劉為民1a， 谷家揚(yáng)， 王玉清2， 李天佑1a， 陶延武

(1.江蘇科技大學(xué) a.船舶與海洋工程學(xué)院； b.海洋裝備研究院, 江蘇 鎮(zhèn)江 212003;2.廣州海洋地質(zhì)調(diào)查局, 廣東 廣州 510100)

0 引 言

半潛式生活支持平臺(tái)綜合了半潛式平臺(tái)的良好穩(wěn)性、超大甲板面積以及供應(yīng)船的優(yōu)點(diǎn)，可為鉆井平臺(tái)提供更多生活和工程方面的支持。在生活支持平臺(tái)與鉆井平臺(tái)靠泊作業(yè)過程中，系泊系統(tǒng)或動(dòng)力定位系統(tǒng)的失效都將導(dǎo)致平臺(tái)之間的碰撞。為了提高生活支持平臺(tái)的抗撞性能，有必要對(duì)生活支持平臺(tái)與鉆井平臺(tái)在靠泊過程中發(fā)生的碰撞性能進(jìn)行研究。

海洋結(jié)構(gòu)物碰撞研究可以追溯到1959年。MINORSKY[1]提出具有開創(chuàng)性意義的Minorsky曲線。LENSELINK等[2]在1992年首次將非線性有限元法運(yùn)用到船舶碰撞研究中。近年來，BULDGEN等[3]將超單元方法應(yīng)用到船-船非正撞事故場(chǎng)景中，用于評(píng)估船體結(jié)構(gòu)在碰撞事故下的抗撞能力。MUJEEB-AHMED 等[4]結(jié)合AIS數(shù)據(jù)庫對(duì)海洋平臺(tái)與過往船只發(fā)生碰撞的風(fēng)險(xiǎn)進(jìn)行分析。JIANG等[5]在研究導(dǎo)管架平臺(tái)與船舶碰撞機(jī)理的基礎(chǔ)上，針對(duì)樁腿受到碰撞時(shí)的彎曲變形，提出預(yù)測(cè)樁腿抗撞能力的簡(jiǎn)化分析方法。SUN等[6]提出一種基于塑性變形方程的簡(jiǎn)化分析方法，用于快速預(yù)測(cè)船舷結(jié)構(gòu)在前傾型船首碰撞下的響應(yīng)。OZGUC[7]定義了供應(yīng)船碰撞FPSO船首、供應(yīng)船碰撞FPSO船舷、供應(yīng)船碰撞FPSO船尾等5種碰撞場(chǎng)景，采用大變形有限元法對(duì)FPSO碰撞后的船體結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析。MAO等[8]研究碰撞力與船首撞深的關(guān)系，推導(dǎo)出靜、動(dòng)剛度之間的比例關(guān)系，提出用于船-橋碰撞的簡(jiǎn)化分析方法。ABDEL-NASSER 等[9]利用Abaqus軟件對(duì)碰撞中不同形式的加筋板吸能情況進(jìn)行對(duì)比分析，總結(jié)加筋板形式與變形吸能的關(guān)系。

以某半潛式生活支持平臺(tái)為研究對(duì)象，采用數(shù)值分析方法對(duì)生活支持平臺(tái)與鉆井平臺(tái)在典型碰撞工況下的碰撞機(jī)理進(jìn)行研究，重點(diǎn)從碰撞后生活支持平臺(tái)的速度、結(jié)構(gòu)變形、碰撞力和能量轉(zhuǎn)化等方面進(jìn)行分析，研究生活支持平臺(tái)的碰撞特性，為半潛式生活支持平臺(tái)的設(shè)計(jì)、建造提供指導(dǎo)性的建議。

