胡志強(qiáng)，朱 旻，岑 松

1 上海交通大學(xué)海洋工程國家重點實驗室，上海 200240

2 清華大學(xué)航天航空學(xué)院，清華大學(xué)應(yīng)用力學(xué)教育部重點實驗室，北京 100084

0 引 言

在海洋油氣開發(fā)過程中，鋼制導(dǎo)管架平臺得到了廣泛應(yīng)用。守護(hù)船圍繞導(dǎo)管架平臺作業(yè)時，由于操作不當(dāng)，守護(hù)船撞擊平臺的事故時有發(fā)生。導(dǎo)管架海洋平臺在遭遇守護(hù)船撞擊時，弦管結(jié)構(gòu)容易遭受結(jié)構(gòu)損傷，引起平臺立柱結(jié)構(gòu)發(fā)生整體彎曲和局部凹陷，導(dǎo)致承載能力降低，影響結(jié)構(gòu)的安全，嚴(yán)重時，還會極大地減弱平臺結(jié)構(gòu)的整體強(qiáng)度和剛度。為了在導(dǎo)管架平臺設(shè)計階段就充分考慮到其抗撞性能，國際海洋工程結(jié)構(gòu)物設(shè)計規(guī)范 NORSOK［1］和 API［2］提出了平臺立柱結(jié)構(gòu)的碰撞力和結(jié)構(gòu)損傷簡化計算公式。利用這些公式，可以通過解析計算方法，在結(jié)構(gòu)設(shè)計階段就充分考慮導(dǎo)管架平臺立柱結(jié)構(gòu)在遭受撞擊場景下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)。同時，海洋平臺的設(shè)計理念在不斷進(jìn)步，基于事故極限強(qiáng)度（Accidental Limited State）的設(shè)計理念也在不斷推廣之中。在該理念的推廣中，Amdahl［3］提倡在結(jié)構(gòu)設(shè)計階段就考慮平臺的抗撞性能，并利用規(guī)范中的解析公式分析計算。因此，在導(dǎo)管架平臺立柱結(jié)構(gòu)設(shè)計過程中，正確選擇和應(yīng)用設(shè)計規(guī)范，是設(shè)計出合理立柱結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵要素之一。設(shè)計規(guī)范的正確性和合理性，對于導(dǎo)管架平臺立柱結(jié)構(gòu)設(shè)計而言至關(guān)重要。

近年來，我國海洋工程事業(yè)飛速發(fā)展，導(dǎo)管架平臺數(shù)量迅速增長，但目前還沒有自主知識產(chǎn)權(quán)的類似規(guī)范，CNOOC、CCS和有關(guān)設(shè)計院所主要是借用NORSOK和API規(guī)范來設(shè)計導(dǎo)管架平臺。隨著我國海洋大國地位的不斷提升，建立具有自主知識產(chǎn)權(quán)的海洋工程結(jié)構(gòu)物設(shè)計規(guī)范勢在必行，并且該規(guī)范中應(yīng)當(dāng)包含平臺立柱結(jié)構(gòu)抗撞性能的計算方法。在自主提出適用于我國海域的設(shè)計規(guī)范前，應(yīng)當(dāng)充分研究NORSOK和API規(guī)范中導(dǎo)管架平臺立柱結(jié)構(gòu)抗撞性能計算方法的適用性，而這兩項規(guī)范中關(guān)于導(dǎo)管架平臺立柱結(jié)構(gòu)的抗撞性能計算公式已有近十年未進(jìn)行修訂。

利用數(shù)值仿真技術(shù)分析海洋結(jié)構(gòu)物的抗撞性能是一種可信度較高的手段，被廣泛應(yīng)用于船舶碰撞與擱淺研究中。Simonsen［4］利用LS_DYNA程序分析了船舶擱淺結(jié)構(gòu)響應(yīng)；Kitamura［5］和Yamada［6］利用仿真技術(shù)研究了緩沖球鼻艏性能；Wang［7］和 Zhang［8］對船舶結(jié)構(gòu)的抗撞性能進(jìn)行了研究；Paik［9］對數(shù)值仿真技術(shù)在碰撞和擱淺領(lǐng)域的研究進(jìn)行了總結(jié)，證明利用數(shù)值仿真技術(shù)分析導(dǎo)管架平臺的抗撞性能完全可行。

