20 000 t浮動核電站駁船與補給船碰撞計算分析

吳偉國王天琦郭 君陳永備

（1.九江職業(yè)技術學院 九江332007；2.哈爾濱工程大學 船舶工程學院 哈爾濱150001）

20 000 t浮動核電站駁船與補給船碰撞計算分析

吳偉國1王天琦2郭 君2陳永備1

（1.九江職業(yè)技術學院 九江332007；2.哈爾濱工程大學 船舶工程學院 哈爾濱150001）

浮動核電站駁船作為反應堆的承載結構，其耐撞性能與發(fā)生碰撞時反應堆部位的沖擊環(huán)境對核電站的運行安全有十分重要的影響。文章參考俄羅斯即將投入運營的“羅蒙諾索夫”號浮動核電站的結構形式和布置情況，在ANSYS/LSDYNA中建立了浮動核電站駁船與其中的小型核反應堆及其主要管路的簡化有限元模型，對駁船舷側在與補給船球鼻首發(fā)生微能碰撞時結構的變形損傷情況進行分析，并通過計算核反應堆關鍵位置處的沖擊譜，對碰撞過程中反應堆部位的沖擊環(huán)境進行了分析，為管路相關設備的沖擊設計提供參考。

浮動核電站；船舶碰撞；LS-DYNA；舷側結構損傷；沖擊譜

引 言

隨著經濟社會的快速發(fā)展，人類對能源的需求量與日俱增，對安全、高效、清潔能源的開發(fā)也日益關注重視。核能作為一種高效的能源，在越來越多的地區(qū)被推廣使用，但傳統(tǒng)的陸上核電站除了存在核輻射污染的環(huán)境問題外，當發(fā)生地震等自然災害時其安全性也倍受人們關注。與傳統(tǒng)的陸上核電站相比，浮動核電站不僅能夠有效避免地震等自然災害對核電站結構帶來的損傷以及由此引發(fā)的安全問題，而且其占地面積極小、造價和運行成本較低，并可以為海洋油氣平臺等離岸工程、偏遠海島、沿海工廠聚集區(qū)、港口城市甚至是大型人工浮島等提供充足的電力，同時還可以滿足相關地區(qū)供熱、海水淡化、核能制冷等多元化發(fā)展需求。

浮動核電站的安全問題一直是人們所關注的重點，也是浮動核電站相關技術需要解決的首要問題。其中，浮動核電站可能發(fā)生的船舶碰撞問題是影響其安全的一個重要因素。本文將通過LSDYNA顯示動力學分析對浮動核電站駁船與補給船球鼻首的碰撞過程進行數值仿真，并對舷側結構損傷及反應堆的沖擊環(huán)境進行分析。

1 浮動核電站有限元模型的建立

本章將介紹根據有關資料所提供的參數，結合實際情況所建立的駁船船體結構的簡化有限元模型。此外，還將介紹補給船球鼻首與駁船碰撞模型中相關參數的設置。

1.1 船體有限元模型的建立

根據近年來有關浮動核電站的新聞報道［1］，可以得到俄羅斯首座浮動核電站“羅蒙諾索夫”號駁船主要的船型參數：船長144 m、船寬30 m、吃水5.6 m、排水量21 500 t。

上層建筑的結構形式，根據有關文獻中所展示的立體模型圖和剖面圖［2］，結合已知的主要船型參數，即可按照比例推斷出其大致尺寸。由此可以對浮動核電站駁船與其上層建筑進行設計并建立有限元模型。這個過程中所使用的參考模型及最終所建立的浮動核電站駁船的外形如圖1所示。

圖1 參考模型與建立的浮動核電站駁船外形

考慮到浮動核電站駁船工作的特殊性，也應著重考慮其安全性，因此駁船的底部結構設置為雙層底，舷側采用傳統(tǒng)雙層舷側結構。雙層底高度取為1.5 m，肋板的間距設置為3 m，縱骨間距設置為1.6 m，縱桁間距取5 m。雙層舷側間隔取為1.6 m，內部沿高度方向每隔2.5 m布置有縱桁，每個肋位處設置有豎向的桁材或骨材，不再設置尺寸更小的加強筋，雙層底與舷側外板厚度均設為20 mm。

