0 引　言

搭载海洋核动力平台的船舶具有续航能力强、机动性能好和运行成本低等优点^{[1 − 2]}，可为海洋资源开发和远海岛屿等提供能源保障。然而，其内部的放射性物质具有潜在的危险性，在实际运营过程中可能会发生搁浅或与其他船只碰撞的情况，往往会造成结构破损、环境污染、人员伤亡以及巨额经济损失等严重后果，甚至还有可能发生船舶的断裂、倾覆乃至沉没^[3]。因此，核动力堆舱结构的安全性和可靠性是研究人员重点关注的问题。

近年来，针对船舶结构碰撞问题，国内外学者已经开展了较多研究工作。Minorsky^[4]最早统计分析了26条实船碰撞数据，结合动量守恒与能量守恒定律，提出碰撞过程中船体结构的动能损失与结构损失的经验公式。后续，Pedersen等^[5]考虑结构材料以及损伤模式，提出应用范围更广的经验公式。虽然通过统计分析方法得到的经验公式使用便捷，但是实船碰撞数据较难获取且不适用于新型船舶，因此该方法常作为辅助手段。有限元数值仿真方法是目前研究船舶结构碰撞问题的主要手段之一。Ueda等^[6]最早提出 “理想结构单元方法”的概念，大大减少计算模型的自由度而被广泛应用。后续，Paik等^[7]引入应变率敏感性，提出建模工作量降低与计算时间减少的结构设计分析方法。王自力等^[8]提出了附连水质量法来快速计算船舶碰撞问题，与流固耦合法对比，验证了方法的可行性。

虽然实船碰撞试验结果最为可靠，但耗时长、花费高、难度大且不可控因素多，因此通常采用缩比模型试验探究船舶耐撞性能。张新宇等^[9]通过试验与仿真探究了双壳船体结构在楔形物撞击下内外壳板的损伤模式。万江鹏^[10]探究了双舷侧复合材料船舶结构在低速冲击碰撞工况下的响应特性和变形损伤形式。Yang等^[11]通过落锤试验探究了大尺度舷侧结构的耐撞性能。王子棠等^[12,13]通过水上碰撞试验探究了复杂舱段结构的碰撞响应及内部冲击环境。王德明^[14]探究了不同航行状态下核动力破冰船安全壳舱段的结构强度。曲源等^[15]通过准静态挤压缩比试验探究了某核动力平台双层舷侧结构的低速碰撞特性和结构变形模式。目前，针对传统船舶结构碰撞问题已开展了较多的研究工作，但对于搭载核动力平台的堆舱结构的碰撞问题探讨相对较少。

为探究某核动力堆舱舱段结构在碰撞载荷作用下的损伤特性及其内部的冲击环境，开展了缩比堆舱结构模型水上碰撞试验，探讨了碰撞位置、碰撞角度等因素的影响，并开展碰撞数值仿真分析，通过与试验结果对比，验证数值计算方法的合理性。在此基础上，开展了某15000 t级远洋渔船以10 kn航速碰撞堆舱结构整船模型的数值模拟，对堆舱结构进行安全性和可靠性评估，为同类结构的碰撞模型试验研究以及相关船舶结构设计提供参考。

1 堆舱结构模型试验与结果 1.1 试验模型

选取某核动力堆舱舱段作为碰撞试验的被撞船模型。该试验舱段共5层甲板，整个试验模型由核心段和延伸段组成，其中核心段模型为堆舱舱段，两侧延伸段均长0.24 m，该延伸段是为了模拟舱段在实际舰船结构中的边界约束，以保证试验结果的可靠性。试验舱段的主尺度缩尺比为1∶10，考虑到缩比模型板厚的工艺性要求，板厚缩尺比取1∶5。在上述缩尺比的要求下，试验舱段模型还面临骨材间距过小而导致以扁钢、球扁钢为主的弱骨材（纵骨、肋骨）及以T型材为主的强骨材（强肋骨）难以满足工艺焊接的要求。针对上述问题采取以下措施，扁钢、球扁钢采用质量等效（截面积相等）准则简化为相连结构板厚，T型材采用截面积和惯性矩等效准则简化为扁钢结构。

最终堆舱舱段试验模型如图1所示。通过调整压载重量的方法保证试验模型与原型船舶吃水满足相似关系。试验模型的尺寸及重量数据如表1所示。试验模型采用Q235钢材，通过开展准静态拉伸试验，测试得到不同板厚的真实应力-应变曲线如图2所示，相应的材料力学性能如表2所示。

撞击船的试验模型主要参数如表3所示。撞击船分别由实心钢制撞头、三向力传感器及钢制船体3部分组成，钢制撞头通过三向力传感器与主船体连接。为保证撞击船满足相应吃水要求，在船体底部放置一定重量的压铁。船体前端的吊耳通过钢丝绳与卷扬机连接，从而提供撞击船的动力源。