1 生活支持平臺(tái)與鉆井平臺(tái)碰撞場(chǎng)景

1.1 碰撞場(chǎng)景建立

HSE數(shù)據(jù)庫記錄了英國有關(guān)FPSO的碰撞事故共11起[10]，其中有2起發(fā)生在靠泊作業(yè)過程中，說明靠泊過程中碰撞風(fēng)險(xiǎn)不容忽視。由于穿梭油船串靠浮式儲(chǔ)油平臺(tái)的碰撞事故與生活支持平臺(tái)靠泊鉆井平臺(tái)碰撞事故相似，因此本文的生活支持平臺(tái)與鉆井平臺(tái)的碰撞工況參考穿梭油船串靠浮式儲(chǔ)油平臺(tái)的碰撞事故來制訂。根據(jù)對(duì)半潛式平臺(tái)-船舶碰撞歷史事故以及穿梭油船-浮式生產(chǎn)儲(chǔ)卸裝置碰撞歷史事故的分析總結(jié)，得出生活支持平臺(tái)碰撞事故的碰撞速度，如表1所示。

根據(jù)生活支持平臺(tái)碰撞事故風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估，生活支持平臺(tái)與鉆井平臺(tái)之間碰撞屬于風(fēng)浪聯(lián)合作用下的漂移碰撞?；诤r的不確定性，生活支持平臺(tái)與鉆井平臺(tái)可能發(fā)生碰撞的情況也不是確定的，存在正面?zhèn)葘?duì)側(cè)碰撞、正面艏對(duì)側(cè)碰撞、約10°～45°旋轉(zhuǎn)之后的斜撞等幾種情況，如表2所示。

表2 生活支持平臺(tái)碰撞工況匯總表

1.2 計(jì)算模型的建立

采用SCDM和HyperMesh聯(lián)合建立計(jì)算有限元模型。圖1為建模及碰撞仿真流程圖。

圖1 建模及碰撞仿真流程圖

考慮到生活支持平臺(tái)與鉆井平臺(tái)發(fā)生碰撞后運(yùn)動(dòng)慣性的影響，采用完整平臺(tái)有限元建模，平臺(tái)模型包括：浮箱、橫撐、立柱和甲板室。對(duì)半潛式生活支持平臺(tái)和鉆井平臺(tái)碰撞區(qū)域的所有構(gòu)件進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化，網(wǎng)格尺寸為80～100 mm，約為平均厚度的6倍。非碰撞區(qū)域采取粗網(wǎng)格建模，參考尺寸為500～640 mm。生活支持平臺(tái)和深水鉆井平臺(tái)的主尺度[11]如表3所示。

表3 生活支持平臺(tái)與鉆井平臺(tái)主要參數(shù)

1.3 碰撞典型工況的確定

LEHMANN等[12]將有限元仿真結(jié)果與加筋板碰撞試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比分析，提出了失效應(yīng)變與網(wǎng)格尺寸的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系。本文參考LEHMANN等的結(jié)論，失效應(yīng)變值設(shè)為0.187 5。材料模型采用Cowper-Symonds(MAT24)彈塑性材料。

采用附加質(zhì)量法模擬平臺(tái)與流體之間的相互作用，利用AQWQ軟件中AQWQ-Line模塊計(jì)算兩座平臺(tái)六自由度下的附加質(zhì)量，選取典型工況所需的y方向的附加質(zhì)量，兩座平臺(tái)的附連水因數(shù)約1.3。

根據(jù)第1.1節(jié)計(jì)算工況分析，生活支持平臺(tái)以1.34 m/s的速度對(duì)中正撞鉆井平臺(tái)甲板室為典型碰撞工況，碰撞參數(shù)設(shè)置如表4所示。

