导管架船撞损伤与剩余强度

任 灏，王洪庆，刘 鑫，魏鑫泽，方 辉*

(1.中国能源建设集团 广东省电力设计研究院有限公司，广东 广州 510000；2.中国海洋大学 工程学院，山东 青岛 266100)

0 引 言

导管架是支撑海上设施的基础架构，是海洋资源开发、海洋空间利用、海洋建设及勘测必不可少的工具。随着海域开发范围不断扩大，船撞导管架事故频繁发生,船撞损伤必然使得导管架承载性能下降，产生安全隐患。

对于海上碰撞问题的探索，MINORSKY[1]根据能量守恒原理，归纳出碰撞冲击能与钢材体积变形间的曲线关系，但没有进行结构损伤特征的深入研究。在MINORSKY的基础上，WOISIN[2]开展更深入的研究，通过具体试验获得了碰撞力与船舶质量之间的经验关系公式。以上解析或半解析方法可快速分析接触力等船撞过程关键特征，但难以直接获得结构损伤特征(例如钢结构撞击凹陷深度等)，为推进结构损伤评估，有限元方法得到了广泛应用。温生亮等[3]立足实际，在参数适应性研究基础上开展导管架平台船撞分析。福萍[4]借助有限元软件开展船舶与导管架平台碰撞损伤过程和碰撞特性的研究，获得具有指导意义的一般性指标。周红杰[5]采用非线性有限元方法，开展碰撞后风机的动力响应，总结风机安全防护的具体措施，为海上安全提供重要保障。胡永明等[6]在USFOS软件的基础上开展船舶撞击分析，为解决国内工程实际问题提供方案。刘宇航等[7]运用有限元建模分析方法横向对比不同类型的海上风机支撑基础的抗撞性能，为海上风机的结构设计选型提供参考。有限元方法有效支持船撞结构损伤评估，但是撞击接触计算效率较低，还无法完全满足工程维护亟须损伤快速评估要求，而且数值计算难以直接反映船舶载重和速度等关键撞击参数与结构损伤特征的关联关系。

为解决上述问题，提高船撞结构损伤评估效率并给出必需的物理意义，本文针对南海某风电场导管架基础结构建立数值模型，运用有限元软件Abaqus对不同工况下船撞导管架的过程进行数值模拟，总结归纳船撞后导管架剩余强度变化的关键影响因素。

1 结构模型和材料参数模型

1.1 导管架结构模型和材料参数模型

依照南海某风电场17号、18号、19号风机导管架主体结构图纸建模。导管架空间结构由支腿、斜撑和上部风机基础结构等3部分组成，上T节点位于腿柱上部与板相接处，下T节点位于腿柱下部与直腿相接处，KK节点位于4根斜撑的连接处，X节点位于斜撑中间相交节点处。导管架整体各段参数如表1所示。导管架有限元模型如图1所示。导管架主体结构如图2所示。

表1 导管架结构几何参数 mm

图1 导管架有限元模型

图2 导管架主体结构

导管架的材料本构关系采用DNV GL-RP-C208[8]推荐的弹塑性硬化模型，该材料具有线弹性和具有屈服平台的幂律硬化模型参数。

材料屈服应满足如下等式：

f=σeq-σf(εp)=0

(1)

式中：σeq为材料的Mises等效应力；σf为材料的等效应力；εp为材料的等效应变。

该材料真实本构应力-应变关系可定义为

(2)

