吳家鳴 魯宇帆 廖華 盧立樺

(1.華南理工大學(xué) 土木與交通學(xué)院，廣東 廣州 510640；2.廣州市順海造船有限公司，廣東 廣州 511440)

三用工作船與平臺(tái)樁柱側(cè)碰時(shí)船體結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)分析*

吳家鳴1魯宇帆1廖華2盧立樺2

(1.華南理工大學(xué) 土木與交通學(xué)院，廣東 廣州 510640；2.廣州市順海造船有限公司，廣東 廣州 511440)

側(cè)碰狀態(tài)是三用工作船與海上平臺(tái)樁柱碰撞中最危險(xiǎn)的工況之一.文中采用結(jié)構(gòu)有限元分析對(duì)側(cè)碰狀態(tài)下船體碰撞區(qū)的結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行時(shí)域數(shù)值仿真，對(duì)側(cè)碰過程中船體結(jié)構(gòu)損傷變形的動(dòng)態(tài)變化、碰撞能量的轉(zhuǎn)換、造成船體結(jié)構(gòu)破壞的主要原因、結(jié)構(gòu)破壞特征與破壞形式、碰撞區(qū)不同結(jié)構(gòu)抵抗撞擊力所起的作用等進(jìn)行觀察，并對(duì)側(cè)碰工況下船體結(jié)構(gòu)碰撞損傷的力學(xué)機(jī)理進(jìn)行研究.數(shù)值仿真結(jié)果表明：碰撞引起的船體結(jié)構(gòu)損傷表現(xiàn)出一種明顯的局部影響特征，結(jié)構(gòu)的損傷主要發(fā)生在碰撞區(qū)內(nèi)和附近區(qū)域，遠(yuǎn)離碰撞區(qū)域的構(gòu)件受碰撞作用的影響很?。话l(fā)生側(cè)碰造成結(jié)構(gòu)破壞時(shí)，撞擊船運(yùn)動(dòng)動(dòng)能主要轉(zhuǎn)變成為以碰撞區(qū)舷側(cè)結(jié)構(gòu)的拉伸、彎曲、褶皺、結(jié)構(gòu)破壞等為表現(xiàn)形式的舷側(cè)結(jié)構(gòu)內(nèi)能，碰撞區(qū)平行結(jié)構(gòu)組比垂向結(jié)構(gòu)組承擔(dān)了更多的碰撞載荷.

側(cè)碰；三用工作船；海洋平臺(tái)樁柱；有限元法；結(jié)構(gòu)損傷；船體結(jié)構(gòu)

三用工作船是一種主要為海洋油氣資源開發(fā)提供多種特點(diǎn)作業(yè)服務(wù)的深水作業(yè)三用型守護(hù)船，其功能要求決定了它在作業(yè)過程中常常會(huì)遇到工作船與海洋結(jié)構(gòu)物的碰撞問題，這些碰撞對(duì)三用工作船是否造成結(jié)構(gòu)性的破壞是船舶設(shè)計(jì)人員所關(guān)心的一個(gè)問題.海洋平臺(tái)在波浪環(huán)境下的載荷分析以及與船舶碰撞過程中平臺(tái)結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)已有不少研究[1-2].然而，現(xiàn)有船舶碰撞問題研究的關(guān)注點(diǎn)往往是船舶對(duì)被碰撞結(jié)構(gòu)物的破壞作用，而對(duì)于碰撞過程中船舶結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)過程的關(guān)注較少.文中將研究的關(guān)注點(diǎn)放在三用工作船與平臺(tái)樁柱碰撞時(shí)船體結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的力學(xué)機(jī)理分析上.

船舶碰撞問題牽涉到復(fù)雜的非線性動(dòng)態(tài)響應(yīng)過程，它具有明顯的撞擊結(jié)構(gòu)與被撞擊結(jié)構(gòu)之間非線性耦合動(dòng)力學(xué)特征.不同的結(jié)構(gòu)物形式、不同的碰撞狀態(tài)會(huì)表現(xiàn)出不同的結(jié)構(gòu)響應(yīng).對(duì)于非破壞性碰撞過程，碰撞結(jié)構(gòu)往往通過結(jié)構(gòu)變形彈性能等方式來吸收船舶碰撞的能量；對(duì)于由高速、大質(zhì)量引起的高強(qiáng)度碰撞過程，碰撞區(qū)的構(gòu)件往往會(huì)超越彈性階段而進(jìn)入塑性流動(dòng)狀態(tài)，并可能出現(xiàn)撕裂、屈曲等各種形式的破壞或失效，從而破壞船舶的有效使用功能[3-5].如何正確地預(yù)報(bào)、估算和分析不同碰撞工況下船體結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度狀況，從而對(duì)碰撞后船體結(jié)構(gòu)是否安全做出準(zhǔn)確的評(píng)估，對(duì)于保證船舶結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的可靠性十分重要.

目前對(duì)于船舶碰撞后船體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度及損傷分析方法主要有：簡(jiǎn)化分析方法[6-7]、試驗(yàn)方法[8-9]、經(jīng)驗(yàn)方法[10]以及有限元分析方法[11-15].這些方法具有各自的應(yīng)用對(duì)象與適用范圍.簡(jiǎn)化分析方法的主要特點(diǎn)是針對(duì)碰撞問題的具體特征，對(duì)理論計(jì)算模型做出一定的簡(jiǎn)化，在此基礎(chǔ)上給出一個(gè)簡(jiǎn)明的解析表達(dá)式，這種方法一般用在初步設(shè)計(jì)階段對(duì)船體結(jié)構(gòu)做出粗略的碰撞評(píng)估.試驗(yàn)方法通常被認(rèn)為是一種比較可靠的方法，也可以得到比較精確的結(jié)果，但往往由于碰撞測(cè)試試驗(yàn)的費(fèi)用非常昂貴而不容易普遍應(yīng)用.經(jīng)驗(yàn)方法是在對(duì)大量碰撞事故數(shù)據(jù)采集的基礎(chǔ)上，回歸分析出較為簡(jiǎn)明的碰撞損傷解析表達(dá)式.這種方法具有應(yīng)用簡(jiǎn)便、計(jì)算快速等特點(diǎn)，但由于采集的數(shù)據(jù)與實(shí)際計(jì)算對(duì)象的差異，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算的結(jié)果與客觀實(shí)際有較大的距離.