為了驗證NORSOK和API規(guī)范的適用性，本文將利用數(shù)值仿真技術(shù)，開展沿立柱長度方向不同撞擊點場景下的分析計算，獲取碰撞損傷和碰撞力—撞深曲線等數(shù)據(jù)，并通過數(shù)值分析計算結(jié)果與規(guī)范計算結(jié)果的比較，合理評價NORSOK和API規(guī)范的適用性，以總結(jié)出這兩項規(guī)范在考慮平臺立柱結(jié)構(gòu)抗撞性能方面的特點。

1 規(guī) 范

1.1 NORSOK規(guī)范

NORSOK規(guī)范根據(jù)碰撞時能量耗散的分配，定義了3種碰撞的設(shè)計準(zhǔn)則，分別為強(qiáng)度設(shè)計（Strength Design）、韌性設(shè)計（Ductile Design）及折中設(shè)計（Shared-Energy Design），如圖1所示。

圖1 NORSOK規(guī)范的平臺結(jié)構(gòu)設(shè)計準(zhǔn)則Fig.1 NORSOK rules for column structure design

強(qiáng)度設(shè)計：該設(shè)計準(zhǔn)則被應(yīng)用于被撞擊結(jié)構(gòu)物自身具有充足的強(qiáng)度來抵御碰撞力，且不產(chǎn)生大的形變的情況。在這種情況下，船舶被迫發(fā)生形變并吸收大部分碰撞能，即撞擊船舶為彈塑性體，而導(dǎo)管架立柱結(jié)構(gòu)近似為剛體。

韌性設(shè)計：該設(shè)計準(zhǔn)則被應(yīng)用于被撞擊結(jié)構(gòu)物吸收大部分碰撞能且發(fā)生大的彈塑性變形，而引起撞擊的結(jié)構(gòu)物本身的損傷可以忽略（撞擊船舶視為剛體，而導(dǎo)管架立柱結(jié)構(gòu)視為彈塑性體）的場景。

折中設(shè)計：該設(shè)計準(zhǔn)則被應(yīng)用于發(fā)生碰撞的結(jié)構(gòu)物雙方均發(fā)生一定的彈塑性變形，且共同承擔(dān)碰撞過程中的能量耗散（撞擊船舶與導(dǎo)管架立柱結(jié)構(gòu)均為彈塑性體）的場景。

根據(jù)NORSOK規(guī)范設(shè)計海洋平臺立柱結(jié)構(gòu)時，需要認(rèn)真考慮選擇哪種設(shè)計準(zhǔn)則。一般情況下，會著重考慮立柱結(jié)構(gòu)的損傷情況，因而選擇韌性設(shè)計或者折中設(shè)計準(zhǔn)則的情況居多。NORSOK規(guī)范對這種情況下立柱結(jié)構(gòu)的碰撞力和損傷計算給出了詳盡的解釋。

NORSOK規(guī)范對碰撞力—撞深關(guān)系進(jìn)行了無因次化處理。它假設(shè)弦桿的凹陷區(qū)域中間為一個平面，長度為船與弦桿的直接接觸長度，記為b；兩邊的撞深逐漸減小，形成兩個三角形區(qū)域，其余均為未受損傷的區(qū)域，如圖2所示。

圖2 立柱結(jié)構(gòu)碰撞損傷圖Fig.2 Collision damage of column structure

NORSOK規(guī)范推薦的鋼管立柱結(jié)構(gòu)無因次化碰撞力—撞深公式

式中，Nsd為設(shè)計軸向力；Nrd為設(shè)計軸向反力；fy為材料屈服強(qiáng)度。

根據(jù)NORSOK規(guī)范，可以解析計算出弦桿立柱結(jié)構(gòu)遭受守護(hù)船撞擊時的結(jié)構(gòu)損傷和碰撞力數(shù)據(jù)。

1.2 API規(guī)范

API規(guī)范中用于評估鋼管立柱構(gòu)件碰撞力的推薦公式有兩個，其中一個是假設(shè)鋼管構(gòu)件上形成的凹坑區(qū)域為楔形，并且考慮了鋼管構(gòu)件局部凹坑損傷而提出

式中，F(xiàn)d為側(cè)向壓力；Mp=σyt2/4為鋼管的塑性矩；σy為材料的屈服應(yīng)力；X為凹陷深度；D為鋼管直徑；R為鋼管半徑；t為壁厚。

另一個是在大量實驗的基礎(chǔ)上，假設(shè)在凹陷中心兩側(cè)的塑性區(qū)域長度為一常數(shù)3.5D，并用半經(jīng)驗的方法提出的一個與實驗結(jié)果比較匹配的經(jīng)驗公式：