1.2 试验测试

试验仪器包括三向加速度传感器、三向力传感器及HBM高速数据采集系统，其中试验模型的三向加速度传感器以及三向力传感器均采用HBM高速数据采集系统进行数据采集，采集系统的采样频率为5000 Hz。三向力传感器分别采用6个规格为M20的螺栓与钢制撞头及主船体相连接，并通过钢制撞头与堆舱舱段撞击接触实现撞击力的测量。三向力传感器的布置位置如图3所示。为了探究堆舱舱段遭受碰撞后的加速度响应特性，在堆舱舱段试验模型中共布置了8个加速度测点，图4所示为试验模型中8个测点分别在高度方向和水平方向的相对位置，其具体位置关系如表4所示。

1.3 试验过程

本次水上碰撞试验的试验场地选为露天操纵水池，其主尺度为80 m×60 m×1.5 m。试验场地布置包括：试验舱段模型、撞击船、水下平台、定滑轮和钢丝绳以及采集设备等，现场布置如图5所示。试验过程中，通过牵引撞击船，撞击试验舱段模型的指定撞击位置，各试验测量仪器记录相关数据。通过调整撞击船行进方向进行多角度碰撞试验以及多撞击点碰撞试验。

试验开始前，将舱段模型以及撞击船自由浮于露天水池，各试验测量仪器进行零平衡；然后开始试验，牵引撞击船往前行驶，在到达定滑轮装置前，将撞击船提速到预设速度；经过短距离自由滑行之后撞击船通过定滑轮处，与舱段模型发生碰撞，需要注意的是，撞击船模型在水中所受阻力较大，因此应尽可能缩短舱段模型与定滑轮装置的距离，避免撞击船的速度降低过多。将舱段模型以及撞击船置于初始位置，开展下一次试验。

针对本次水上碰撞试验，控制碰撞速度在1 m/s左右，碰撞角度为90°的正撞和75°与60°的斜撞，撞击点位于试验模型中部两肋位之间和试验模型两侧距中部80 mm的强肋位处，选取7组能够较好的记录整个碰撞响应过程的试验工况进一步展开分析，具体工况如表5所示，不同撞击位置示意如图6所示，正撞时沿Y轴正向。

1.4 试验结果与分析 1.4.1 撞击力响应

读取不同工况下的三向力传感器数据，并进行拟合处理，可得相应工况下的撞击力合力时程曲线，具体如图7所示，表6则记录了不同工况的撞击力峰值。通过对图7及表6的分析可得，在相同90°碰撞角度，碰撞位置相同时，撞击力峰值随撞击速度增大而增大，而当相同90°碰撞角度，碰撞位置不同时，撞击肋骨之间舷侧外板的撞击力峰值小于撞击强肋位时的撞击力峰值。进一步对比分析角度的影响，可以发现碰撞速度相近时，碰撞角度从90°递减15°，碰撞位置为肋位之间时，撞击力峰值减小的比例为14.1%，碰撞位置为强肋位时，撞击力峰值减小的比例为18.8%。

1.4.2 加速度响应

由于本文所开展的不同试验工况的撞击速度差值相对较小，因此所测堆舱内的测点加速度相差不大。对于堆舱加速度响应的分析，仅选取了3个工况下4个测点的Y向加速度曲线，即垂直撞击工况下撞击船运动方向，具体如图8所示，其最大峰值汇总于表6。选取工况3中6号测点为基准工况，通过与工况2中6号测点对比可得，撞击位置为强肋位的加速度响应比肋位之间的偏大；通过与工况3中3号测点对比可得，距撞击位置偏远的3号测点存在一定的加速度响应滞后，2个测点的加速度响应最大峰值相差不大；碰撞角度变小时，加速度响应在小范围内增加。

2 堆舱结构碰撞响应数值仿真分析 2.1 有限元模型

根据堆舱结构试验缩比模型和撞击船实际尺寸进行建模，如图9所示，开展堆舱结构碰撞响应数值仿真分析，其中有限元模型沿船长方向为X轴，沿船宽方向为Y轴，沿吃水方向为Z轴。板厚按照实测板厚输入，并保持重心与试验模型一致。为兼顾计算精度和计算效率，结合网格敏感性分析，选取模型的网格尺寸20 mm，堆舱舱段结构有限元模型网格总数为258203，撞击船有限元模型网格总数为23744。在数值仿真中针对不同板厚选取对应的应力应变曲线作为Q235钢的材料参数输入值。由于撞击船前端安装的力传感器材料为铸铁，在碰撞过程中产生的变形可以忽略不计，故将其设置为刚体。定义撞击船与被撞船之间为自动面面接触，船体自身接触为自动单面接触^[16]，撞击船与被撞击船碰撞接触以及船体自身接触的动摩擦系数与静摩擦系数均取为0.3^[17]。堆舱结构模型和撞击船均采用附连水质量法，其中堆舱结构模型的附连水系数取0.4，撞击船附连水系数取0.05^[16]。