船體內各層甲板下用骨材來加強。甲板的厚度設置為18 mm，沿船長方向每隔3 m設置甲板橫梁，沿船寬方向每隔1.6 m設置甲板縱骨，甲板間距設置為2.5 m。在艙壁間隔特別大的艙室處，甲板縱骨與橫梁尺寸也相應地加大，以滿足結構強度的需要。

船內縱橫艙壁板的厚度同樣設置為18 mm，橫艙壁的間距一般設為9 m，縱艙壁間距一般為5 ～10 m，其具體的大小根據船內布置的具體情況而定的。在縱橫艙壁上同時布置加強筋，以使這些板架的強度滿足結構的要求。

上述各部分船體結構有限元模型中所使用到的幾種不同規(guī)格的骨材形式如表1所示。

各層甲板、艙壁、雙層底與舷側如圖2所示。

表1 駁船船體有限元模型所采用的骨材形式

圖2 各層甲板、縱橫艙壁、雙層底及雙層舷側

據相關文獻資料［3］介紹，“羅蒙諾索夫”號浮動核電站駁船的艙室大致可分為居住區(qū)、控制室、核反應堆區(qū)域、渦輪蒸汽發(fā)電機艙等區(qū)域。反應堆區(qū)域位于船舯，從反應堆向船首方向為渦輪蒸汽發(fā)電機等電力設備區(qū)域，向船尾方向為輔助設備的區(qū)域及居住區(qū)。這樣布置既可保證浮動核電站運行所需的安全環(huán)境，且能夠實現(xiàn)管路與電纜布局的優(yōu)化。兩個核反應堆被安置于船舯的反應堆區(qū)域，每個核反應堆均有獨立的鋼制密封安全殼。反應堆區(qū)域被外圍多層艙室艙壁保護。根據上述介紹設計并建立的駁船有限元模型，在縱剖面船體內部的模型局部和布置情況示意圖如圖3所示。

圖3 船體內部布置情況示意圖和模型局部

綜合考慮計算時間與計算精度，船體有限元模型大部分區(qū)域采用的網格大小為0.5 m。在局部區(qū)域如駁船舷側發(fā)生碰撞處為減少計算過程中沙漏能的影響，獲得更加精確的結果，對局部網格進行了細化。此處最先接觸球鼻首區(qū)域的網格尺寸最小為62.5 mm，向周圍逐漸增大直至0.5 m。

本文有限元模型中船體結構所采用的材料模型為雙線性隨動強化模型，相關的材料參數參考船用低碳鋼的有關屬性，具體數值如表2所示。

表2 船體結構有限元模型材料的基本屬性

選用的材料考慮到應變率敏感性，采用與實驗數據擬合較好的，適用于理論分析和數值計算并得到了廣泛使用的Cowper-Symonds本構方程：

對于普通的低碳鋼，式（1）中D = 40.4，q = 5［4］。

在利用ANNSYS/LS-DYNA建立有限元模型的過程中，船體結構的板單元大部分采用的是默認的Belytschko單元公式，對于碰撞區(qū)域的板則采用更適合于大變形的Hughes-Liu單元公式［5］，由于材料的選擇為雙線性隨動強化模型，塑性應力分布模式在單元厚度方向上并不光滑，因此板單元的積分規(guī)則選擇結果更準確的梯形積分［5］。大部分區(qū)域的積分點設置為5個，在碰撞處設置為24個，目的是降低沙漏能的影響，得到對碰撞過程更精確的模擬。

本文的有限元模型中材料的失效準則選用了材料的失效應變。Paik［6］從大量的有限元模型與實驗的對比中發(fā)現(xiàn)，有限元模型的材料失效應變是單元尺寸的函數，而不只由材料本身的性質所決定。雖然尚未形成共識，但一般認為單元尺寸越大，失效應變的值就應越小。

Kitamura［7］做過一系列準靜態(tài)穿透和動態(tài)跌落試驗，然后用有限元模擬這些試驗過程，得出了失效應變和單元平均尺寸之間的關系曲線，如圖4所示［8］。

