板-梁耦合技术在自升式海洋平台碰撞分析中的应用研究

梁恩强， 刘 昆， 包 杰， 王自力

(江苏科技大学， 江苏 镇江 212003)

板-梁耦合技术在自升式海洋平台碰撞分析中的应用研究

梁恩强， 刘 昆， 包 杰， 王自力

(江苏科技大学， 江苏 镇江 212003)

该文基于非线性有限元软件ABAQUS，针对自升式海洋平台结构特点，提出了“板-梁”耦合技术，用以简化建立自升式海洋平台的结构模型。以平台典型的单K和双K节点为研究对象，基于“板-梁”耦合模型及板壳模型分析了其碰撞性能，同时比较验证了“板-梁”耦合技术的可靠性。研究结果表明，“板-梁”耦合模型在碰撞冲击载荷下的结构损伤变形、碰撞力和能量吸收等动态响应与板壳模型结果一致性较好。该文研究成果可以为大型平台结构整体碰撞性能分析提供技术支撑。

自升式海洋平台；典型节点；“板-梁”耦合；碰撞性能；数值仿真

0 引言

随着世界各国对海洋资源开发的不断重视，海洋平台的数量持续增加，同时，海上运输业的高速发展使得船舶与海洋平台碰撞的事故越发频繁。以挪威大陆架为例，1982年～2010年间，共发生了115起船舶与海洋平台的碰撞事故[1]，造成了严重的环境污染，甚至人员伤亡。这些事故说明，在海洋平台的设计研发过程中应该考虑船舶撞击等意外载荷的影响。同时，为了降低碰撞事故对人员及海洋环境的危害，开展海洋平台碰撞性能的研究，揭示平台结构在碰撞过程中的损伤变形机理，对更好的开展平台耐撞结构设计有重要的现实意义。

随着非线性有限元技术的发展和计算机硬件水平的提高，数值仿真已经成为国内外学者研究船舶与海洋工程碰撞问题的主要方法。杨亮[2]基于有限元软件ANSYS建立了整体全壳导管架平台，对商船与固定导管架平台的碰撞过程进行仿真；孙勇敢[3]基于有限元软件ANSYS建立了全壳半潜平台模型，分析了平台受到大型商船撞击的动态响应；Martin Storheim等[4]利用有限元软件LS.DYNA开展了船舶与完整的全壳小规模平台的碰撞数值仿真，研究平台的耐撞性能；Joao Travanca等[5]基于有限元软件Patran建立了多种小规模全壳平台，预测了平台受到典型补给船高速撞击的动态响应。在研究小规模平台碰撞问题时，建立完整的全壳平台模型是可行的，但是在研究大型平台的碰撞响应时，由于其结构庞大且复杂，建立完整的全壳模型，不仅给建模带来困难，而且在计算精度上也无优势，因此，平台碰撞模型的合理简化成为高效、真实开展数值仿真的关键。该文以一自升式海洋平台为研究对象，针对其结构特点提出“板-梁”耦合建模技术，分析其遭遇3 000 t补给船撞击下的动态响应，通过与全壳模型计算结果的比较，验证“板-梁”耦合技术的可靠性。

1 “板-梁”耦合技术

“板-梁”耦合技术是在有限元建模过程中，将板壳单元与梁单元通过多点耦合约束连接在一起，相互作用，相互影响。由于自升式海洋平台结构庞大，进行全壳模型的建立并开展碰撞仿真将耗费大量计算资源，且由于碰撞具有明显的局部性特点[6]，也没有必要建立全壳模型，合理地简化模型可以高效、准确地开展碰撞仿真分析。该文针对船舶-平台碰撞问题，根据自升式平台结构特点，提出了“板-梁”耦合的平台建模技术，即仅在碰撞区域内的弦杆和撑杆结构采用板壳单元，碰撞区域以外的结构采用梁单元来模拟，梁元与板壳元通过多点耦合约束连接在一起。

2 碰撞有限元模型

2.1 自升式海洋平台简介

计算选用某三桩腿桁架式自升式钻井平台，如图1所示，其最大工作水深120 m，最大钻井深度1 200 m，桩腿高167 m，弦杆中心距离13.1 m，桩腿节距8.5 m。