計(jì)算機(jī)硬件技術(shù)的飛速進(jìn)步，以及以此為依托的非線性有限元技術(shù)的提高與完善，為以有限元數(shù)值仿真技術(shù)分析船舶動(dòng)態(tài)碰撞問題提供了一種實(shí)用和高效的計(jì)算分析手段.有限元數(shù)值仿真技術(shù)分析船舶與海洋結(jié)構(gòu)物動(dòng)態(tài)碰撞問題較之其他研究手段具有其獨(dú)特的優(yōu)越性，它具有可以獲取碰撞過程中船體結(jié)構(gòu)損傷變形的動(dòng)態(tài)變化過程的大量信息等優(yōu)勢(shì).

文中以海洋平臺(tái)這一典型海洋結(jié)構(gòu)作為被碰撞結(jié)構(gòu)物，并用有限元軟件LS-DYNA對(duì)三用工作船與海上平臺(tái)樁柱碰撞中最危險(xiǎn)的情況之一(即側(cè)碰工況)的結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行時(shí)域數(shù)值仿真.通過動(dòng)態(tài)數(shù)值仿真計(jì)算，觀察碰撞過程中船體結(jié)構(gòu)損傷變形的動(dòng)態(tài)變化過程與碰撞損傷的力學(xué)機(jī)理，以此真實(shí)地描述三用工作船在復(fù)雜的作業(yè)工況下與海洋結(jié)構(gòu)物碰撞所引起的船體結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)，也使設(shè)計(jì)者可以準(zhǔn)確地了解船在與海洋結(jié)構(gòu)物碰撞過程中船體結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)變形與受力狀態(tài)、從而對(duì)所設(shè)計(jì)的三用工作船結(jié)構(gòu)是否安全做出準(zhǔn)確的判斷.

1 計(jì)算模型、碰撞工況

三用工作船的工作特點(diǎn)決定了這類工作船與海洋結(jié)構(gòu)物的碰撞發(fā)生概率最大的工況為在惡劣海況下與所服務(wù)的海洋平臺(tái)水線面樁柱結(jié)構(gòu)發(fā)生撞擊，而三用工作船舷側(cè)結(jié)構(gòu)與平臺(tái)樁柱碰撞是這種碰撞中最危險(xiǎn)的情況之一.基于這樣的考慮，文中重點(diǎn)對(duì)三用工作船船舷側(cè)結(jié)構(gòu)與平臺(tái)樁柱碰撞中相接觸的區(qū)域的結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行仿真分析.

1.1 海洋平臺(tái)樁柱計(jì)算模型

三用工作船與海洋平臺(tái)發(fā)生碰撞出現(xiàn)概率較高、對(duì)船體結(jié)構(gòu)造成破壞比較嚴(yán)重的狀態(tài)是船舶在與平臺(tái)碰撞時(shí)被撞部位僅僅是平臺(tái)的其中一根導(dǎo)管架腿而不與平臺(tái)其他構(gòu)件發(fā)生碰撞.考慮到文中關(guān)注的重點(diǎn)為船舶與海洋平臺(tái)樁柱碰撞過程中船體碰撞區(qū)域的局部受損情況，因此將碰撞過程中的平臺(tái)樁柱采用了等效樁法來體現(xiàn)平臺(tái)樁柱的作用.等效樁的長(zhǎng)度取為樁柱樁徑的12倍，上下端剛性固定.樁柱厚度為30 mm，直徑為1.6 m，樁柱材料的屈服應(yīng)力為350 MPa，材料為線性強(qiáng)化彈塑性材料，樁柱材料的其他數(shù)據(jù)和普通的碳素鋼材質(zhì)一致.

1.2 撞擊船的計(jì)算模型

撞擊船的計(jì)算模型為一艘總長(zhǎng)為40.63 m(133 ft)的三用工作船,其主要參數(shù)如表1所示.

表1 三用工作船主要參數(shù)Table 1 Primary parameters of anchor handling towing supply vessel

由于碰撞對(duì)船體結(jié)構(gòu)的影響局限于船體與平臺(tái)樁柱相互接觸附近的局部范圍，碰撞的動(dòng)態(tài)響應(yīng)對(duì)于離開這一范圍稍遠(yuǎn)的結(jié)構(gòu)的影響迅速衰減，因此，考慮到碰撞只對(duì)船體結(jié)構(gòu)產(chǎn)生局部的影響，本計(jì)算將船體結(jié)構(gòu)分為碰撞區(qū)與非碰撞區(qū)兩部分.由于非碰撞區(qū)在碰撞時(shí)不參與變形，它只對(duì)計(jì)算產(chǎn)生剛度和質(zhì)量因素的影響，因此在建模過程中，對(duì)非碰撞區(qū)結(jié)構(gòu)做了簡(jiǎn)化，以減少建模時(shí)間和計(jì)算時(shí)間，船體簡(jiǎn)化模型引起的質(zhì)量損失通過調(diào)節(jié)非碰撞區(qū)外板的密度來彌補(bǔ).對(duì)于碰撞區(qū)，船體的所有構(gòu)件均采用殼單元模擬.文中將重點(diǎn)分析船體碰撞過程中船體在不同的初始碰撞速度下的結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)響應(yīng)，以及船體碰撞時(shí)碰撞區(qū)內(nèi)各種構(gòu)件的結(jié)構(gòu)吸收能量的過程.為此，船體碰撞區(qū)劃分為舷側(cè)外板、舷側(cè)肋骨及桁材、甲板橫材等10個(gè)結(jié)構(gòu)部分.這10個(gè)結(jié)構(gòu)部分的劃分以及所采用的單元算法見表2.

在進(jìn)行有限元計(jì)算網(wǎng)格劃分時(shí)，考慮到碰撞區(qū)域可能發(fā)生的大變形,在對(duì)船體進(jìn)行整體網(wǎng)格劃分后，對(duì)碰撞重點(diǎn)區(qū)域重新進(jìn)行局部網(wǎng)格加密,以滿足計(jì)算精度的要求.另一方面，為了減少有限單元數(shù)量，保證計(jì)算的效率,對(duì)于海洋平臺(tái)在碰撞中的作用，僅選取參與碰撞的被撞擊樁柱作為計(jì)算對(duì)象.文中所使用的三用工作船與平臺(tái)樁柱碰撞的整體有限元計(jì)算模型見圖1，圖2給出了計(jì)算中所使用的碰撞區(qū)域船體結(jié)構(gòu)圖.