公式（2）和公式（3）給出的計算結(jié)果近似，本文使用公式（2）。

2 數(shù)值分析模型

2.1 撞擊船模型

選擇的撞擊船為一艘排水量為4600 t的守護(hù)船［10］，如圖3所示，其主尺度如表1所示。

圖3 守護(hù)船F(xiàn)ig.3 Side elevation and front view of stand-by vessel

表1 撞擊船主尺度Tab.1 The principal dimensions of striking ship

分析中，選取守護(hù)船模型中段作為撞擊部分有限元模型，有限元模型如圖4和圖5所示。有限元模型單元特征長度80 mm，整個模型包含107055個單元。守護(hù)船撞擊速度2 m/s。撞擊區(qū)域材料為理想鋼塑性材料，具體屬性如表2所示，并且考慮了材料應(yīng)變率影響，服從Cowper-Symonds關(guān)系

圖4 撞擊船結(jié)構(gòu)模型Fig.4 Structure model of striking ship

圖5 撞擊船有限元模型圖Fig.5 Finite element model of striking ship

表2 船舶鋼結(jié)構(gòu)的材料參數(shù)Tab.2 Material parameters of ship steel structure

2.2 立柱結(jié)構(gòu)模型

通常，導(dǎo)管架平臺的樁腿立柱結(jié)構(gòu)都有一定程度的傾斜，因此，為了與實際情況相符，該導(dǎo)管架平臺弦桿模型被設(shè)計為一個典型的傾斜立柱結(jié)構(gòu)，橫豎比例為1∶7。圖6給出了該弦桿立柱結(jié)構(gòu)模型，其長度為17 m，直徑為1.5 m。根據(jù)NORSOK規(guī)范中不同的設(shè)計準(zhǔn)則，分別設(shè)置了壁厚為30，40，50 mm這3種工況。表3所示為弦桿模型的主要幾何參數(shù)。

圖6 弦桿立柱結(jié)構(gòu)有限元模型圖Fig.6 Finite element model of chord member column structure

表3 弦桿立柱結(jié)構(gòu)的幾何參數(shù)Tab.3 Geometric parameters of chord member column structure

如圖6所示，弦桿立柱結(jié)構(gòu)有限元模型單元特征長度為100 mm。文獻(xiàn)［10］證明，桿件的邊界條件對其抗撞性能的影響很小，可以忽略。因此，為簡化計算，文中弦桿上、下端采用剛性固定邊界條件。

與守護(hù)船模型的材料設(shè)置類似，以下兩種材料將被運(yùn)用到導(dǎo)管架弦桿模型中：在強(qiáng)度設(shè)計中，弦桿立柱結(jié)構(gòu)為剛體，所有能量均被守護(hù)船吸收；在韌性設(shè)計和折中設(shè)計中，弦桿立柱結(jié)構(gòu)均為彈塑性體，因此塑性材料被運(yùn)用到兩種模型中，弦桿將發(fā)生變形，吸收一部分能量，其材料參數(shù)設(shè)置如表4所示。

表4 弦桿鋼結(jié)構(gòu)的材料參數(shù)Tab.4 Material parameters of chord member steel structure

2.3 計算工況定義

為了更好地研究撞擊點不同對碰撞力及能量吸收的影響，并以此評價NORSOK和API規(guī)范在不同撞擊位置處的適用性，共設(shè)置了弦桿1/8節(jié)點處、1/4節(jié)點處、1/3節(jié)點處、3/8節(jié)點處和1/2節(jié)點處5個撞擊點位置。研究中，弦桿壁厚分別設(shè)置為t=30，40，50 mm三種情況。共設(shè)計了15種工況，如表5所示。

3 數(shù)值仿真計算結(jié)果與分析

3.1 數(shù)值仿真結(jié)果的比較分析

3.1.1 1/8節(jié)點工況

以1/8節(jié)點工況為例，反映弦桿立柱結(jié)構(gòu)遭受撞擊后的結(jié)構(gòu)損傷模態(tài)。撞擊點在弦桿立柱結(jié)構(gòu)1/8節(jié)點處，弦桿壁厚t=30 mm情況下的弦桿結(jié)構(gòu)損傷應(yīng)力圖如圖7所示。限于篇幅，其余工況條件下的應(yīng)力圖在此忽略。3種壁厚條件下的碰撞力—撞深曲線總結(jié)如圖8所示。

表5 設(shè)計工況Tab.5 Case definition

圖7 撞擊點在1/8節(jié)點處（30 mm壁厚）的應(yīng)力分布圖Fig.7 Stress distribution when collision occurs at 1/8L（t=30 mm）

