谷家揚(yáng)，凌 晨，李天佑，董智新，羅貴星

(1.江蘇科技大學(xué) 海洋裝備研究院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003；2.江蘇科技大學(xué) 船舶與海洋工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003)

0 引 言

半潛式生活支持平臺(tái)是為鉆井平臺(tái)服務(wù)的輔助平臺(tái)，具有相似的結(jié)構(gòu)形式，但其設(shè)置有更大的空間用于生活居住或存放工程設(shè)備和鉆井設(shè)備，以提高鉆井平臺(tái)的生產(chǎn)效率。在靠泊連接狀態(tài)下，平臺(tái)定位要求是：除了生活支持平臺(tái)自身系泊系統(tǒng)外，還需要在生活支持平臺(tái)和鉆井平臺(tái)之間設(shè)計(jì)復(fù)雜的連接纜系統(tǒng)，或者應(yīng)用動(dòng)力定位系統(tǒng)跟隨鉆井平臺(tái)，來(lái)限制平臺(tái)間的耦合相對(duì)運(yùn)動(dòng)，保障平臺(tái)靠泊安全。動(dòng)力定位或系泊系統(tǒng)的失效都可能導(dǎo)致支持平臺(tái)與鉆井平臺(tái)的碰撞，此時(shí)系泊系統(tǒng)對(duì)初始動(dòng)能的吸收效果不可忽略。為了明確系泊系統(tǒng)在生活支持平臺(tái)與鉆井平臺(tái)碰撞過(guò)程中起到的作用，有必要通過(guò)計(jì)及系泊系統(tǒng)與忽略系泊系統(tǒng)的碰撞進(jìn)行對(duì)比分析研究。

系泊系統(tǒng)具有復(fù)雜的非線性特征，關(guān)于它的研究一直在深入。趙戰(zhàn)華[1]研究了張緊式系泊系統(tǒng)布置與參數(shù)對(duì)系泊性能的影響。張維[2]運(yùn)用Aqwa 軟件計(jì)算了半潛式平臺(tái)的水動(dòng)力性能，利用Greator 軟件建立實(shí)體模型，基于其運(yùn)動(dòng)特性建立了力學(xué)模型，實(shí)現(xiàn)了半潛式平臺(tái)的視景仿真。關(guān)于碰撞的研究至今為止已有幾十年，近年來(lái)，Alsos H S[3]和Alsos et al[4]將試驗(yàn)與有限元方法結(jié)合，對(duì)帶有加強(qiáng)筋的板的斷裂進(jìn)行了預(yù)測(cè)研究。Buldgen[5]首次在船-船碰撞中使用超單元方法，研究分析了船體結(jié)構(gòu)的抗撞能力。Yifeng M[6]通過(guò)研究碰撞力與船首撞深的關(guān)系，提出了用于船-橋碰撞的簡(jiǎn)化分析方法。Chao J[7]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，提出了預(yù)測(cè)樁腿抗撞能力的簡(jiǎn)化分析方法。金偉良[8]對(duì)導(dǎo)管架平臺(tái)碰撞過(guò)程中的受損構(gòu)件進(jìn)行了靜力強(qiáng)度計(jì)算，利用非線性彈簧模擬構(gòu)件的損傷凹陷，通過(guò)形變-時(shí)間曲線反推出碰撞力的大小。Hu Z[9]將簡(jiǎn)化解析法、試驗(yàn)法、非線性動(dòng)態(tài)有限元法結(jié)合起來(lái)，對(duì)船首撞擊半潛式鉆井平臺(tái)的外部機(jī)理和能量轉(zhuǎn)化情況進(jìn)行了分析研究。