表2 碰撞區(qū)結(jié)構(gòu)部分劃分及所采用的單元算法Table 2 Component divisions and algorithms adopted in collision zone

圖1 整體有限元計(jì)算模型Fig.1 Integrated finite element computing model

圖2 碰撞區(qū)域船體結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Hull structure of collision zone

文中采用了面面自動(dòng)接觸作為碰撞過程中的接觸類型，這種接觸方式可以方便地模擬碰撞結(jié)構(gòu)各部分之間的碰撞力，方便地設(shè)置各個(gè)接觸區(qū)域的摩擦系數(shù)，同時(shí)合理地設(shè)置面面自動(dòng)接觸，從而大大減少計(jì)算接觸的時(shí)間.面面自動(dòng)接觸方法的主要原理為從接觸面的節(jié)點(diǎn)與主接觸面在接觸搜尋過程中逐一進(jìn)行相對(duì)位置比較，以確定主從接觸面之間是否發(fā)生穿透，若從節(jié)點(diǎn)沒有穿透主接觸面則不做任何處理；若從結(jié)點(diǎn)與被穿透主表面發(fā)生穿透現(xiàn)象，則引入一個(gè)大小與主體剛度、穿透深度成正比的界面接觸力，這個(gè)接觸力成為罰函數(shù)值.

由于顯式有限元算法采用的是減縮積分，采用這種方法在大大降低計(jì)算時(shí)間的同時(shí)也帶來了沙漏模式，或稱為零能模式[16].沙漏變形過大，仿真結(jié)果可能會(huì)不收斂或者數(shù)據(jù)失效，因此必須對(duì)沙漏模態(tài)進(jìn)行控制.對(duì)沙漏模態(tài)控制的手段通常是在沙漏模式中附加人工阻尼力或人工剛度[16-18]，使其消耗一定的能量，這種能量稱為沙漏能.大量的研究結(jié)果表明：為了保證模型仿真結(jié)果有效，沙漏能必須小于總內(nèi)能的10%[18-20]，控制沙漏能比例的其中一種方法是對(duì)重點(diǎn)區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行局部細(xì)化.文中通過對(duì)碰撞區(qū)結(jié)構(gòu)的網(wǎng)格細(xì)化將沙漏能降為內(nèi)能的5%以下.

1.3 動(dòng)態(tài)碰撞問題的計(jì)算步驟

對(duì)三用工作船與平臺(tái)樁柱碰撞進(jìn)行數(shù)值分析時(shí)，需要首先需要建立船體結(jié)構(gòu)的有限元模型，在此基礎(chǔ)上，對(duì)碰撞過程中船體結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行數(shù)值分析,重點(diǎn)對(duì)碰撞區(qū)域的結(jié)構(gòu)狀態(tài)進(jìn)行評(píng)估.文中所采用的基本計(jì)算步驟如下：

1)利用三維建模軟件Rhinoceros及LS-DYNA中的幾何建模命令建立船體結(jié)構(gòu)的幾何模型.將船體的橫剖面圖導(dǎo)入到Rhinoceros中，通過放樣建立船體外殼，然后將Rhinoceros中建立的外殼文件導(dǎo)入到LS-DYNA中建立除外板外的其他結(jié)構(gòu).在此基礎(chǔ)上，將船體結(jié)構(gòu)中骨材和板材構(gòu)成為一個(gè)整體.

2)生成K文件.K文件是提交給有限元軟件LS-DYNA求解器求解的輸入文件.生成的K文件包含了前處理中的所有數(shù)據(jù)，例如網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)據(jù)、材料屬性、碰撞的初始條件、碰撞的接觸方法等.

3)利用LS-DYNA求解器對(duì)所研究的三用工作船與平臺(tái)樁柱碰撞動(dòng)態(tài)碰撞問題進(jìn)行數(shù)值仿真.

4)利用為L(zhǎng)S-DYNA配套的后處理軟件LS-Prepost查看、提取數(shù)值仿真計(jì)算結(jié)果.對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析.

1.4 計(jì)算工況

文中選取表1所給定的三用工作船作為碰撞研究中的撞擊船.為海洋平臺(tái)服務(wù)的工程船舶與平臺(tái)碰撞的方式主要為艏碰、艉碰、側(cè)碰這3種工況.對(duì)于三用工作船而言，側(cè)碰工況最容易使船體結(jié)構(gòu)受到破壞而喪失其功能.基于這種考慮，文中選擇側(cè)碰作為三用工作船與平臺(tái)樁柱碰撞的主要碰撞形式.為了觀察側(cè)碰工況下對(duì)船舶結(jié)構(gòu)所造成的破壞程度，作者對(duì)工作船以不同速度(1.0、3.0、4.0、5.9 m/s)撞擊樁柱進(jìn)行仿真計(jì)算，以觀察在這些工況下對(duì)三用工作船船側(cè)結(jié)構(gòu)的破壞影響.三用工作船在側(cè)碰過程中的初始動(dòng)能EK為

(1)

式中:v為船的側(cè)碰速度；m為三用工作船的質(zhì)量，計(jì)算中其數(shù)值采用表1中的滿載排水量；myy為側(cè)碰時(shí)船的附連水質(zhì)量，文中計(jì)算中取

myy=0.4m

(2)

2 碰撞仿真結(jié)果及分析

2.1 碰撞區(qū)結(jié)構(gòu)損傷變形分析

對(duì)于三用工作船與平臺(tái)樁柱側(cè)碰這種碰撞工況來說，三用工作船主要的受損區(qū)域是船側(cè)結(jié)構(gòu).本船被碰撞船側(cè)結(jié)構(gòu)選取為船舯位置兩根強(qiáng)肋骨及主甲板和船底內(nèi)板所圍成的區(qū)域，碰撞的區(qū)域有舷側(cè)外板、一根舷側(cè)縱桁和若干舷側(cè)肋骨等結(jié)構(gòu).利用結(jié)構(gòu)有限元分析手段，通過對(duì)工作船與平臺(tái)樁柱側(cè)碰過程中碰撞區(qū)域結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行時(shí)域數(shù)值仿真，對(duì)這些結(jié)構(gòu)的結(jié)構(gòu)損傷變形情況進(jìn)行觀察，可以為這種側(cè)碰工況下船體結(jié)構(gòu)是否安全提供一種理論判斷依據(jù).

本節(jié)以上述所建立的海洋平臺(tái)與撞擊船的計(jì)算模型，設(shè)定三用工作船以5.9 m/s的速度側(cè)碰直徑為1.6 m的平臺(tái)樁柱，通過算例觀察，利用文中計(jì)算方法，追蹤計(jì)算在這一工況下三用工作船船體結(jié)構(gòu)在整個(gè)碰撞過程中的變形與結(jié)構(gòu)破壞過程.三用工作船的主要參數(shù)如表1所示.