2.2 仿真结果与分析

针对典型工况1、工况2、工况4和工况7，将数值计算结果与试验结果进行对比，如表7所示，各工况撞击力时程曲线如图10所示，为便于整体趋势的对比，对撞击力时程曲线进行拟合处理。可以发现，变化趋势基本相同，撞击力峰值相近，最大误差为8.7%。各典型工况数值计算值略大于试验值，其误差原因与数值仿真过程中选取的附连水系数有关，被撞船的等效质量有所增大，在试验中被撞船周围流体所提供的阻力与数值仿真中有所不同。

针对典型工况1、工况2、工况4和工况7，选取加速度响应较强的6号测点数据进行分析，各典型工况中6号测点的加速度时程曲线如图11所示，结合表8中Y方向加速度响应数值计算结果与试验结果对比，可以发现两者的变化趋势呈现较好的一致性，加速度响应最大峰值均出现在碰撞开始0.005 s左右，数值计算中加速度响应大于试验值，最大误差为19.5%，因数值计算采用附连水法的原因，结构阻尼较小，导致计算所得加速度响应较大，计算结果偏安全，利用该方法所得的结构响应可作为碰撞载荷作用下堆舱结构冲击环境分析的参考依据。

针对典型工况2和工况7，数值计算得到舱段结构碰撞区域的最大变形值与试验测量值的对比如表8所示，其中撞击船以1.31 m/s呈90°撞击时，试验测得变形约为3.0 mm，数值计算值为2.6 mm，误差为13.3%；而当撞击船以1.29 m/s呈60°撞击时，试验测得变形约为2.5 mm，数值计算值为2.3 mm，误差为8.0%，产生误差的原因可能是在实际试验过程中，撞击船的碰撞角度难以确保精确。通过缩比堆舱结构模型水上碰撞试验结果与数值计算的结果对比，验证了数值仿真方法的准确性和可行性。

3 整船碰撞数值仿真分析 3.1 碰撞模型与工况

在舱段结构碰撞数值仿真基础上，为探究船舶在发生突发碰撞情况时的安全性，针对某核动力堆舱结构整船模型，选取某一大型远洋渔船作为撞击船，其主尺度参数如表9所示，开展整船碰撞仿真计算，以评估该船发生意外事故时的结构安全。

船舶碰撞的不可预测性较高，在实际船舶碰撞中，2艘既定船舶发生碰撞的角度、位置、相对吃水等参数往往不可预测，但为了最大限度评估被撞船船体结构的安全性，选取最危险工况作为该核动力堆舱结构整船模型碰撞仿真计算方案，碰撞位置选取堆舱结构所在舱段，碰撞角度选取最危险的90°直角撞击，碰撞时的相对吃水分别选取2艘船的满载工况。

发生碰撞时，被撞船的结构损伤大多发生在碰撞区域附近所在舱段，其他区域结构几乎不发生损伤，甚至结构应力均在弹性范围内，其他区域的结构关心度较低，因此为保证被撞船舷侧结构损伤表征的合理性，进行网格细化，具体如图12所示。某核动力堆舱结构整船模型碰撞区域舷侧外板的平均板厚为25 mm，根据文献[12]采用8倍板厚的网格尺寸进行建模时，能够合理有效的描述结构的碰撞响应，因此碰撞区域网格尺寸设置为200 mm，其他区域的结构网格尺寸设置为800 mm，其网格总数为690426，撞击船整船设置网格尺寸为500 mm，其网格总数为206633。

3.2 整船碰撞结构损伤及应力结果分析

大型远洋渔船以10 kn航速与某核动力堆舱结构整船发生整船碰撞，其碰撞结构损伤计算结果如图13所示，均为2艘船碰撞越过共速时间节点后的结果，即碰撞完成阶段。可以发现，较高集中应力区域在舷侧结构的撞击位置，舷侧结构产生5.4 m×3.9 m的破口及3.9 m×1.1 m的凹陷损伤，堆舱顶部防护结构产生了5.6 m×1.0 m范围的局部塑性变形，但未发生破损。

4 结　语

1）碰撞速度相近时，撞击肋骨之间舷侧外板的撞击力峰值小于撞击强肋位时的撞击力峰值，当碰撞角度从90°递减15°，碰撞位置为肋位之间的撞击力峰值减小比例为14.1%，而碰撞位置为强肋位的撞击力峰值减小比例约为18.8%。

2）通过与试验的撞击力大小、堆舱内部典型位置的加速度响应及舷侧结构的变形损伤情况进行对比，典型工况的撞击力峰值最大误差为8.7%，加速度最大峰值的最大误差为19.5%和最大损伤变形值的最大误差为13.3%，验证数值计算方法的合理性。

3）针对某15000 t级远洋渔船以10 kn航速碰撞堆舱结构整船模型时，舷侧结构产生5.4 m×3.9 m的破口及3.9 m×1.1 m的凹陷损伤，堆舱顶部防护结构产生了5.6 m×1.0 m范围的局部塑性变形，但未发生破损，验证了该核动力堆舱结构具有较好的抗碰撞性能。