圖4 失效應變與單元平均尺寸關系曲線

根據本文碰撞區(qū)域有限元模型所采用的網格尺寸約為60 mm的情況，結合上述有關資料的介紹。在本文的有限元模型中，材料失效應變設置為0.26。

沙漏控制對于結構部件來說，基于剛性的沙漏控制比粘性沙漏控制更為有效，通常在使用剛性沙漏控制時將默認的沙漏系數0.1減小至0.03 ～ 0.05的范圍以獲得更好的效果，這種做法既可同時具有最小化非物理的硬化響應，又可有效抑制沙漏模式。因此，本文的有限元模型所采用的沙漏控制為LS-DYNA中的類型4，沙漏系數設置為0.03。

1.2 船舶碰撞模型所采用的參數

在船舶碰撞分析時，一般認為對心直角碰撞是最危險的狀態(tài)［9］，本文所采用的駁船與補給船碰撞的有限元模型即為考慮補給船外伸球鼻首垂直碰撞駁船舷側的情況，碰撞位置設置為正對反應堆的舷側板格中心，與駁船重心位置在駁船中縱剖面內偏差不大。除了在與碰撞位置距離較近的駁船底部外，添加了高度方向的位移約束，用以模擬周圍流體對垂蕩運動的阻礙外，其他方向的自由度均無約束，撞擊速度方向滿足動量守恒的條件。

由于球鼻首的空間形狀相當復雜，難以用一個解析函數表達式將其精確描述。本文中球鼻首空間曲面的模型采用了拋物線z = k·r2，繞z軸旋轉生成的拋物面來近似地表示，其中參數k可以作為控制球鼻鈍銳程度的形狀系數。對于一般的球鼻首，其形狀系數k的值在0.1 ～ 0.5之間［10］，本文所用的模型中取0.2。

因傳統(tǒng)球鼻首的剛度一般遠大于舷側結構，因此在船舶碰撞研究中，通常將球鼻首設為剛體［11］，這與實際情況也是較為相符的。本文的計算模型即采用了這種方式，將補給船的球鼻首簡化為了剛性撞頭。球鼻首與駁船舷側接觸面上的網格同樣采用較細的網格以保證接觸分析的精確度。此外，考慮到補給船質量，在球鼻首背面邊緣均勻布置了4個2 200 t的質量點，使此剛性撞頭能夠模擬補給船排水量和發(fā)生碰撞時所具有的較小附連水質量［12］，總計約8 800 t。采用了面面接觸中自動接觸的模式（ASTA）。

在船舶碰撞的研究中，附連水質量往往會產生很大的影響，因此在建立船舶碰撞模型的過程中需要著重考慮。Minorsky在其有關船舶碰撞研究開創(chuàng)性的論文［13］中提出了船體橫蕩運動附連水質量的計算公式為myy= 0.4 m，式中：myy為船舶橫蕩運動的附連水質量，m為船舶的排水量。本文的有限元分析模型采用的附連水質量設置為8 400 t約為0.4倍的實際排水量，將附連水質量以質量點的形式均布在被撞擊駁船水線面以下沒有發(fā)生碰撞的另一舷側，用以模擬在碰撞過程中另一舷側流體的慣性在舷側外板上的作用。

2 駁船舷側結構損傷情況

根據有限元分析結果的后處理，浮動核電站駁船在與代表補給船球鼻首的剛性撞頭的微能碰撞中，舷側結構發(fā)生了較大的塑性變形，而其他部位的結構并未產生明顯變形。被球鼻首以2.5 m/s的速度，撞擊舷側結構縱向與豎向桁材所圍成的板格中心后，塑性應變云圖如圖5所示。

圖5 駁船舷側結構塑性應變云圖

從圖5可以看出，在補給船球鼻首與駁船舷側結構的微能碰撞完成后，舷側外板并未發(fā)生穿透，而只是產生了較大的塑性變形。最先發(fā)生碰撞的中間板格具有較大的塑性應變，周圍一圈8塊板格長9 m、高6.5 m的范圍內，也有著不同程度的變形，在桁材支撐處的塑性應變更大一些。在其他幾個初始撞擊速度較小的情況下，舷側外板的變形情況與上述情況基本一致，僅在各階段的發(fā)生時間與碰撞完成后所到達的最終狀態(tài)上有所差異。