式中：σyield2和εp,y2分别为开始硬化时的屈服应力和等效塑性应变；K为硬化系数；n为硬化因数。

导管架采用的材料为S355低碳钢，其弹性模量E为210 GPa、泊松比为0.3、屈服应力为384 MPa、密度为7 850 kg/m3，具体参数如表2所示。

表2 低碳钢S355规范提议属性参数统计

计算过程所采用的模型为韧性损伤模型。损伤的初步产生标志着韧性损伤演化正式开始，随着迭代的加深，材料的弹性模量逐步降低，损伤因子稳步增大，从初始值0增大至1。

导管架在受到撞击的瞬间会产生巨大的能量。因此，在数值模拟分析的过程中需要设置单元失效。在本次计算中，伸长率达0.1的状况便判断为单元失效。

KULZEP等[9]根据仿真研究给出不同单元厚度的断裂应变(断裂位移)与单元特征长度的关系，如图3所示。

图3 最大断裂应变与单元长度的关系

1.2 船体结构模型和材料参数

DNV GL-OS-A101[10]规范表明，在仅考虑典型船只的碰撞下，船首与导管架的碰撞动能不低于11 MJ，这为数值模拟的船型选取提供参考。结合海上实际航行情况，选取满载排水量为3 000 t的散货船作为研究模型，船体结构模型的具体尺寸如表3所示。

表3 船舶主尺度 m

考虑此次碰撞数值模拟的具体情况，为提高计算效率，仅对船首进行精细化建模处理。船首部位的模型单元设置为壳单元，单元类型为S4R和S3R。船首有限元模型如图4所示。

图4 船首有限元模型

船舶采用的材料为S235低碳钢，其屈服强度为308 MPa，各参数如表4所示。

表4 低碳钢S235规范提议属性参数统计

2 导管架极限强度

对于非线性有限元问题，主流的研究方法有弧长法和准静态法。

考虑到导管架模型的复杂程度较大，计算的算力需求过高，因此采用准静态法进行导管架极限强度研究。

准静态法对结构的非线性运动方程进行求解，运动方程为

(3)

准静态法借助中心差分法进行显式时间积分，将前一个动力平衡方程解作为下一个动力平衡方程的条件，在时间增量步上进行积分。

为确保中心差分法的准确性，在运用准静态法进行分析时，必须保证目标结构具有良好的稳定性：

Δtstable=2/ωmax≥Δte

(4)

(5)

式(4)和式(5)中：Δtstable为模型受到撞击后达到稳定的用时；ωmax为最高阶固有频率；Δte为模型达到稳定所需的最短用时；Le为最小单元的单元尺度；ρ为材料密度。

对导管架结构进行特征值屈曲分析。桩腿底部采用固支约束，一阶特征值λ=-2.016 65×108，经推导可获得导管架基础固支结构的弹性屈曲极限承载力为201.665 MN。对一阶屈曲位移云图进行分析，不难发现，一阶屈曲模态变形发生在X节点处，此节点出现明显的扭曲变形。对导管架有限元模型进行频率分析，便可获取模型的一阶模态，如图5所示。分析一阶模态的固有频率即可确定准静态解的加载时间。

图5 导管架一阶模态位移云图

提取一阶模态固有频率为1.319 0 Hz，对应的固有一阶周期为0.758 s，准静态分析时长为模型固有一阶周期的10倍，因此准静态解的加载时间为7.58 s。

导管架模型底端采用固支约束，将塔筒基础部位耦合为一个参考点，并以参考点上施加的质量作为上部塔筒的质量。结合工程实际，设置参考点上的质量为1 140 t。将塔筒上部基础耦合在参考点上，对此参考点施加强制力作用，提取导管架模型力-位移曲线，如图6所示。

图6 准静态法求解得到力-位移曲线

由图6可知，理想状态下的模型极限承载力为33.0 MN，设置初始缺陷的模型极限承载力为29.5 MN，承载力降低约10.6%。以此极限承载力作为外荷载，计算导管架受到撞击后的剩余强度。

3 导管架船撞损伤

当导管架与船舶发生碰撞后，整体结构在撞击作用下会发生形变，撞击部位会出现不同程度的凹陷，某些薄弱部位甚至会断裂。以KK节点为具体研究对象，详细分析导管架KK节点处的损伤状况。不同初始动能船舶撞击后的导管架KK节点应力云图和位移云图分别如图7和图8所示。