圖3為整個(gè)碰撞過程結(jié)束后所造成的船體撞擊區(qū)域的三用工作船整體結(jié)構(gòu)損傷圖.從圖3的仿真結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，碰撞后發(fā)生變形的部位主要是位于船體與樁柱接觸的區(qū)域，在這一區(qū)域，船體結(jié)構(gòu)產(chǎn)生了一種與圓柱形樁柱外形相一致的塑性變形區(qū)；而船體與樁柱的碰撞對(duì)于非碰撞區(qū)的船體結(jié)構(gòu)影響不明顯.圖4為碰撞過程結(jié)束后船體碰撞區(qū)的局部結(jié)構(gòu)塑性變形圖.從圖3、4的計(jì)算仿真結(jié)果可以看出，在這樣一種碰撞過程中，船體碰撞區(qū)的等效應(yīng)力最大值約為522 MPa，超過了船體結(jié)構(gòu)鋼材正常的許用應(yīng)力.舷側(cè)外板在與橫艙壁交接處已經(jīng)出現(xiàn)了嚴(yán)重的撕裂，碰撞接觸區(qū)域的雙舷側(cè)內(nèi)殼板有明顯的擠壓變形，船底板、內(nèi)底板、甲板都都表現(xiàn)出一種壓潰變形，而且這些變形已經(jīng)超出了材料的彈性變形階段而形成一種塑性變形.

圖3 整船結(jié)構(gòu)損傷圖Fig.3 Structural damage scenario of colliding AHTS

圖4 碰撞區(qū)變形圖Fig.4 Deformation scenario in collision zone

圖5給出了圖4中序號(hào)1標(biāo)示框所示的撞擊船舷側(cè)肋骨和舷側(cè)縱桁變形損傷的時(shí)序過程；圖6所顯示的是碰撞過程結(jié)束后所造成的圖4中序號(hào)2標(biāo)示框處的甲板橫骨結(jié)構(gòu)損傷變形圖.圖5、6中受損局部結(jié)構(gòu)位移云圖的標(biāo)尺單位為有效塑性應(yīng)變值.由圖5的仿真結(jié)果可見，結(jié)構(gòu)的變形過程表現(xiàn)出了與平臺(tái)樁柱圓柱形外形相匹配的變形特征；舷側(cè)肋骨和舷側(cè)縱桁的變形損傷大致經(jīng)歷了側(cè)向擠壓與斷裂兩個(gè)階段.在碰撞初始階段，碰撞區(qū)舷側(cè)肋骨和舷側(cè)縱桁的所受的撞擊效果主要表現(xiàn)為側(cè)向擠壓，這是由于此階段結(jié)構(gòu)所受到的載荷還沒有超過其破斷應(yīng)力；但隨著碰撞過程的繼續(xù)，撞擊作用施加于這些結(jié)構(gòu)的載荷逐步增強(qiáng)，導(dǎo)致在發(fā)生碰撞后的0.2 s時(shí)刻，舷側(cè)縱桁在碰撞區(qū)朝向船首一側(cè)首先發(fā)生斷裂，斷裂位置的舷側(cè)橫骨也開始產(chǎn)生嚴(yán)重的變形，隨著碰撞過程的進(jìn)行，舷側(cè)的T型材也開始發(fā)生嚴(yán)重的形變，甚至開始扭曲，在發(fā)生碰撞后的0.5 s時(shí)刻，縱桁的另一端開始撕裂，碰撞最終結(jié)果是縱桁被撞斷為3段，其中遠(yuǎn)離碰撞點(diǎn)的一段其中的角鋼和T型材幾乎沒發(fā)生任何形變，而在碰撞接觸點(diǎn)上的結(jié)構(gòu)已經(jīng)破壞得很明顯.從圖5的結(jié)果還可以發(fā)現(xiàn)，第3段雖然結(jié)構(gòu)有變形，但是變形量很小，這是由于該段結(jié)構(gòu)遠(yuǎn)離碰撞區(qū)的緣故.

圖5 舷側(cè)縱桁與肋骨變形損傷的時(shí)序過程Fig.5 Sequence diagrams of deformation damage of side stringer and frames

從圖6所顯示的碰撞結(jié)束后甲板橫骨結(jié)構(gòu)的變形狀態(tài)可以看到，靠近碰撞區(qū)的一側(cè)的甲板橫骨結(jié)構(gòu)發(fā)生嚴(yán)重的變形，這種變形主要表現(xiàn)為一種壓潰狀態(tài)；但離碰撞區(qū)較遠(yuǎn)的甲板橫骨結(jié)構(gòu)幾乎沒有受到碰撞破壞.從圖6顯示的甲板橫骨結(jié)構(gòu)的變形狀態(tài)可知，三用工作船與平臺(tái)樁柱側(cè)碰過程所造成的船體結(jié)構(gòu)碰撞破壞具有局部破壞的特征，對(duì)船體結(jié)構(gòu)的破壞只發(fā)生在碰撞區(qū)附近，而對(duì)鄰近的非碰撞區(qū)域基本沒有波及.圖5、6的結(jié)果顯示，在這樣一種碰撞過程結(jié)束后，受損結(jié)構(gòu)的最大有效塑性應(yīng)變值達(dá)到0.18.

圖6 甲板橫骨結(jié)構(gòu)損傷圖Fig.6 Damage diagrams of deck transverse framings

2.2 船體撞擊樁柱過程中船體碰撞區(qū)結(jié)構(gòu)吸收能量分析

圖7給出了三用工作船在2.1節(jié)所述的工況下，船體在側(cè)碰過程中整體能量的時(shí)序變化.從圖7的計(jì)算結(jié)果可知，三用工作船與平臺(tái)樁柱發(fā)生碰撞后，其運(yùn)動(dòng)中的動(dòng)能主要轉(zhuǎn)變成為船體結(jié)構(gòu)的內(nèi)能.顯然，就所計(jì)算的側(cè)碰工況而言，三用工作船的動(dòng)能在撞擊過程中，在很短的時(shí)間內(nèi)迅速地轉(zhuǎn)化為以舷側(cè)結(jié)構(gòu)的拉伸、褶皺、結(jié)構(gòu)破壞等為表現(xiàn)形式的舷側(cè)結(jié)構(gòu)內(nèi)能以及非線性有限元計(jì)算所引起的沙漏能.由于船體碰撞點(diǎn)與船體重心不處于三用工作船的同一縱向坐標(biāo)上，即使是在碰撞過程末段、碰撞線速度達(dá)到零值時(shí)，三用工作船還是具有繞平臺(tái)樁柱旋轉(zhuǎn)的角速度.因此，在圖7的仿真結(jié)果中船體結(jié)構(gòu)的內(nèi)能始終維持在一種非零的水平.從圖中還可以看到，沙漏能遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于內(nèi)能，碰撞能量轉(zhuǎn)化過程穩(wěn)定后，沙漏能只占內(nèi)能的3%左右.