表4 平臺(tái)模型和典型工況匯總表

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 碰撞后速度與形變分析

圖2和圖3分別為碰撞過程中生活支持平臺(tái)速度和棧橋基座外板形變的時(shí)歷曲線。由圖2可見：在0.09～6.70 s，從生活支持平臺(tái)棧橋基座與鉆井平臺(tái)甲板室外板發(fā)生碰撞開始，直至動(dòng)能損失56.26%，生活支持平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)速度緩慢減小到0.30 m/s；在6.70～9.10 s，速度保持不變且為正值，說明此時(shí)生活支持平臺(tái)棧橋基座與鉆井平臺(tái)甲板室區(qū)域的碰撞已經(jīng)結(jié)束；在9.10～15.00 s，由于首次碰撞不是對(duì)心碰撞，生活支持平臺(tái)與鉆井平臺(tái)發(fā)生一定程度的橫搖與艏搖，導(dǎo)致了二次碰撞。從圖3可以看到：隨著碰撞過程的進(jìn)行，外板形變逐漸增加，最大形變達(dá)2.771 m；在4.27～6.87 s，隨著撞擊速度的減小和平臺(tái)的橫搖運(yùn)動(dòng)，碰撞力不足以抵抗棧橋基座外板的彈性變形，棧橋基座外板發(fā)生一定的回彈。

圖2 速度-時(shí)間曲線 圖3 形變-時(shí)間曲線

2.2 碰撞力分析

圖4為碰撞力變化曲線。由圖4可以看出：首次碰撞持續(xù)時(shí)間為6.70 s，隨著棧橋基座塑性變形的體積不斷增大，碰撞力也不斷增加；在1.59 s時(shí)，碰撞力達(dá)到峰值，約為1.845×107N，此時(shí)碰撞最為劇烈；此后，隨著撞深的增加，參與抵抗碰撞變形的結(jié)構(gòu)越來越多，生活支持平臺(tái)的初始動(dòng)能大部分被棧橋基座以塑性變形能的形式吸收，剩余動(dòng)能越來越不能抵抗構(gòu)件的塑性變形，碰撞力快速下降。

圖5為生活支持平臺(tái)與鉆井平臺(tái)碰撞力隨棧橋基座變形程度的變化曲線。從圖5可以看出，隨著形變?cè)黾?，碰撞接觸面也相應(yīng)增加，碰撞力隨之增大。碰撞力增大表示有新構(gòu)件參與抵抗碰撞變形，卸載則表示在抵抗碰撞過程中有構(gòu)件失效。

圖4 碰撞力-時(shí)間曲線 圖5 碰撞力-形變曲線

2.3 結(jié)構(gòu)損傷分析

圖6為不同時(shí)刻生活支持平臺(tái)棧橋基座應(yīng)力云圖。由圖6可以看出，碰撞區(qū)域的棧橋基座外板發(fā)生嚴(yán)重褶皺和凹陷，結(jié)構(gòu)的損傷變形主要集中在碰撞接觸區(qū)域，表現(xiàn)出明顯的局部性：在0.37 s時(shí)，棧橋基座單元失效應(yīng)變值達(dá)到0.187 5，但外板并未破裂，這說明棧橋基座內(nèi)部的水平框架參與抵抗碰撞發(fā)生破潰失效；隨著棧橋基座外板拉伸變形加劇，內(nèi)部水平框架將產(chǎn)生嚴(yán)重的面內(nèi)彎曲，甚至撕裂破壞；棧橋基座內(nèi)部水平框架在很短時(shí)間內(nèi)受力超過其屈服應(yīng)力，轉(zhuǎn)化為塑性變形狀態(tài)，而遠(yuǎn)離碰撞區(qū)域的構(gòu)件變形量很小，相應(yīng)應(yīng)力也較小。這說明應(yīng)關(guān)注易遭受撞擊的關(guān)鍵區(qū)域，加強(qiáng)碰撞部位的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，提高生活支持平臺(tái)的抗撞能力。

圖6 支持平臺(tái)棧橋基座應(yīng)力云圖

圖7和圖8為不同時(shí)刻生活支持平臺(tái)甲板室應(yīng)力云圖及甲板室透視應(yīng)力云圖。由圖7和圖8可以看出，應(yīng)力由碰撞區(qū)域沿甲板室平臺(tái)板和外板呈水波狀向內(nèi)輻射延伸：在0.37 s時(shí)，甲板室外板和內(nèi)部結(jié)構(gòu)均未發(fā)生較大形變和破損，應(yīng)力主要集中于與棧橋基座連接的甲板室外板上；在6.70 s時(shí)，甲板室外板發(fā)生破裂，應(yīng)力由碰撞區(qū)域沿甲板室平臺(tái)板和外板輻射延伸至更遠(yuǎn)處，但應(yīng)力依然集中于甲板室外板上，甲板室平臺(tái)板和艙壁應(yīng)力較小。由此看出，棧橋基座傳遞給甲板室的內(nèi)能主要被甲板室外板以形變的形式吸收。