由图7可知，船舶初始动能的大小与应力集中区域的面积大小呈正相关，并且应力集中往往发生在凹坑边缘。

图7 不同初始动能Ep船舶撞击后KK节点应力云图

由图8可知，随着船舶初始动能的增加，KK节点撞击的凹陷程度越来越大，当船舶初始动能设置为26.25 MJ时，最大凹陷深度可达0.716 5 m。

图8 不同初始动能Ep船舶撞击后KK节点位移云图

以船舶初始动能为26.25 MJ的撞击为例，撞击后导管架各节点的等效塑性应变云图如图9所示。横向对比各节点间的等效塑性应变云图，具体如下：

图9 导管架各节点等效塑性应变云图

在上部K节点层，出现塑性应变最大的为图9(b)，塑性应变呈块状。图9(a)和图9(c)出现塑性应变的部位都集中在管节点处，呈环状分布，撞击影响最小的位置在图9(d)，未曾出现塑性应变。

下部K节点层在管节点周围也出现了不同程度的塑性应变，应变最大的为图9(h)。

KK节点层在节点管面部位出现的塑性应变最大，其余节点的塑性应变均呈环状分布。

上部X节点层的最大塑性应变出现在图9(j)节点处。

下部X节点层的最大塑性应变出现在图9(n)节点处，在船舶初始动能为26.25 MJ的情况下，该节点表现为挤压变形，破坏最为严重。

4 船撞后导管架剩余强度

详细计算船舶初速度对导管架剩余强度产生的影响，分析导管架不同部位之间的剩余强度差异。

4.1 船舶初速度对剩余强度的影响

对满载排水量为3 000 t的散货船，设置4种速度，开展撞击工作。绘制导管架剩余强度曲线，如图10所示。导管架遭受撞击后，对KK节点进行剩余强度分析，结果如表5所示。

图10 不同初速度下碰撞后的导管架剩余强度曲线

表5 导管架KK节点剩余强度统计

由图10和表5可知：3 000 t散货船的撞击速度越大，撞后导管架剩余强度就越低；当3 000 t散货船以5 m/s的速度撞击导管架时，导管架的剩余强度下降最快，降幅为47.46%。

4.2 导管架腿柱圆管与X节点剩余强度

以导管架腿柱圆管部位和X节点为研究对象，分别模拟不同撞击速度下的船舶冲击试验。

对导管架腿柱圆管部位和X节点受到船舶撞击后的不同情况进行研究，绘制导管架腿柱圆管部位和X节点的剩余强度曲线，如图11所示。

图11 不同初速度下导管架腿柱圆管部位和X节点剩余强度曲线

由图11(a)可知，导管架腿柱圆管受到撞击后的剩余强度变化与KK节点的剩余强度变化一致，即随着船舶撞击速度的增大，导管架腿柱圆管部位的剩余强度逐步降低，并且初始动能越大，剩余强度下降速率就越快。

由图11(b)可知，X节点与KK节点的剩余强度变化趋势一致，但与导管架腿柱圆管相比，不同撞击速度下X节点剩余强度间的差别较小。

5 结 论

导管架是支撑海上设施的基础构件，是开展海上工作的根本保障。因此，探索导管架的结构安全至关重要。导管架在经受撞击后，结构的极限强度会发生巨大变化。

为此，立足工程实际，进行合理的有限元数值模拟，成功发现影响导管架剩余强度的关键因素，得出以下结论：

(1)对于导管架极限强度的求解，采用动态显式(准静态法)求解。在非线性求解过程中，针对收敛性问题，准静态法更具优势。同时，对于剩余强度的求解，准静态法也提供了很好的帮助。根据准静态法求解得到的力-位移曲线，可以得知理想状态下的模型极限承载力为33.0 MN，设置初始缺陷的模型极限承载力为29.5 MN，承载力降低约10.6%。

(2)导管架在遭受撞击后，受撞部位会出现不同程度的变形。分析撞击后的导管架KK节点应力云图，可以发现：船舶初始动能的大小与应力集中区域的面积大小呈正相关，并且应力集中往往发生在凹坑边缘。

(3)详细计算船舶撞击速度对导管架剩余强度产生的影响，分析导管架不同部位之间的剩余强度差异。不难发现，在一定条件下，3 000 t散货船的撞击速度越大，撞后导管架剩余强度就越低。