2.2 几何模型

以自升式海洋平台桩腿碰撞区域典型节点为对象，进行数值仿真研究。桩腿节点构件尺寸见表1，图2为碰撞区整体的“板-梁”耦合结构，图3为平台典型节点形式及几何尺寸。

桩腿构件外径(mm)厚度(mm)斜撑245.019.0水平撑273.025.5弦管500.080.0

图3 典型节点示意图及尺寸参数

2.3 有限元模型

根据图3所确定的两种平台典型节点，分别采用“板-梁”耦合技术和全壳单元建立有限元模型，如图4、图5所示。其中，“板-梁”耦合模型弦管在中部碰撞区域5 m(弦杆总长8.5 m)范围内采用壳单元，斜撑在与弦管连接的一半长度(3.8 m)范围采用壳单元，其余区域采用梁单元模拟，壳单元与梁单元直接通过建立耦合点进行连接。管节点端部(弦杆和斜撑)刚性固定，撞击船选取某3 000 t补给船。为了简化问题，将其视为一直径为2 m的刚性球，以2 m/s的初速度水平撞击。管节点采用弹塑性材料，密度为7 850 kg/m3，弹性模量为2.1×1011N/m2，泊松比为0.3，屈服应力为2.35×108N/m3，最大塑性失效应变取0.3[5]。由于平台用低碳钢的塑性性能对应变率是高度敏感的[8]，因此在材料模型中选用考虑应变率敏感性影响的Cowper-Symonds本构方程，其参数和分别取40.4和5[9,10]。

图4 单K节点碰撞有限元模型

图5 双K节点碰撞有限元模型

3 结果对比分析

将以上模型提交计算，得到自升式海洋平台节点的动态响应过程，从损伤变形、能量吸收和碰撞力三个方面分析平台的碰撞性能并通过对比分析，验证“板-梁”耦合技术的合理性。

3.1 损伤变形

图6、图7分别给出了自升式海洋平台典型节点在两种不同建模方案下的损伤变形情况。从图中可以看出：两典型节点在不同建模方式下，结构损伤变形情况基本一致，弦杆和斜撑均发生了较为明显的弯曲变形，在碰撞接触区域发生较大的塑性变形，且最大应力和等效塑性应变均出现在斜撑与弦管连接的位置。单K节点弦杆和斜撑的弯曲变形比双K节点严重，这是由于双K节点斜撑数量多，使得其抵抗变形的能力较强。通过分析比较可以发现，采用“板-梁”耦合技术建立的平台典型节点简化模型与全壳模型在碰撞载荷作用下的损伤变形情况具有较好的一致性。

图6 单K节点损伤变形情况

图7 双K节点损伤变形情况

3.2 能量吸收

图8、图9给出两种不同建模方式下单K型及双K型平台节点能量转化及吸收情况。从图中可以看出，不同建模方式下两节点对应的能量转化曲线趋势基本一致，撞击动能大部分转化为节点结构的塑性变形能，且弦杆为主要的吸能构件。表2为不同建模方式计算得到的吸能结果，比较两节点的吸能情况可以发现，单K节点总的吸能略高于双K节点，这是由其损失变形程度所决定的，但是，双K节点斜撑吸能所占的比重高于单K节点。此外，“板-梁”耦合模型总的吸能略高于其所对应的全壳模型，但是最多也仅高出1%左右，这仍然充分说明了采用“板-梁”耦合技术建立的平台典型节点简化模型与全壳模型在碰撞载荷作用下的能量吸收情况基本一致。

图8 单K节点能量吸收情况

图9 双K节点能量吸收情况

模型结构构件吸能比例总吸能单K节点模型板壳模型“板梁”耦合模型弦杆4.426MJ78.1%斜撑1.238MJ21.9%弦杆4.625MJ80.8%斜撑1.100MJ19.2%5.664MJ5.725MJ双K节点模型板壳模型“板梁”耦合模型弦杆3.975MJ70.5%斜撑1.663MJ29.5%弦杆3.950MJ69.4%斜撑1.742MJ30.6%5.638MJ5.692MJ