圖7 船體整體能量時(shí)序變化圖Fig.7 Energy timing diagram of the whole hull

圖8示出了三用工作船側(cè)碰過程中船體舷側(cè)結(jié)構(gòu)各組成構(gòu)件能量吸收的時(shí)序變化過程，根據(jù)圖中的結(jié)果可以觀察到碰撞區(qū)不同組成構(gòu)件的吸能能力，從中判斷不同舷側(cè)構(gòu)件在碰撞過程中抗擊撞擊的能力，其結(jié)論可以為設(shè)計(jì)者為三用工作船的防撞設(shè)計(jì)提供理論指導(dǎo).從圖8的結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，甲板、內(nèi)底板、舷側(cè)外板等吸收的能量最多，其次是橫艙壁和船底板，甲板橫材、舷側(cè)肋骨及桁材、雙舷側(cè)內(nèi)殼板這幾類構(gòu)件撞擊過程中吸收的能量較少，而甲板縱桁幾乎不吸能.由圖中的計(jì)算結(jié)果可以知道，當(dāng)船舶與平臺(tái)樁柱發(fā)生側(cè)碰時(shí)，除了與平臺(tái)樁柱直接接觸的舷側(cè)外板受到碰撞的影響比較大以外，像甲板、內(nèi)底板這樣的結(jié)構(gòu)在碰撞過程中也吸收了很大一部分的碰撞能量.這是由于當(dāng)船體與樁柱碰撞時(shí)，甲板與內(nèi)底板的抗撞擊方向與碰撞載荷方向一致，歸屬于“平行結(jié)構(gòu)”類型.這類結(jié)構(gòu)在發(fā)生側(cè)碰時(shí)，它們?nèi)狈ψ冃蔚目臻g來緩解動(dòng)能的損失，而是以褶皺、結(jié)構(gòu)破壞等方式來吸收碰撞的能量.顯然，這一類結(jié)構(gòu)在撞擊過程中承擔(dān)了更多的抵抗載荷的作用.圖8的計(jì)算結(jié)果也表明，在考慮三用工作船側(cè)碰問題時(shí)，為了避免其在碰撞過程中所容易造成的結(jié)構(gòu)破壞，有必要在船舶設(shè)計(jì)階段通過考慮提高甲板和內(nèi)底板這類結(jié)構(gòu)彈性應(yīng)變參數(shù)來提高船舶舷側(cè)結(jié)構(gòu)的抗撞能力、減少碰撞對(duì)船體結(jié)構(gòu)破壞的可能性.

圖8 舷側(cè)結(jié)構(gòu)構(gòu)件吸能時(shí)序變化圖Fig.8 Energy absorption timing diagram of side structures

圖9給出了上述碰撞工況下船體結(jié)構(gòu)碰撞力的時(shí)序變化曲線，圖中計(jì)算結(jié)果表征了工作船碰撞過程中由于能量形式的轉(zhuǎn)換引起的碰撞力變化的過程.從圖中的結(jié)果可以觀察到，在碰撞的初始階段，結(jié)構(gòu)所受到的載荷還沒有達(dá)到其破斷應(yīng)力，碰撞區(qū)所受的撞擊效果主要表現(xiàn)為舷側(cè)結(jié)構(gòu)受到側(cè)向擠壓而引起的結(jié)構(gòu)彈性能的增加，即船舶撞向平臺(tái)樁柱的動(dòng)能轉(zhuǎn)化為了船體舷側(cè)結(jié)構(gòu)的彈性能，隨之碰撞力達(dá)到了其最大值；隨著碰撞過程的繼續(xù)，船體中某些結(jié)構(gòu)開始發(fā)生形變、扭曲或者斷裂.這時(shí)，撞擊船的動(dòng)能主要轉(zhuǎn)化為被撞船舷側(cè)結(jié)構(gòu)的塑性變形能.伴隨這一能量的轉(zhuǎn)化過程，撞擊船速度開始下降，碰撞力逐步減弱.同時(shí)也可以觀察到，圖9中碰撞力曲線具有顯著的非線性撞擊力學(xué)特征，呈現(xiàn)出多個(gè)撞擊力峰谷振蕩的多峰狀態(tài).這表明在三用工作船的側(cè)碰過程中，伴隨著船體舷側(cè)受力構(gòu)件逐次的失效和破壞造成的結(jié)構(gòu)卸載，每一次波谷的出現(xiàn)意味著碰撞區(qū)某一結(jié)構(gòu)的破壞失效.

圖9 碰撞力時(shí)序曲線圖Fig.9 Timing diagram of collision force

2.3 船體撞擊速度對(duì)撞擊力及能量的影響

為了研究三用工作船初速度對(duì)與平臺(tái)樁柱碰撞對(duì)船體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響，本節(jié)通過數(shù)值仿真觀察主要參數(shù)如表1所示的三用工作船分別以1.0、3.0、4.0、5.9 m/s 4種速度側(cè)向撞擊直徑為1.6 m的平臺(tái)樁柱時(shí)，不同的側(cè)向撞擊速度下船體整體能量轉(zhuǎn)換過程、舷側(cè)結(jié)構(gòu)抗撞構(gòu)件的構(gòu)成以及這些構(gòu)件在撞擊過程中的吸能狀態(tài)、碰撞力的特征等.

2.3.1 不同撞擊速度下船體整體能量轉(zhuǎn)換過程

圖10給出的是三用工作船分別以1.0、3.0、4.0、5.9 m/s 4種速度側(cè)向撞擊平臺(tái)樁柱時(shí)能量轉(zhuǎn)換過程的仿真結(jié)果.從圖10的計(jì)算結(jié)果有如下觀察或結(jié)論：

1)不同的撞擊速度所表現(xiàn)出來的能量轉(zhuǎn)換形態(tài)大致相似.在特定的撞擊速度下，船體與平臺(tái)樁柱之間的碰撞導(dǎo)致了船體舷側(cè)結(jié)構(gòu)內(nèi)能的迅速增加.當(dāng)其結(jié)構(gòu)內(nèi)能增加到最大值時(shí)，三用工作船由于側(cè)向線速度與轉(zhuǎn)艏角速度產(chǎn)生的船體動(dòng)能達(dá)到最小值.隨之而來的是由于舷側(cè)結(jié)構(gòu)內(nèi)能的集聚而產(chǎn)生的一個(gè)回彈過程.這一“撞擊-回彈”現(xiàn)象表征了船體與樁柱碰撞時(shí)船體碰撞區(qū)結(jié)構(gòu)的若干構(gòu)件處于彈性變形范圍內(nèi)，結(jié)構(gòu)彈性能內(nèi)能與船體動(dòng)能之間存在轉(zhuǎn)化.

