时间变化的曲线，由于整个碰撞过程是无人艇整体艇体结构逐步失效的过程导致最终形成的碰撞力时程图有多个峰值。根据碰撞力的变化大小可将整个碰撞过程分为3个阶段，0～0.075 s、0.075～0.15 s以及0.15～0.2 s。在0～0.075 s时，两艇接触，碰撞力逐渐增大，结构发生变形，达到第一个峰值，随后碰撞力发生短暂卸载。在0.075～0.15 s之间，船体结构发生较大变形，碰撞力逐渐增大至第2个峰值。在0.15～0.2 s时两艇逐渐分离，碰撞力卸载至0。可知，PC4工况下被撞艇碰撞力峰值最小为8.5×105 N，PC2、YSPC和PC3工况碰撞力峰值分别为9.2×105 N、1.04×106N和1.09×106 N，PC1工况下的碰撞力峰值最大为1.19×106 N。可知，PC1工况所对应的复合材料铺层[0°/−45°/90°/45°/45°/90°/−45°/0°]下的被撞艇具有较为良好耐撞性能。
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图 6 不同铺层下复合材料被撞艇的碰撞力-时间曲线 Fig. 6 Crash force-time curves for composite battered boats under different layups |
在撞击艇以15 m/s的速度从侧面垂向撞击复合材料无人艇的情况下，无人艇甲板和舷侧结构为主要吸能结构。对不同工况下的甲板结构和舷侧结构吸收能量进行对比，研究得出一种耐撞性能较为优越的复合材料铺层方案。
不同复合材料铺层角度下被撞无人艇甲板结构和舷侧结构的吸能曲线如图7和图8所示。由图7可知，不同工况下的复合材料被撞艇甲板结构吸能曲线在0.1 s前基本重合，吸能趋势大致相同。随着碰撞的进行，结构吸能逐渐趋于饱和，吸能曲线在0.15 s后趋于平稳。比较不同工况下被撞无人艇甲板结构吸能，PC2、PC3和PC4工况下甲板结构吸能分别为1.12×105 J、1.2×105 J、1.23×105 J。YSPC与PC1工况下甲板结构吸收的变形能分别为1.32×105 J、1.3×105 J数值接近且优于其他3种工况。由图8可知，不同工况下复合材料被撞艇舷侧结构吸能曲线在0.07 s前基本重合，吸能趋势大致相似。随着结构进一步变形，不同工况下的舷侧结构吸能大幅度上升。YSPC、PC2、PC3和PC4工况下舷侧结构吸能分别为1.52×104 J、1.3×104 J、1.32×104 J、1.47×104 J，PC1工况下的舷侧结构吸能最多为2.23×104 J。最终得出不同工况下的吸能量综合对比PC1>YSPC>PC4>PC3>PC2。
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图 7 不同铺层下复合材料无人艇甲板结构吸能曲线 Fig. 7 Energy absorption curves of composite unmanned boat deck structures under different layups |
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图 8 不同铺层下复合材料无人艇舷侧结构吸能曲线 Fig. 8 Energy absorption curves of composite unmanned boat outboard structures under different layups |
综上，PC1工况下的甲板和舷侧结构总吸能量多于其他铺层方案，使用此铺层角度[0°/−45°/90°/45°/45°/90°/−45°/0°]下的复合材料被撞无人艇耐撞性能较好。
4 结 语1）在瞬态非线性有限元软件中模拟不同铺层角度下的复合材料无人艇碰撞，选取被撞艇受到撞击后的位移和加速度进行对比。在撞速相同的情况下，复合材料铺层方案PC1下的无人艇沿被撞方向位移最小，比最大工况值减少约3.2%；对不同铺层下的船首测点处加速度进行对比，PC1方案下的无人艇测点处加速度峰值最小，比最大工况峰值减少约24%。计算结果表明，复合材料铺层方案PC1下被撞无人艇耐撞性能最好。
2）在瞬态非线性有限元软件中模拟不同铺层角度下复合材料无人艇碰撞，选取被撞无人艇所受碰撞力进行对比。在撞速相同的情况下，复合材料铺层方案PC1工况下的碰撞力峰值最大为1.19×106 N，比最小工况碰撞力峰值增加约40%。计算结果表明，复合材料铺层方案PC1下被撞无人艇耐撞性能最好。
3）在瞬态非线性有限元软件中模拟不同铺层角度下复合材料无人艇碰撞，选取无人艇甲板结构与舷侧进行结构吸能对比。在撞速相同的情况下，甲板结构中结构吸能PC1工况比最少工况提高了约18%。比较复合材料无人艇舷侧结构在撞速相同的情况下结构吸能，PC1工况下的结构吸能远高于其他结构，比其中吸能最少工况提高了约72%。计算结果表明，复合材料铺层方案PC1下被撞无人艇耐撞性能最好。
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