本文的研究對(duì)象是某標(biāo)準(zhǔn)型半潛式生活支持平臺(tái)，應(yīng)用數(shù)值分析方法對(duì)計(jì)及系泊系統(tǒng)作用下生活支持平臺(tái)與鉆井平臺(tái)典型碰撞工況的碰撞特性進(jìn)行了研究。以碰撞后速度變化、結(jié)構(gòu)變形、碰撞力和能量轉(zhuǎn)化等方面為重點(diǎn)，進(jìn)行了對(duì)比分析，研究系泊系統(tǒng)對(duì)平臺(tái)碰撞特性的影響，為半潛式生活支持平臺(tái)的系泊系統(tǒng)設(shè)計(jì)、靠泊運(yùn)動(dòng)控制技術(shù)研究、平臺(tái)抗撞性能研究提供一定的參考。

1 有無(wú)系泊系統(tǒng)生活支持平臺(tái)與鉆井平臺(tái)對(duì)比碰撞場(chǎng)景建立

1.1 系泊系統(tǒng)設(shè)置

本文選用的半潛式生活支持平臺(tái)系泊系統(tǒng)設(shè)計(jì)水深為1 500 m，采用8 點(diǎn)對(duì)稱定位系統(tǒng)和動(dòng)力定位系統(tǒng)，使用76 mm R4 無(wú)擋錨鏈和160 mm 聚酯纜的復(fù)合系泊纜。半潛式鉆井平臺(tái)系泊系統(tǒng)設(shè)計(jì)水深為1 500 m，采用8 點(diǎn)對(duì)稱定位系統(tǒng)和動(dòng)力定位系統(tǒng)，使用97 mm R5 錨鏈和190 mm 合成纜的復(fù)合系泊纜。系泊布置如圖1 所示，系泊參數(shù)如表1 所示。

圖1 生活支持平臺(tái)與鉆井平臺(tái)系泊布置示意圖Fig.1 Mooring arrangement of life support platform and drilling platform

表1 系泊參數(shù)匯總表Tab.1 Summary of mooring parameters

本文采用有限元法，在Aqwa 軟件中建立2 座平臺(tái)濕表面模型，利用Awqa-line 模塊對(duì)其系泊系統(tǒng)進(jìn)行分析，得到位移曲線和載荷曲線，運(yùn)用Matlab 軟件擬合出系泊纜水平方向的位移-載荷曲線。在LS-Dyna 軟件中建立Spring_Nonlinear_Elastic（非線彈性彈簧）材料，輸入不同方向系泊纜的位移-載荷關(guān)系函數(shù)，利用Translational Spring（平動(dòng)彈簧）等效模擬出系泊纜對(duì)生活支持平臺(tái)與鉆井平臺(tái)水平方向上的約束作用。彈簧單元水平設(shè)置，長(zhǎng)度為300 m（系泊纜長(zhǎng)度的10%），一端與平臺(tái)立柱導(dǎo)纜孔相連，另一端剛性固定。Aqwa 軟件中平臺(tái)系泊模型如圖2 所示。

1.2 計(jì)算模型的建立

本文采用SpaceClaim-HyperMesh 軟件聯(lián)合建立了半潛式生活支持平臺(tái)與鉆井平臺(tái)的有限元模型，如圖3所示。

圖2 生活支持平臺(tái)與鉆井平臺(tái)系泊模擬示意圖Fig.2 Schematic diagram of life support platform and drilling platform mooring simulation

圖3 半潛式生活支持平臺(tái)與鉆井平臺(tái)有限元模型Fig.3 Finite element model of semi-submersible life support platform and drilling platform

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，為了保證分析計(jì)算的準(zhǔn)確性，本文采用甲板室、立柱、橫撐、浮箱的完整平臺(tái)有限元建模。但也在滿足仿真精度的前提下，對(duì)結(jié)構(gòu)次要構(gòu)件進(jìn)行了簡(jiǎn)化處理。對(duì)碰撞區(qū)域的所有構(gòu)件進(jìn)行局部網(wǎng)格細(xì)化，網(wǎng)格尺寸為80 mm，約為平均厚度的6 倍[10]。非碰撞區(qū)域采取粗網(wǎng)格建模，參考尺寸為600 mm。半潛式生活支持平臺(tái)和深水鉆井平臺(tái)的主尺度如表2 所示。