2)上述“撞擊-回彈”現(xiàn)象凸顯程度與撞擊速度的大小有關(guān)，速度越低，“撞擊-回彈”現(xiàn)象越明顯(圖10(a))，反之則不明顯(圖10(b))，甚至不產(chǎn)生回彈(圖10(d)).其原因在于：撞擊速度較低時(shí)，船體碰撞區(qū)的結(jié)構(gòu)大多處于彈性變形狀態(tài)，一旦碰撞區(qū)結(jié)構(gòu)彈性內(nèi)能集聚到一定的臨界值，就會(huì)發(fā)生回彈現(xiàn)象；然而在較大的側(cè)向速度撞擊下，船體舷側(cè)結(jié)構(gòu)失效構(gòu)件會(huì)越來越多，集聚船體結(jié)構(gòu)回彈的能量相對(duì)也就減少.因此，在較高的撞擊速度下，“撞擊-回彈”現(xiàn)象不明顯.

圖10 不同速度下船體整體能量時(shí)序圖Fig.10 Energy timing diagram of entire hull in different initial colliding velocities

3)側(cè)向撞擊速度越大，船體碰撞結(jié)束后其剩余動(dòng)能也越大，動(dòng)能的剩余量大致與初始碰撞速度的平方成正比.在4種不同速度下，船體內(nèi)能大小分別為0.278、2.53、4.46及11.42 MJ，內(nèi)能的增加與初始碰撞速度的平方成正比.顯然，撞擊速度的大小是決定船體碰撞區(qū)結(jié)構(gòu)是否破壞的一個(gè)關(guān)鍵因素.

4)碰撞過程中船體動(dòng)能大部分被船體結(jié)構(gòu)吸收為船體內(nèi)能，部分成為剩余動(dòng)能，還有一部分能量被碰撞的海洋平臺(tái)樁柱吸收.表3給出了本算例中4種側(cè)碰速度下在碰撞后2 s時(shí)刻各種能量分量所占初始總動(dòng)能的百分比.

表3 4種側(cè)碰速度下船舶的初始動(dòng)能以及各種能量分量所占比值Table 3 Initial kinetic energy and percentages of energy elements in four kinds of side colliding velocities

對(duì)圖3、圖4所示的船體結(jié)構(gòu)在碰撞過程中船體結(jié)構(gòu)的損傷分析時(shí)，筆者注意到，當(dāng)船舶與平臺(tái)樁柱發(fā)生側(cè)碰時(shí)，船體抵抗撞擊力的結(jié)構(gòu)大致可以分為：①抗撞擊方向與碰撞載荷方向平行的“平行結(jié)構(gòu)組”；②抗撞擊方向與碰撞載荷方向垂直的“垂向結(jié)構(gòu)組”.這兩類結(jié)構(gòu)組在吸收結(jié)構(gòu)物碰撞載荷能量時(shí)所承擔(dān)的功能有所不同：“垂向結(jié)構(gòu)組”往往是通過結(jié)構(gòu)的擠壓、拉伸變形來吸收碰撞所產(chǎn)生的能量；而由于缺乏變形的空間，“平行結(jié)構(gòu)組”在抵抗撞擊載荷時(shí)，往往是通過褶皺、壓潰等結(jié)構(gòu)破壞的方式來吸收碰撞的能量.在圖11、圖12中分別列出了在文中所研究的側(cè)碰仿真中，其板厚方向與碰撞速度垂直的舷側(cè)外板及舷側(cè)肋骨、舷側(cè)縱桁等垂向結(jié)構(gòu)組，和其板厚方向與碰撞速度平行的甲板邊板、內(nèi)底板邊板、橫艙壁、甲板橫材等平行結(jié)構(gòu)組在整個(gè)碰撞過程中吸收碰撞能量時(shí)序圖.在圖11、12中4種不同速度下垂向結(jié)構(gòu)組和平行結(jié)構(gòu)組碰撞過程中所吸收的能量見表4.

從圖11、12和表3的結(jié)果可知：當(dāng)船舶速度為1.0 m/s時(shí)，船舶垂向結(jié)構(gòu)組承擔(dān)了主要的船體碰撞所產(chǎn)生的能量，板厚方向與碰撞速度方向平行的甲板邊板等平行結(jié)構(gòu)構(gòu)件吸收的動(dòng)能較少，此時(shí)船體通過舷側(cè)的變形等方式就可以抵擋船舶碰撞帶來的影響；當(dāng)速度變?yōu)?.0 m/s時(shí)，垂向結(jié)構(gòu)組和平行結(jié)構(gòu)組能量吸收情況相當(dāng)，說明此時(shí)僅僅靠舷側(cè)的變形無法抵抗船舶動(dòng)能的影響，還需要甲板等構(gòu)件來抵消碰撞的能量；隨著速度的增加，垂向結(jié)構(gòu)組更多的參與到碰撞能量的吸收，這種現(xiàn)象在初始碰撞速度由4.0 m/s增大到5.9 m/s的過程中顯得異常明顯.主要的原因是在甲板等構(gòu)件受到擠壓時(shí)，結(jié)構(gòu)缺乏變形的空間，能量得不到釋放，所以當(dāng)速度很大時(shí)，能量增長(zhǎng)過快.在文中初始碰撞速度取值范圍內(nèi)，垂向結(jié)構(gòu)組內(nèi)能的變化與速度大小近似成線性關(guān)系，而平行結(jié)構(gòu)組與速度大小成平方關(guān)系.所以速度的增大對(duì)碰撞區(qū)有很大的影響，尤其是對(duì)平行結(jié)構(gòu)組中的構(gòu)件.

圖11 垂向結(jié)構(gòu)組能量時(shí)序圖Fig.11 Energy timing diagram of vertical structures

圖12 平行結(jié)構(gòu)組能量時(shí)序圖Fig.12 Energy timing diagram of horizontal structures

表4 不同速度和結(jié)構(gòu)組下的能量值Table 4 Energy absorptions in vertical or horizontal structures

2.3.2 碰撞力分析

圖13給出了文中所研究的碰撞工況下，三用工作船以不同的速度側(cè)碰海洋平臺(tái)樁柱時(shí)船體碰撞區(qū)時(shí)所受到的碰撞力的時(shí)序變化過程.從圖中的仿真結(jié)果可見：

①初始碰撞速度越大，船體所受的最大碰撞力力越大，接觸碰撞的時(shí)間也越長(zhǎng).最大碰撞力的大小與初始碰撞速度大致成線性關(guān)系，這與AASHTO規(guī)范[21]、歐洲規(guī)范[22]中關(guān)于碰撞力與初始碰撞速度的關(guān)系相符.

②無論初始碰撞速度高低，船體結(jié)構(gòu)所受到的碰撞力在其增長(zhǎng)階段隨時(shí)間的變化形態(tài)都是相似的；然而在碰撞力隨時(shí)間下降階段，其時(shí)序變化曲線的形態(tài)因初始碰撞速度高低的不同而存在明顯的差異.