3.3 碰撞力

碰撞力是碰撞过程中结构发生大位移、大变形的原因，通过碰撞力时程曲线可以清楚了解碰撞进行的过程。图10、图11分别给出了单K节点和双K节点的碰撞力-撞深曲线。从图中可以看出， 碰撞力曲线具有较强的非线性特点，双K节点的碰撞力震荡更为明显。另外，双K节点的第一个碰撞力峰值较单K节点要高且出现时间略晚，这主要是由于其有四根斜撑支撑，其相应承载能力及加载时间较两根斜撑的单K节点要高。在第一个峰值之后，碰撞力出现一定卸载后又呈现上升趋势，直至碰撞结束。通过观察对应时刻的损伤变形情况可以发现，在结构屈服小幅卸载之后，碰撞接触区域逐渐增加，响应结构也逐渐开始由弹性变形向塑性变形过渡，随着接触面积的逐渐增大，碰撞力也随之增加。在碰撞结束时，撞击动能基本耗尽，碰撞力迅速下降，被撞结构凹陷变形的线性弹性部分逐渐恢复。此外，分别对应比较两种不同建模方式下的碰撞力曲线可以发现，不同建模方式对于两种结构的碰撞力影响不大，“板-梁”耦合模型的碰撞力稍滞后于全壳模型。

图10 单K节点碰撞力-撞深曲线 图11 双K节点碰撞力-撞深曲线

4 结论

(1) “板-梁”耦合模型在碰撞载荷下的损伤变形、碰撞力和能量吸收等均与板壳模型结果具有较高的一致性，且减少了建模及计算工作量，适用于海洋平台结构的碰撞仿真分析。

(2) 两典型平台节点结构在碰撞载荷作用下，弦管变形以弯曲为主而斜撑以失稳为主，双K节点抵抗变形的能力较单K节点强，但两节总的塑形变能相当，且弦杆吸收了较多的能量。

[ 1 ] Arne K. Collisions between platforms and ships in Norway in the period 2001-2010[C]. OMAE,2010.

[ 2 ] 杨亮. 海洋导管架平台的耐撞特性研究[D]. 大连：大连理工大学,2007.

[ 3 ] 孙勇敢. 海洋平台碰撞性能研究[D]. 大连：大连理工大学,2011.

[ 4 ] Martin S. Design of offshore structures against accidental ship collisions[J]. Marine Structures, 2014,37(6):135-172.

[ 5 ] Joao T, HONG Hao. Dynamics of steel offshore platforms under ship impact[J]. Applied Ocean Research,2014,47(5):352-372.

[ 6 ] 胡永利,林一. 半潜式平台遭遇碰撞的结构响应分析[J]. 船舶与海洋工程,2011,28(1):46-54.

[ 7 ] Liu Kun, Wang Zili, Tang Wenyong, 等. Experimental and numerical analysis of laterally impacted stiffened plates considering the effect of strain rate[J]. Ocean Engineering，2015，99(3)：44-54.

[ 8 ] 王自力,顾永宁. 应变率敏感性对船体结构碰撞性能的影响[J]. 上海交通大学报,2000,34(12):1704-1707.

[ 9 ] 王自力,蒋志勇,顾永宁. 船舶碰撞数值仿真的附加质量模型[J]. 爆炸与冲击,2002,22(4):321-326.

[10] 陶亮. 船舶舷侧结构碰撞性能研究[D]. 大连：大连理工大学,2005.

[11] 胡永利,林一等. 半潜式平台遭遇碰撞的结构响应分析[J]. 船舶与海洋工程,2011,28(1):46-54.

[12] 刘昆,张延昌,王自力. 船首形状对舷侧结构碰撞性能影响研究[J]. 船舶工程,2010,32(2):12-14.

The Application of Plate-beam Coupling Technology in Offshore Jack-up Platform Collision Analysis

LIANG En-qiang, LIU Kun, BAO Jie, WANG Zi-li

(Jiangsu University of Science and Technology, Jiangsu Zhenjiang 212003, China)

The "plate-beam" coupling technology is proposed based on the nonlinear finite element software ABAQUS for building the structural model of Jack-up platform. The collision performance between the shell models and the "plate-beam" coupling models are compared， and the results indicate that the damage deformation, impact force and energy absorption of the "plate-beam" coupling model are in good agreement with the shell model. The results can provide technical support for the analysis of large-scale platform collisions.

jack-up offshore platform; typical joint; plate-beam coupling technology; collision performance; numerical simulation

2015-03-19

国家自然科学基金(51379093)。

梁恩强(1989-)，男，硕士研究生。

1001-4500(2015)05-0028-07

P75

A