表2 半潛式生活支持平臺(tái)和鉆井平臺(tái)主要參數(shù)Tab.2 Main parameters of semi-submersible life support platform and drilling platform

1.3 碰撞典型對(duì)比工況的確定

穿梭油輪串靠浮式儲(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，所以下文生活支持平臺(tái)與鉆井平臺(tái)的碰撞工況將參考穿梭油輪串靠浮式儲(chǔ)油平臺(tái)的碰撞事故進(jìn)行制定?；谂鲎哺怕誓Ｐ偷牡湫团鲎材Ｊ椒治?，將生活支持平臺(tái)發(fā)生向前的過(guò)分偏移引起的碰撞，分為漂移碰撞和動(dòng)力碰撞。從碰撞模式和碰撞概率模型分析可知，碰撞嚴(yán)重程度與碰撞時(shí)海洋環(huán)境條件密切相關(guān)，不利風(fēng)浪流組合對(duì)碰撞初速度起著決定性的影響。風(fēng)致漂移導(dǎo)致碰撞的發(fā)生具有主導(dǎo)影響，在風(fēng)浪流導(dǎo)致的速度極值組合中，都考慮到風(fēng)的影響，共有3 種組合情況：風(fēng)致漂移和流速的疊加、風(fēng)和浪組合、風(fēng)浪流組合。

1）根據(jù)歷史經(jīng)驗(yàn)和概率組合極值理論，取1.34 m/s作為典型碰撞速度。

2）碰撞位置選擇則依據(jù)生活支持平臺(tái)和生活支持平臺(tái)間的靠泊狀態(tài)連接系統(tǒng)，選取生活支持平臺(tái)棧橋基座對(duì)中正撞鉆井平臺(tái)甲板室。

3）生活支持平臺(tái)和鉆井平臺(tái)材料均為彈塑性材料。以最大等效塑性應(yīng)變準(zhǔn)則作為碰撞過(guò)程中結(jié)構(gòu)的失效準(zhǔn)則，依據(jù)Lehmann et al[11]通過(guò)加筋板碰撞實(shí)驗(yàn)與有限元仿真計(jì)算對(duì)比，提出的失效應(yīng)變與網(wǎng)格尺寸的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系，選取的失效應(yīng)變值為0.187 5。材料模型采用雙線性彈塑性動(dòng)態(tài)模型。

4）采用附加質(zhì)量法來(lái)考慮水對(duì)生活支持平臺(tái)和鉆井平臺(tái)的影響，利用AQWQ 軟件中AQWQ-Line 模塊計(jì)算得到2 座平臺(tái)典型工況所需的Y 方向的附加質(zhì)量，2 座平臺(tái)的附連水質(zhì)量系數(shù)約為1.3。

有無(wú)系泊系統(tǒng)生活支持平臺(tái)-鉆井平臺(tái)碰撞典型工況碰撞參數(shù)設(shè)置對(duì)比匯總?cè)绫? 所示。

2 計(jì)算結(jié)果與對(duì)比分析

2.1 碰撞后速度與形變分析

圖4 為碰撞過(guò)程中有無(wú)系泊生活支持平臺(tái)速度時(shí)歷對(duì)比曲線。由圖可知，在碰撞的開(kāi)始階段（1.5 s內(nèi)），速度時(shí)歷曲線基本重合。這是因?yàn)樵谂鲎渤跏茧A段，支持平臺(tái)與鉆井平臺(tái)位移均較小，系泊系統(tǒng)尚未產(chǎn)生較大作用；1.5～6.7 s 這段時(shí)間內(nèi)，隨著平臺(tái)位移的增大，系泊系統(tǒng)逐漸對(duì)平臺(tái)的水平運(yùn)動(dòng)起到限制作用；6.7～9.1 s 這段時(shí)間內(nèi)，無(wú)系泊生活支持平臺(tái)速度約為有系泊時(shí)的2 倍；9.1～15 s 內(nèi)，2 次碰撞后的無(wú)系泊生活支持平臺(tái)速度約為有系泊生活支持平臺(tái)速度的2 倍，可以明顯看出系泊系統(tǒng)對(duì)支持平臺(tái)和鉆井平臺(tái)水平位移的約束作用。