圖7 支持平臺(tái)甲板室應(yīng)力云圖

圖8 支持平臺(tái)甲板室透視應(yīng)力云圖

圖9 系統(tǒng)能量轉(zhuǎn)化曲線

2.4 能量轉(zhuǎn)化分析

2.4.1 系統(tǒng)總能量時(shí)歷分析

碰撞系統(tǒng)的總能量主要來自生活支持平臺(tái)本身的動(dòng)能和生活支持平臺(tái)附連水的動(dòng)能。圖9為該碰撞系統(tǒng)內(nèi)各研究對(duì)象的能量轉(zhuǎn)化曲線。從圖9可看出，生活支持平臺(tái)的能量在碰撞發(fā)生后迅速減小，同時(shí)鉆井平臺(tái)吸收部分碰撞能，總能量緩慢增加。當(dāng)碰撞時(shí)間持續(xù)到12.00 s時(shí)，系統(tǒng)內(nèi)部各部分能量都趨于穩(wěn)定?？傮w而言，碰撞結(jié)束后只有少許能量以摩擦能的形式耗散。

2.4.2 平臺(tái)各類型能量時(shí)歷分析

圖10和圖11為生活支持平臺(tái)和鉆井平臺(tái)各類型能量時(shí)歷曲線。

到6.70 s第一次碰撞結(jié)束時(shí)(即碰撞力為0 N的時(shí)刻)，生活支持平臺(tái)動(dòng)能損失了4.020×107J，此時(shí)生活支持平臺(tái)的變形能和鉆井平臺(tái)吸收的能量之和為3.760×107J，基本與生活支持平臺(tái)耗散的能量相等?；谂鲎材芰哭D(zhuǎn)化理論，生活支持平臺(tái)損失的動(dòng)能主要轉(zhuǎn)化為二者的塑性變形能、動(dòng)能及平臺(tái)周圍水的動(dòng)能。

在碰撞時(shí)間為6.70 s時(shí)，生活支持平臺(tái)的塑性變形能是2.503×107J，占生活支持平臺(tái)總能量的55.66%，該部分能量主要依靠生活支持平臺(tái)棧橋基座和連接棧橋基座的甲板室結(jié)構(gòu)發(fā)生凹陷、褶皺失效等變形來吸收。剩余動(dòng)能為1.977×107J，占生活支持平臺(tái)總能量的43.97%。另外一小部分以滿足仿真控制要求的沙漏能形式進(jìn)行耗散。

此外，由于在碰撞仿真中未對(duì)平臺(tái)施加任何約束，平臺(tái)可以六自由度運(yùn)動(dòng)，且生活支持平臺(tái)與鉆井平臺(tái)為非對(duì)心碰撞，平臺(tái)在碰撞時(shí)會(huì)出現(xiàn)較大的橫蕩與橫搖，與鉆井平臺(tái)甲板室碰撞接觸的棧橋基座結(jié)構(gòu)強(qiáng)度較低，鉆井平臺(tái)甲板室變形較小，因此鉆井平臺(tái)吸收的變形能較少、動(dòng)能較多。