由于在材料屬性中考慮了失效應變，LS-DYNA在進行有限元分析計算的過程中會將失效的單元自動刪除，在隨后的計算步中將不再考慮失效單元的作用。在初始碰撞速度為1 m/s和1.5 m/s的情況中，沒有出現(xiàn)失效的單元。在初始碰撞速度為2 m/s時出現(xiàn)了極少的單元失效，現(xiàn)象并不明顯，在2.5 m/s初始撞擊速度時，出現(xiàn)了明顯的單元失效現(xiàn)象。

當初始撞擊速度為2.5 m/s時，碰撞過程完成后，雙層舷側內部結構塑性應變云圖如圖6所示。

圖6 雙層舷側內部結構塑性應變云圖

可以看出：在雙層舷側內，縱向與豎向桁材承受了較大的應力、發(fā)生較大的塑性應變。在兩者交叉所形成的十字結構根部，部分單元出現(xiàn)了失效。

該現(xiàn)象可以解釋為：這部分結構作為沿撞擊速度方向較強的結構，在碰撞過程中承擔了更多撞擊力由舷側外板向內的傳遞。且在交叉結構的根部，更容易出現(xiàn)應力集中的現(xiàn)象。因此，該位置處局部單元將會較早產生過大的應變，從而導致這些單元失效。

3 浮動核電站沖擊環(huán)境的分析

在浮動核電站駁船與補給船碰撞計算分析中，除了駁船舷側結構的變形損傷情況是碰撞過程重點研究的對象外，核反應堆部位關鍵部位的沖擊環(huán)境也需要進行分析。

3.1 核反應堆有限元模型的建立

“羅蒙諾索夫”號浮動核電站配有兩座型號為KLT-40S的小型核反應堆，它是由俄羅斯Afrikantov OKBM（阿夫里坎托夫機械工程實驗設計局）設計的。

單座反應堆的熱功率為150 MWt，并能產生35 MWe的電力用于供電或海水的淡化。它的堆芯采用了四環(huán)路強迫循環(huán)的方式進行冷卻，并依靠對流進行應急冷卻［14］。

KLT-40S是一個二回路的輕水反應堆，反應堆壓力容器通過短接管與四臺蒸汽發(fā)生器和四臺主泵進行連接。其結構模型的示意圖如圖7所示［14］。

圖7 KLT-40S結構模型示意圖

該反應堆的壓力容器由殼體、頂蓋、可移動部件、堆芯、補償聯(lián)動裝置及堆芯驅動機構組成，殼體是由鍛壓和焊接而成的。蒸汽發(fā)生器是一個線圈型并流熱交換器，在管系內產生蒸汽。蒸汽發(fā)生器內部的管道是用鈦合金制造的，形狀像圓柱型螺旋線圈。除此之外其他相關的罐體還包括主泵、安注箱和穩(wěn)壓器等相關配套設備。除此之外其他相關的罐體還包括主泵、安注箱和穩(wěn)壓器等相關配套設備。該反應堆裝置采用組件型堆芯，使用陶瓷金屬燃料和濃度＜20%的濃縮鈾，符合不擴散要求［15］。

KLT - 40S反應堆二回路所采用的蒸汽管線布置情況，以及反應堆上部的結構形式，如圖8所示［14］。

根據相關文獻［3］的介紹，反應堆壓力容器內高3 892 mm，內徑1 920 mm，圓柱殼壁厚128 mm，反應堆所在安全殼的總尺度為12 m× 7.92 m×12 m。其他相關參數由以上數據結合實際進行設定，最終所得到的反應堆一回路管道與相關罐體的模型如圖9所示。

圖8 KLT-40S二回路管路布置與上部結構

圖9 反應堆一回路管道與相關罐體模型

反應堆二回路與蒸汽發(fā)生器相連的若干管路的結構形式，根據上述介紹及相關圖片可大致確定。在建模的過程中取與每個蒸汽發(fā)生器相連的一粗一細兩條管路進行建模，總共8條。具體參數根據圖片中所顯示的比例與資料中所介紹的已知參數，在模型中設定為：粗管外徑90 mm、內徑60 mm，細管外徑60 mm、內徑40 mm，單元類型選用梁單元，網格劃分較細以便于更加真實地模擬實際情況。