表3 有無(wú)系泊系統(tǒng)生活支持平臺(tái)-鉆井平臺(tái)碰撞典型工況參數(shù)設(shè)置對(duì)比匯總表Tab.3 Comparisons of typical collision conditions between support platform and drilling platform

圖4 生活支持平臺(tái)速度-時(shí)間曲線Fig.4 Velocity-time comparison curve of life support platform

圖5 生活支持平臺(tái)形變-時(shí)間曲線Fig.5 Deformation-time comparison curve of life support platform

圖5 為有無(wú)系泊生活支持平臺(tái)形變時(shí)歷對(duì)比曲線?？梢钥闯觯S著碰撞過(guò)程的進(jìn)行，外板形變逐漸增加，生活支持平臺(tái)形變曲線趨勢(shì)相似，峰值不同，無(wú)系泊的支持平臺(tái)最大形變?yōu)?.771 m，有系泊的支持平臺(tái)最大形變?yōu)?.836 m。這是因?yàn)橄挡聪到y(tǒng)對(duì)支持平臺(tái)產(chǎn)生約束作用的同時(shí)也對(duì)鉆井平臺(tái)產(chǎn)生約束，碰撞接觸后，由于鉆井平臺(tái)的系泊系統(tǒng)加劇了滯后效應(yīng)，減緩了鉆井平臺(tái)的速度變化，因此造成了更大的結(jié)構(gòu)變形。

2.2 碰撞力分析

有無(wú)系泊的支持平臺(tái)碰撞力對(duì)比時(shí)歷曲線如圖6所示。由于碰撞力是結(jié)構(gòu)本身的固有特性，主要由碰撞區(qū)域的結(jié)構(gòu)形式和碰撞速度的大小決定，所以系泊系統(tǒng)對(duì)碰撞力隨時(shí)間的變化趨勢(shì)影響較小，碰撞力時(shí)歷曲線變化趨勢(shì)也相似，首次碰撞持續(xù)時(shí)間6.7 s。在1.5 9 s 時(shí)，無(wú)系泊的支持平臺(tái)碰撞力達(dá)到峰值1.845×107N，而有系泊的支持平臺(tái)碰撞力在1.55 s 時(shí)達(dá)到峰值1.912×107N。由此可以看出，系泊系統(tǒng)對(duì)于碰撞力的影響主要體現(xiàn)在碰撞力峰值的大小以及碰撞力到達(dá)峰值的時(shí)間。

圖6 碰撞力-時(shí)間曲線Fig.6 Force-time contrast curve

圖7 為有無(wú)系泊的支持平臺(tái)碰撞力隨形變變化的對(duì)比曲線。2 條曲線在形變達(dá)到1 m 以后出現(xiàn)較大區(qū)別，主要體現(xiàn)在系泊纜對(duì)于平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的滯后效應(yīng)，加快了碰撞區(qū)域結(jié)構(gòu)的形變速度，在碰撞力-形變曲線圖上的體現(xiàn)是相同的形變下有系泊的支持平臺(tái)碰撞力較低。

圖7 碰撞力-形變曲線Fig.7 Force-deformation contrast curve

2.3 能量轉(zhuǎn)化分析

2.3.1 系統(tǒng)總能量時(shí)歷分析

生活支持平臺(tái)和鉆井平臺(tái)組成的碰撞系統(tǒng)的總能量主要來(lái)自生活支持平臺(tái)的初始動(dòng)能以及生活支持平臺(tái)附連水質(zhì)量所提供的動(dòng)能。計(jì)及系泊系統(tǒng)時(shí)，支持平臺(tái)和鉆井平臺(tái)在碰撞過(guò)程中，初始動(dòng)能除了轉(zhuǎn)化為2 座平臺(tái)的變形能和動(dòng)能，水下的系泊系統(tǒng)也將吸收部分能量。