③當(dāng)碰撞初始速度較低(例如圖中初始速度為1.0 m/s)時(shí)，其時(shí)序變化曲線表現(xiàn)出一種由船舶運(yùn)動(dòng)的動(dòng)能轉(zhuǎn)換為撞擊力的平滑單調(diào)上升與平滑單調(diào)下降的過程，碰撞的時(shí)間也很短.這表明在低速撞擊條件下，船體結(jié)構(gòu)材料還是處于一種彈性變形階段.

④當(dāng)碰撞初始速度較高，例如圖中初始速度為5.9 m/s時(shí)，其時(shí)序變化曲線表現(xiàn)出多個(gè)撞擊力峰谷振蕩的多峰谷狀態(tài)，碰撞時(shí)間維持相對(duì)較長(zhǎng).這表明，由于高速碰撞引起了船體碰撞區(qū)受力構(gòu)件逐次扭曲或者斷裂、碰撞力逐次卸載，最終導(dǎo)致碰撞區(qū)部分結(jié)構(gòu)的破壞失效.

圖13 不同初始碰撞速度下的碰撞力時(shí)序圖Fig.13 Timing diagrams of collision forces at different initial colliding velocities

3 結(jié)論

文中采用結(jié)構(gòu)有限元軟件LS-DYNA對(duì)三用工作船與海上平臺(tái)樁柱側(cè)碰過程中船體碰撞區(qū)的結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行時(shí)域數(shù)值仿真，觀察碰撞過程中船體結(jié)構(gòu)損傷變形的動(dòng)態(tài)變化過程與碰撞損傷的力學(xué)機(jī)理，通過對(duì)碰撞區(qū)結(jié)構(gòu)的損傷變形情況進(jìn)行觀察，可以為特定碰撞工況下船體結(jié)構(gòu)是否安全提供一種理論判斷依據(jù)，文中的數(shù)值分析結(jié)果也可以為三用工作船的防撞設(shè)計(jì)提供理論指導(dǎo).通過文中的數(shù)值仿真研究，有以下的主要結(jié)論：

①碰撞引起的船體結(jié)構(gòu)損傷表現(xiàn)出了一種明顯的局部影響特征，結(jié)構(gòu)的損傷主要發(fā)生在碰撞區(qū)內(nèi)和附近區(qū)域，遠(yuǎn)離碰撞區(qū)域的構(gòu)件基本不受碰撞作用的影響.

②三用工作船與平臺(tái)樁柱發(fā)生側(cè)碰所產(chǎn)生的結(jié)構(gòu)破壞時(shí)，其運(yùn)動(dòng)動(dòng)能主要轉(zhuǎn)變成為以碰撞區(qū)舷側(cè)結(jié)構(gòu)的拉伸、褶皺、結(jié)構(gòu)破壞等為表現(xiàn)形式的舷側(cè)結(jié)構(gòu)內(nèi)能以及非線性有限元計(jì)算所引起的沙漏能.

③當(dāng)船舶與平臺(tái)樁柱發(fā)生側(cè)碰時(shí)，像甲板、內(nèi)底板這樣一些類型的平行結(jié)構(gòu)由于缺乏變形的空間來緩解其能量的損失，在撞擊過程中承擔(dān)了更多的抵抗載荷的作用.為了避免其在碰撞過程中容易造成的結(jié)構(gòu)破壞，有必要在船舶設(shè)計(jì)階段通過考慮提高甲板和內(nèi)底板這類結(jié)構(gòu)的彈性應(yīng)變參數(shù)來提高船舶舷側(cè)結(jié)構(gòu)的抗撞能力，減少碰撞對(duì)船體結(jié)構(gòu)破壞的可能性.

④對(duì)于特定的撞擊船，船體碰撞區(qū)結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)響應(yīng)狀態(tài)與初始碰撞速度的大小有關(guān).當(dāng)碰撞初始速度較低時(shí)，船舶垂向結(jié)構(gòu)組承擔(dān)了主要的船體碰撞所產(chǎn)生的能量，此時(shí)船體通過舷側(cè)的變形彈性能等方式來抵擋船舶碰撞帶來的影響；當(dāng)碰撞初始速度較高時(shí)，垂向結(jié)構(gòu)組更多地參與到碰撞能量的吸收，撞擊力時(shí)序變化曲線表現(xiàn)出多峰谷撞擊力振蕩狀態(tài)，碰撞引起了船體碰撞區(qū)受力構(gòu)件逐次扭曲或者斷裂，碰撞力逐次卸載，這時(shí)，撞擊船的動(dòng)能主要轉(zhuǎn)化為被撞船舷側(cè)結(jié)構(gòu)的塑性變形能.

[1] 吳家鳴，郁苗，朱良生.桁架式近海結(jié)構(gòu)物整體波浪載荷分析 [J].華南理工大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2009，37(11)：1-6.

WU Jia-ming,YU Miao,ZHU Liang-sheng.Analysis of Integral Wave Load Acting on Truss-Type Offshore Structure [J].Journal of South China University of Technology(Natural Science Edition),2009,37(11)：1-6.

[2] 金偉良,龔順風(fēng),宋劍，等.大型船舶碰撞引起的海洋導(dǎo)管架平臺(tái)結(jié)構(gòu)損傷分析 [J].海洋工程,2003,21(2):20-25.

JIN Wei-liang,GONG Shun-feng,SONG Jian,et al.Da-mage analysis of offshore jacket platform structures due to collision of large barges [J].The Ocean Engineering,2003,21(2)：20-25.

[3] TRAVANCE J,HAO H.Energy dissipation in high-energy ship-offshore jacket platform collisions [J].Marine Structures,2015,38:1-37.

[4] PAIK J K,PEDERSENT P T.Modeling of the mechanics in ship collisions [J].Ocean Engineering,1996,23(2):107-142.

[5] PEDERSEN P T.Review and application of ship collision and grounding analysis procedures [J].Marine Structures,2010,23:241-262.

[6] SUN B,HU Z Q,GE W.An analytical method for predicting the ship side structure response in raked bow collisions [J].Marine Structures,2015,41:288-311.

[7] LIU B,SOARES C G.Simplified analytical method for evaluating web girder crushing during ship collision and grounding [J].Marine structures,2015,42:71-94.

[8] TABRI K,BROEKHUIJSEN J,Matusiak J,et al.Analytical modelling of ship collision based on full-scale experiments [J].Marine Structures,2009,22:42-61.

[9] 劉元丹,劉敬喜,肖曙明,等.雙殼船內(nèi)殼和外殼結(jié)構(gòu)耐撞性能的分析和比較 [J].中國(guó)造船,2012,53(3):121-128.