反應堆各結構所選用的材料與船體相同。最終建立的反應堆相關管路簡化結構有限元模型如圖10所示。

圖10 反應堆相關管路簡化結構有限元模型

3.2 反應堆關鍵部位沖擊譜的計算

通過對有限元分析結果的后處理，可以得到浮動核電站駁船內部結構關鍵位置處的加速度時歷曲線，經濾波后再利用相關的的MATLAB程序進行計算，即可得到其所對應的的加速度譜、速度譜以及相應的三折線設計譜等數據。

根據相關文獻［16］的介紹，核電站所使用的儀表閥門是一種特殊的工業(yè)設備，需要考慮其在惡劣環(huán)境中的可靠性，抗沖擊分析是安全評審的一個必要環(huán)節(jié)。因此，關于沖擊環(huán)境的分析重點考察核反應堆相關管路中，可能安裝儀表閥門等部件的位置處沖擊環(huán)境的情況。

本文有關沖擊環(huán)境的分析計算，選用初始撞擊速度為2 m/s時的有限元模型分析所得的結果。考察點選擇了三個比較有代表性的點，它們在浮動核電站駁船反應堆區(qū)域的位置如圖11所示。

圖11 各考察點在核反應堆中的位置示意圖

其中A點位于距離右舷撞擊位置較近的反應堆中二回路的粗管上；B點位于距離駁船被撞擊位置較遠的另一舷側的反應堆中二回路的粗管上；C點位于距離右舷撞擊位置較近的反應堆中二回路的細管上。

上述三個位于反應堆管路上的考察點，在碰撞過程中沿高度方向加速度時歷曲線形狀大致相同，以點A的加速度時歷曲線為例，如圖12所示。

圖12 A點的加速度時歷曲線

根據上述每個位置處，加速度時歷曲線中的1 000個數據點的時間與加速度的數值，利用MATLAB所編寫的相關程序，計算得到A點、B點和C點的加速度譜，即不同頻率與其所對應的最大加速度的關系曲線，依次如圖13所示。

圖13 各考察點的加速度譜

從圖中可以看出，各考察點加速度譜的走勢大致相同，在頻率較高時加速度幅值較大。隨著頻率的增大，加速度數值的變化逐漸趨于穩(wěn)定。此外，通過計算A點所提取的加速度隨時間變化的數據，還可以得到該位置處的沖擊譜，即速度譜（如圖14所示），其他兩點與其形式類似。

圖14 A點的速度譜

從圖中可以看出，各考察點速度譜的走勢大致相同，中間范圍的頻率所對應的速度響應幅值較大，在高頻時速度響應的幅值逐漸減小。

除加速度與速度外，通過對已有數據的計算，也可以得到A點的位移譜（見圖15），其他兩點與其形式類似。可見，各考察點的位移在低頻范圍內較大，隨著頻率增加，頻率所對應的位移幅值逐漸減小。

圖15 A點的位移譜

在艦載設備或陸上建筑物的抗沖擊設計中，提供給設計方的數據要包括能引起結構最大響應的沖擊激勵。以此作為抗沖擊設計階段的基礎輸入，進而考核結構的抗沖擊能力。設計沖擊譜可以作為這種沖擊激勵最好的表現(xiàn)形式。

設計譜本身是一種含有人為和統(tǒng)計因素的三折線圖譜，設計譜中的三折線分別對應的是低、中、高這三個頻段，在低頻段內表現(xiàn)出的有限位移D、中頻段內表現(xiàn)出的是有限速度V、高頻段內則表現(xiàn)出的有限加速度A，在設計譜中包含位移、速度、加速度這些最基本的沖擊輸入，因而它是在考核結構抗沖擊性能時，一種簡單有效的沖擊輸入表現(xiàn)形式，為將上述譜值在圖中簡明地表示出來，通常將三個譜值繪制在一個對數圖譜中［17］。各譜值間存在的轉換關系如式（2）、式（3）所示。