圖8 為有無(wú)系泊碰撞系統(tǒng)總能量對(duì)比曲線圖。從該曲線圖可看出碰撞開(kāi)始前，有無(wú)系泊的碰撞系統(tǒng)總能量均為6.194×107J。從碰撞接觸至5.25 s 內(nèi)，碰撞系統(tǒng)總能量數(shù)值相等，變化趨勢(shì)相同；5.25～15 s，不考慮系泊系統(tǒng)的碰撞系統(tǒng)總能量出現(xiàn)略微減少，計(jì)及系泊系統(tǒng)的碰撞系統(tǒng)總能量則出現(xiàn)較為明顯的下降，損失了4.7×105J 能量，為系統(tǒng)總能量的0.759%，這部分能量主要由單元沙漏能耗散。圖9 為支持平臺(tái)系泊纜變形能曲線圖，由圖可以看出初始動(dòng)能中有1.06×106J轉(zhuǎn)化為系泊纜的變形能。

圖8 有無(wú)系泊碰撞系統(tǒng)總能量對(duì)比圖Fig.8 Total energy comparison of system

圖9 支持平臺(tái)系泊纜變形能曲線圖Fig.9 Spring energy of support platform

2.3.2 平臺(tái)各類型能量時(shí)歷分析

圖10 為有無(wú)系泊支持平臺(tái)動(dòng)能對(duì)比曲線圖?？芍豢紤]系泊系統(tǒng)的生活支持平臺(tái)從碰撞開(kāi)始到第1 次碰撞結(jié)束即6.7 s（碰撞力為0 的時(shí)刻），生活支持平臺(tái)動(dòng)能損失了4.02×107J。生活支持平臺(tái)損失的動(dòng)能主要由生活支持平臺(tái)結(jié)構(gòu)和鉆井平臺(tái)結(jié)構(gòu)的彈塑性變形、生活支持平臺(tái)和鉆井平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)及周圍水的強(qiáng)迫運(yùn)動(dòng)等吸收，周圍水的影響已采用附連水質(zhì)量加以考慮。對(duì)比計(jì)及系泊系統(tǒng)的生活支持平臺(tái)，不考慮系泊系統(tǒng)時(shí)生活支持平臺(tái)的剩余動(dòng)能比計(jì)及系泊系統(tǒng)時(shí)多3.46×105J。

圖10 有無(wú)系泊支持平臺(tái)動(dòng)能對(duì)比曲線Fig.10 Kinetic energy comparison of life support platform

圖11 為有無(wú)系泊支持平臺(tái)變形能對(duì)比曲線圖?？芍?，在碰撞時(shí)間為6.7 s 時(shí)，不考慮系泊系統(tǒng)的生活支持平臺(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%，這部分能量主要依靠于生活支持平臺(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、桁材彎曲、板材褶皺失效以及整體變形來(lái)吸收。對(duì)比計(jì)及系泊系統(tǒng)的生活支持平臺(tái)，不考慮系泊系統(tǒng)時(shí)生活支持平臺(tái)吸收的變形能比計(jì)及系泊系統(tǒng)時(shí)多3.134×105J。

圖11 有無(wú)系泊支持平臺(tái)變形能對(duì)比曲線Fig.11 Internal energy comparison of life support platform

綜合圖10 和圖11 來(lái)看，考慮系泊系統(tǒng)后，支持平臺(tái)的剩余動(dòng)能和吸收的變形能均小于不考慮系泊系統(tǒng)的工況，兩者差值的和約等于計(jì)及系泊系統(tǒng)時(shí)支持平臺(tái)總能量比不考慮系泊系統(tǒng)時(shí)少的6.89×105J。