圖10 生活支持平臺(tái)各類型能量時(shí)歷曲線 圖11 鉆井平臺(tái)各類型能量時(shí)歷曲線

圖12 棧橋基座、甲板室和其他結(jié)構(gòu)變形能曲線圖

2.4.3 生活支持平臺(tái)各結(jié)構(gòu)吸能時(shí)歷分析

圖12為生活支持平臺(tái)棧橋基座、甲板室和其他結(jié)構(gòu)變形能曲線圖，該曲線反映了在生活支持平臺(tái)撞擊鉆井平臺(tái)過程中生活支持平臺(tái)甲板室和棧橋基座以及平臺(tái)其他結(jié)構(gòu)隨時(shí)間變化的吸能情況，圖12顯示碰撞區(qū)域的棧橋基座變形能、甲板室變形能與遠(yuǎn)離碰撞區(qū)域其他結(jié)構(gòu)(浮箱、立柱、橫撐等)的變形能比值為2 607∶1 976∶1，說明碰撞具有非常明顯的局部性。

3 結(jié) 論

采用數(shù)值計(jì)算方法對(duì)某半潛式生活支持平臺(tái)與鉆井平臺(tái)在典型工況下的碰撞機(jī)理進(jìn)行分析研究，重點(diǎn)從碰撞速度、結(jié)構(gòu)變形、碰撞力和能量轉(zhuǎn)化等方面研究分析了生活支持平臺(tái)的碰撞機(jī)理，得出以下結(jié)論：

(1) 在碰撞過程中，棧橋基座結(jié)構(gòu)的損傷變形表現(xiàn)出明顯的局部性。應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注易遭受撞擊的關(guān)鍵區(qū)域，加強(qiáng)易碰撞部位的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，提高生活支持平臺(tái)的抗撞性能。

(2) 碰撞區(qū)域的棧橋基座外板發(fā)生皺褶、凹陷等嚴(yán)重形變。從結(jié)構(gòu)吸能角度看，在整個(gè)碰撞過程中，棧橋基座外板吸收的塑性變形能占主要部分。棧橋基座損傷變形的形狀特征與撞擊部位的尺寸和形狀密不可分，故在進(jìn)行平臺(tái)結(jié)構(gòu)耐撞性研究時(shí)應(yīng)對(duì)撞擊物形式進(jìn)行充分考慮。

(3) 碰撞力表現(xiàn)出明顯的非線性，碰撞部位的結(jié)構(gòu)特性與初始動(dòng)能的大小共同決定了碰撞力的大小。碰撞初始階段，碰撞力急劇增大，隨著形變的增大，棧橋基座內(nèi)部構(gòu)件逐漸失效，生活支持平臺(tái)速度逐漸降低，碰撞力也迅速減小，直到生活支持平臺(tái)速度與鉆井平臺(tái)速度相同時(shí)，碰撞過程結(jié)束，碰撞力減小為0 N。碰撞力增大表示有新構(gòu)件參與抵抗碰撞變形，卸載則表示在抵抗碰撞過程中有構(gòu)件失效。

(4) 生活支持平臺(tái)-鉆井平臺(tái)的碰撞不同于平臺(tái)-船舶的碰撞，船-平臺(tái)碰撞是一個(gè)瞬態(tài)的過程，碰撞通常在1.00 s內(nèi)結(jié)束，附連水對(duì)碰撞過程影響非常小，而平臺(tái)-平臺(tái)碰撞是一個(gè)較長(zhǎng)時(shí)間的碰撞過程，碰撞引起的平臺(tái)位移較大，平臺(tái)附連水對(duì)碰撞過程影響較大。由于平臺(tái)-平臺(tái)碰撞的初始動(dòng)能遠(yuǎn)大于一般的船-平臺(tái)碰撞，碰撞持續(xù)時(shí)間、碰撞力、變形能等都要明顯大于船-平臺(tái)碰撞，而且平臺(tái)-平臺(tái)碰撞的位置距離平臺(tái)重心較遠(yuǎn)，轉(zhuǎn)動(dòng)效應(yīng)更加明顯，初始動(dòng)能很大一部分會(huì)轉(zhuǎn)化為兩個(gè)平臺(tái)的轉(zhuǎn)動(dòng)動(dòng)能，研究生活支持平臺(tái)抗撞性能的同時(shí)也應(yīng)關(guān)注碰撞引起的橫搖運(yùn)動(dòng)，防止平臺(tái)傾覆。