上述三個位置處的設計譜，根據設計沖擊譜的相關概念，同樣可以由已有的數據計算得到。A點的設計沖擊譜如圖16所示，其他兩點與其形式類似。

圖16 各考察點的設計沖擊譜

3.3 反應堆相關管路沖擊環(huán)境分析

通過對后處理所得數據進行計算，得到了各考察點處有關的沖擊譜，可以為浮動核電站反應堆在船舶碰撞時沖擊環(huán)境的評價和管路相關設備的沖擊設計提供依據。

相關文獻［16］在對核級儀表閥的沖擊強度進行分析時，所采用的沖擊加速度與頻率的激勵數據，在頻率高于100 Hz時達到1 000 m/s2左右，與圖13所示本文計算所得加速度譜峰值的情況相當。因此，根據本文有限元分析所得結果計算出的沖擊譜，與相關核級設備抗沖擊分析時所采用的沖擊激勵大小具有相同的數量級。這個結果驗證了在對浮動核電站反應堆相關管路的沖擊環(huán)境進行分析時，利用本文的船舶碰撞模型所得數據的合理性。

相關文獻［18］介紹了陸上核電設備的抗震試驗，其中所提到的核級風機在進行安全停堆地震SSE考核試驗時，X方向人工地震波及其反應譜如圖17所示［18］。其中所采用的激勵輸入數據根據的是設計院提供的模擬地震作用，振動持續(xù)時間為40 s，強震部分持續(xù)時間為15 s。

圖17 人工地震波及其反應譜

對比圖17與上文中的圖12和圖13的有關數據可以看出，浮動核電站駁船在與補給船球鼻首碰撞的過程中，核反應堆相關管路的加速度時歷曲線和加速度譜的峰值，均遠大于陸上核電站在地震時所承受的峰值，但船舶碰撞激勵持續(xù)時間一般為1 s左右，遠小于地震波激勵的持續(xù)時間。

因此，在浮動核電站的結構設計中雖然不需要考慮地震波對核反應堆的影響，但要考慮到發(fā)生船舶碰撞時，核反應堆內部管路等結構所承受的瞬時較大的加速度。因此要通過對相關結構的合理布置以及能夠減小沖擊載荷的緩沖結構的使用，盡可能地改善核反應堆管路系統(tǒng)作為相關設備基礎時的沖擊環(huán)境，保障浮動核電站的安全運行。

4 結 論

本文參考俄羅斯即將投入運營的“羅蒙諾索夫號”浮動核電站的結構形式和布置情況，根據相關資料所介紹的參數，結合實際情況設計并建立了浮動核電站駁船與補給船碰撞的有限元模型。

根據有限元分析的結果，對雙層舷側結構在與球鼻首發(fā)生直角對心微能碰撞過程中的變形及損傷情況進行了分析。對于本文所設計的結構和所采用的撞擊速度等參數，得到的結論主要包括：

（1）在撞擊速度不大于2.5 m/s時駁船舷側外板不會發(fā)生破裂，僅在撞擊部位及相鄰板格處產生較大塑性變形。

（2）在撞擊速度為2.5 m/s時雙層舷側內部十字結構根部應力集中處，部分單元發(fā)生了失效，在撞擊速度較小時沒有明顯的單元失效現(xiàn)象發(fā)生。

（3）本文在通過數值仿真方法分析船舶碰撞問題的過程中，所采用的方法及相關參數的選擇，對于同類問題的研究有著一定的參考價值。

通過對反應堆相關管路考察點加速度時歷曲線進行處理，得到了相應位置處的一系列沖擊譜。通過對相關數據的分析可獲得的結論主要包括：

（1）與地震波激勵相比，船舶碰撞激勵所引起的反應堆相關管路加速度時歷曲線和加速度譜的峰值要大很多，但激勵持續(xù)時間則要少很多。

（2）本文得到的數據，還可作為管路上相關設備在進行抗沖擊試驗時所采用的激勵輸入，以此來對這些核級設備的抗沖擊性能進行評價與優(yōu)化。

本文所開展的各項工作，為評估浮動核電站在運行過程中可能發(fā)生的船舶碰撞問題提供參考，有利于在浮動核電站的設計過程中進一步完善相關結構在發(fā)生碰撞時的性能，從而保障浮動核電站的安全運行。

［1］焦旭.首座浮式海上核電站2016年運行［N］.中國能源報，2013-07-15.