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

圖12 為有無(wú)系泊棧橋基座、甲板室和其他結(jié)構(gòu)變形能吸收曲線對(duì)比圖，圖13 為有無(wú)系泊支持平臺(tái)甲板室吸能曲線對(duì)比圖。兩圖中的曲線反映了系泊系統(tǒng)對(duì)生活支持平臺(tái)在碰撞過(guò)程中甲板室和棧橋基座以及平臺(tái)其他結(jié)構(gòu)吸能情況的影響。圖12 顯示計(jì)及系泊系統(tǒng)時(shí)，生活支持平臺(tái)除了碰撞接觸區(qū)域以外的結(jié)構(gòu)吸收的變形能均小于不考慮系泊系統(tǒng)的工況，但2 種工況的變形能吸收曲線變化趨勢(shì)相似，體現(xiàn)了生活支持平臺(tái)本身所固有的抗撞特性。圖13 顯示計(jì)及系泊系統(tǒng)時(shí)，生活支持平臺(tái)甲板室吸能除了變形能略低以外，其他形式能量都幾無(wú)差別。從能量轉(zhuǎn)化與吸收角度來(lái)看，系泊系統(tǒng)以彈性勢(shì)能的形式吸收了部分初始動(dòng)能，系泊系統(tǒng)對(duì)于平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的影響主要為平臺(tái)運(yùn)動(dòng)的滯后效應(yīng)，因此反而增加了支持平臺(tái)碰撞區(qū)域的結(jié)構(gòu)損傷。

圖12 有無(wú)系泊棧橋基座、甲板室和其他結(jié)構(gòu)變形能曲線對(duì)比圖Fig.12 Comparison of deformation energy of gangway,deck and other structure

圖13 有無(wú)系泊支持平臺(tái)甲板室吸能對(duì)比圖Fig.13 Energy absorption contrast of deck

3 結(jié) 語(yǔ)

本文針對(duì)計(jì)及系泊系統(tǒng)時(shí)，半潛式生活支持平臺(tái)棧橋基座以1.34 m/s 速度對(duì)中正撞半潛式鉆井平臺(tái)甲板室的典型工況進(jìn)行了數(shù)值仿真，并與不考慮系泊系統(tǒng)的工況從碰撞后速度、形變、碰撞力、能量轉(zhuǎn)化等方面進(jìn)行了對(duì)比分析，主要得到以下結(jié)論：

1）從碰撞過(guò)程中的速度以及形變對(duì)比分析可知，系泊系統(tǒng)對(duì)平臺(tái)的約束作用主要表現(xiàn)為平臺(tái)運(yùn)動(dòng)的滯后效應(yīng)，減緩了支持平臺(tái)與鉆井平臺(tái)的速度變化，加快并加劇了碰撞對(duì)棧橋基座結(jié)構(gòu)造成的損傷，造成了碰撞區(qū)域更大的結(jié)構(gòu)變形。

2）從碰撞過(guò)程中的碰撞力變化對(duì)比分析可知，系泊系統(tǒng)對(duì)于碰撞力的影響主要體現(xiàn)在碰撞力峰值的大小以及碰撞力到達(dá)峰值的時(shí)間。系泊纜對(duì)于平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生滯后效應(yīng)，加快了碰撞區(qū)域結(jié)構(gòu)的形變速度，相同的形變下考慮系泊時(shí)支持平臺(tái)碰撞力較低。

3）從碰撞過(guò)程中的能量轉(zhuǎn)化對(duì)比分析可知，系泊系統(tǒng)吸收了部分初始動(dòng)能，計(jì)及系泊的支持平臺(tái)的剩余動(dòng)能和吸收的變形能均小于不考慮系泊系統(tǒng)的工況，但是由于系泊系統(tǒng)產(chǎn)生的滯后效應(yīng)，反而增加了支持平臺(tái)碰撞區(qū)域的結(jié)構(gòu)損傷。