LIU Yuan-dan,LIU jing-xi,XIAO Shu-ming,et al.Comparison of crashworthiness of inside shell with that of outside one for double-hull structures [J].Shipbuilding of China,2012,53(3):121-128.

[10] MARINATOS J N,SAMUELIDES M S.Towards a unified methodology for the simulation of rupture in collision and grounding of ships [J].Marine Structures,2015,42:1-32.

[11] YU Z L,AMDAHL J.Full six degrees of freedom coupled dynamic simulation of ship collision and grounding accidents [J].Marine Structures,2016,47:1-22

[12] STORHEIM M,AMDAHL J.On the accuracy of fracture estimation in collision analysis of ship and offshore structures. [J].Marine Structures,2014,37:135-172.

[13] 高振國(guó)，胡志強(qiáng)，王革.FPSO舷側(cè)結(jié)構(gòu)抗撞性能的解析計(jì)算研究 [J].工程力學(xué),2014,31(增刊)：155-160.

GAO Zhen-guo,HU Zhi-qing,WANG Ge.A simplified analytical method for prediction of anti-collision capability of fpso side structures. [J].Engineering Mechanics,2014,31(supplement):155-160.

[14] 張巖昌，劉昆，王自力.基于不同形式和剛度撞擊船艏的舷側(cè)結(jié)構(gòu)碰撞性能研究 [J].江蘇科技大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2010，24(5):423-427.

ZHANG Yan-chang,LIU Kun,Wang Zi-li.Collision capability of side structure under different forms and stiffness of striking bows. [J].Journal of Jiang Su University of Science and Technology(Natural Science Edition),2010,24(5):423-427.

[15] 劉昆，洪婷婷，李江濤，等.基于全耦合分析技術(shù)的折疊式夾層板船體結(jié)構(gòu)碰撞性能研究 [J].船舶工程,2014,36(6):27-30.

LIU Kun,HONG Ting-ting,LI Jiang-tao,et al.Research on collision performance of sandwich ship structure based on fully-coupled analysis method [J].Ship Engineering,2014,36(6):27-30.

[16] 張學(xué)兵，李志剛，柳玉起.環(huán)件冷輾擴(kuò)分析中組合沙漏控制 [J].鍛壓技術(shù)，2007，32(6):144-147.

ZHANG Xue-bing,LI Zhi-gang,LIU Yu-qi.Combined hourglass control in analysis of cold ring rolling process [J].Forging and Stamping Technology,2007,32(6):144-147.

[17] 陸慧蓮.基于LS_DYNA和Hyper Mesh的某型飛機(jī)垂尾前緣鳥撞分析 [J].航空工程進(jìn)展，2013，4(4):498-502.

LU Hui-lian.Bird-strike analysis for vertical tail leading edge structure of a certain type of aircraft using LS_DYNA and Hyper Mesh [J].Advances in Aeronautical Science and Engineering,2013,4(4):498-502.

[18] 上官同英，張學(xué)賓.環(huán)軋模擬中單元畸變的處理 [J].鍛壓技術(shù)，2011，36(6):59-61.

SHANGGUAN Tong-ying,ZHANG Xue-bin.Treatment of element distortion for ring rolling process [J].Forging and Stamping Technology,2011,36(6):59-61.

[19] 曹立波，黃宇鵬.混合III型50百分位假人頭部有限元模型建模與對(duì)比研究 [J].汽車工程，2010，32(2):110-115.

CAO Li-bo,HUANG Yu-peng.Modeling and comparative study of finite element model for hybrid III 50 th percentile dummy head [J].Automotive Engineering,2010,32(2):110-115.

[20] 陳海樹，賴征海，邸建衛(wèi).LS-DYNA 在汽車碰撞模擬過程中的應(yīng)用 [J].沈陽大學(xué)學(xué)報(bào)，2006，18(4):10-12.

CHEN Hai-shu,LAI Zheng-hai,DI Jian-wei.Application of LS-DYNA in car crash simulation [J].Journal of Shen-yang University,2006,18(4):10-12.

[21] MESKI F E,MABSOUT M,TARHINI K,et al.Investigation of AASHTO Live-Load Reduction in Reinforced Concrete Slab Bridges [J].Journal of Bridge Engineering,2011,16(6):792-803.

[22] 潘晉，姜偉，許明財(cái).散貨船與橋墩碰撞力的經(jīng)驗(yàn)公式與數(shù)值模擬對(duì)比研究 [J].振動(dòng)與沖擊，2012，31(19):123-127.

PAN Jin,JIANG Wei,XU Ming-cai.Comparison of collision force between bridges and bulk carriers based on empirical formulas and numerical simulation [J].Journal of Vibration and Shock,2012,31(19):123-127.

Supported by the National Natural Science Foundation of China(11372112)

StructuralDynamicResponseAnalysesofAHTSinSideCollisionwithOffshorePlatformPile

WUJia-ming1LUYu-fan1LIAOHua2LULi-hua2

(1.School of Civil Engineering and Transportation, South China University of Technology, Guangzhou 510640, Guangdong, China;2．Guangzhou Shunhai Shipyards Ltd., Guangzhou 511440, Guangdong, China)

The side collision is one of the most dangerous working conditions in the AHTS (Anchor Handling Towing Supply Vessel) collisions at sea. In this paper, the structural dynamic responses in the side collision of the AHTS with the offshore platform pile are numerically simulated in time domain by means of the finite element me-thod. Then, the structural dynamic behaviors of the AHTS hull deformation damage and the transforming processes of the colliding energy are analyzed, and the main reasons for the structural damage of the AHTS hull, the structu-ral failure characteristics and destruction modes, and the anti-impact functions of different kinds of structures in the collision zone are also discussed. Moreover, the mechanical mechanisms of the hull destruction caused by the side collision are investigated. Simulation results indicate that (1) there exists apparent local destruction effects on the collided structures; (2) the structural damage mainly occurs in or near the collision zone, and away from that zone, there exists little collision influence; and (3) when the structural destruction caused by the side collision happens, the kinetic energy of the AHTS motion is mainly transformed to the structural internal energies, which are manifested in the forms of stretching, bending, crushing and rupture in the collision zone, and the horizontal structures in the collision zone bear more colliding loads than the vertical ones.

side collision; anchor handling towing supply vessel; offshore platform pile; finite element method; structural damage; hull structure

2016-04-18

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(11372112)

吳家鳴(1957-)，男，教授，博士生導(dǎo)師，主要從事船舶與海洋工程研究.E-mail:ctjmwu@scut.edu.cn

1000-565X(2017)08-0092-11

U 661.42

10.3969/j.issn.1000-565X.2017.08.014