［2］佚名.什么是浮式核電站［J］.能源，2014（7）：34-35.

［3］OKBM.KLT-40S Design Description ［EB］.2013，http：//www.docin.com/p-1436662828.html.

［4］王自力，顧永寧.應變率敏感性對船體結構碰撞性能的影響［J］.上海交通大學學報，2000（12）：1704-1707.

［5］張鵬，周德源.基于ANSYS/LS-DYNA的護欄沖擊模擬分析精度研究［J］.振動與沖擊，2008（4）：147-152，163，176-177.

［6］Paik J.K.Petersen P T.Modeling of the internal Mechanics in Ship Collision［J］.Ocean Engineering，1996（2）：107-42.

［7］Kitamura O.FEM approach to the simulation of collision and grounding damage［J］.Marine Structure，2002（15）：403-428.

［8］胡紫劍.雙殼舷側結構耐撞性能分析［D］.武漢：華中科技大學，2009.

［9］楊飛，尤小健，國占東，等.船舶碰撞研究中的若干問題［J］.艦船科學技術，2011（08）：182-187.

［10］江華濤，顧永寧.船舶碰撞緩沖型球鼻艏概念探討——球鼻曲率對碰撞的影響［J］.中國造船，2003（02）：27-34.

［11］葉文兵.典型船舶舷側結構耐撞性能研究［D］.武漢：華中科技大學，2008.

［12］Petersen M J.Dynamic of Ship Collision［J］.Ocean Engineering，1982（4）：295-329.

［13］Minorsky V U.An Analysis of Ship Collision to Protection of Nuclear Power Plant［J］.Journal of Ship Research，1959（2）：1-4.

［14］中原公司.俄羅斯KLT-40S介紹［EB］.2012，http：//www.czec.com.cn/xztd/gjdt/683.htm.

［15］張炎.俄羅斯KLT-40型浮動式核電廠［J］.國外核新聞，2004（5）：14-16.

［16］余宏兵，章茂森，靳淑軍，等.核級儀表閥在極限環(huán)境下的抗沖擊強度分析［J］.通用機械，2015（4）：71-73.

［17］李兆俊，汪玉，陳學德，等.管路系統(tǒng)沖擊設計方法分析［J］.振動與沖擊，2008（9）：171-174，192.

［18］劉中華.核電設備抗震試驗與計算分析［D］.上海：同濟大學，2008.

Collision analysis of 20 000 tonnage fl oating nuclear power plant barge collided by supply ship

WU Wei-guo1WANG Tian-qi2GUO Jun2CHEN Yong-bei1
（1.Jiujiang Vocational and Technical College，Jiujiang 332007，China；2.College of Shipbuilding Engineering，Harbin Engineering University，Harbin 150001，China）

The floating nuclear power plant barge is the load-bearing structure of nuclear reactors.The crash worthiness of the floating nuclear power plant barge and the shock environment of the reactor site during the collision have great impact on the operation safety of the nuclear power plant.This paper takes the structure and arrangement of the floating nuclear power plant “Akademik Lomonosov” of Russia as reference，which will soon be put into operation.The simplified finite element modelling of the floating nuclear power plant barge，the small nuclear reactor，and the main pipelines are built in ANSYS/LS-DYNA.The structural deformation and damage in the minor collision of the broadside of the barge with the bulb bow of the supply ship is then analyzed.And the shock spectra of the critical positions in the nuclear reactors are calculated to analyze the shock environment of the reactor site during the collision，which can provide references for the shock design of the equipments relating to the pipelines.

floating nuclear power plant； ship collision； LS-DYNA； side structure damage； shock spectrum

U661.43

A

1001-9855（2016）05-0033-11

2016-06-05；

2016-06-24

吳偉國（1981-），男，碩士，講師，研究方向：船舶結構設計。王天琦（1994-），男，研究方向：船舶振動與沖擊。郭 君（1981-），男，博士，副教授，研究方向：船舶振動與沖擊。陳永備（1969-），男，副教授，研究方向：制冷空調及熱能動力。

10.19423/j.cnki.31-1561/u.2016.05.033