圖8 碰撞力—撞深曲線（撞擊點為1/8節(jié)點）Fig.8 Collision force-penetration curve when collision occurs at 1/8L

由圖8可見：

1）在同一撞深位置處，隨著弦桿壁厚的不斷增加，碰撞力越大。這說明壁厚越厚，在同樣的撞深位置弦桿所能承受的碰撞力越大，即弦桿在由韌性設(shè)計向強(qiáng)度設(shè)計轉(zhuǎn)變的過程中，抵御撞擊的能力顯著增強(qiáng)。當(dāng)弦桿壁厚t=30 mm時，船可以看做是剛體，受到的損傷比較小，此時弦桿立柱結(jié)構(gòu)抵御碰撞的能力比較弱。

2）在碰撞初期，壁厚越厚，隨著撞深的增加，碰撞力增長越快，這在弦桿壁厚為30 mm與50 mm兩條曲線的對比中可以很明顯地看出。30 mm的曲線變化平緩，而50 mm的曲線在碰撞初期陡峭。這說明在碰撞初期50 mm壁厚的弦桿抵抗撞擊的優(yōu)勢比較明顯，可以有效抵御船的碰撞，承受較大的碰撞力。但在碰撞后期，所有壁厚的曲線斜率趨于一致，說明在碰撞后期，壁厚對碰撞的抵抗能力影響較小，各種壁厚情況下弦桿抵御碰撞的能力趨于一致。

3.1.2 1/2節(jié)點工況

以1/2節(jié)點工況為例，反映弦桿立柱結(jié)構(gòu)遭受撞擊后的結(jié)構(gòu)損傷模態(tài)。撞擊點在弦桿立柱結(jié)構(gòu)1/2節(jié)點處，弦桿壁厚t=30 mm情況下的弦桿結(jié)構(gòu)損傷應(yīng)力圖如圖9所示。限于篇幅，其余工況條件下的應(yīng)力圖在此忽略。3種壁厚條件下的碰撞力—撞深曲線總結(jié)如圖10所示。

圖9 撞擊點在1/2節(jié)點處的應(yīng)力分布圖（30 mm壁厚）Fig.9 Stress distribution when collision occurs at 1/2L（t=30 mm）

圖10 碰撞力—撞深曲線（撞擊點為1/2節(jié)點）Fig.10 Collision force-penetration curve when collision occurs at 1/2L

從圖10中可以看到與1/8節(jié)點工況時的碰撞力—撞深曲線類似的規(guī)律，只是在1/2節(jié)點時每條曲線都更趨于平緩，斜率減小了。這說明當(dāng)撞擊點位于弦桿中心時，弦桿抵御撞深的能力不如撞擊點位于弦桿位于1/8節(jié)點時的。由此可見，撞擊點位置對于平臺弦桿的抵抗撞擊能力是有一定影響的。越靠近中間，弦桿立柱結(jié)構(gòu)就越容易產(chǎn)生明顯的結(jié)構(gòu)損傷。所以，要分析導(dǎo)管架平臺立柱結(jié)構(gòu)的抗撞性能，從保守角度出發(fā)，應(yīng)當(dāng)分析撞擊點位于立柱中央的工況。

3.1.3 不同撞擊點條件下的碰撞力—撞深曲線比較

總結(jié)不同撞擊點條件下的計算工況結(jié)果，比較它們的碰撞力—撞深曲線。30，40，50 mm壁厚條件下的碰撞力—撞深曲線如圖11～圖13所示。每根曲線的結(jié)束點均為撞擊時間=1.0 s。

圖11 壁厚30 mm時5種不同撞擊點條件下的碰撞力—撞深曲線Fig.11 Collision force-penetration curve for five different collision locations whent=30 mm

圖12 壁厚40 mm時5種不同撞擊點下條件的碰撞力—撞深曲線Fig.12 Collision force-penetration curve for five different collision locations whent=40 mm

圖13 壁厚50 mm時5種不同撞擊點條件下的碰撞力—撞深曲線Fig.13 Collision force-penetration curve for five different collision locations whent=50 mm

由圖11～圖13可得到以下結(jié)論：

1）隨著撞擊點由立柱中央向兩端處變化，碰撞力—撞深曲線的斜率為從低到高變化。這說明撞擊點越靠近端點，導(dǎo)管架弦桿抵御碰撞的能力就越強(qiáng)。當(dāng)撞擊時間為1.0 s時，由圖11可以看出，1/8節(jié)點處的撞深為1.06 m，1/2節(jié)點處的撞深為1.92 m，后者的撞深幾乎為前者的兩倍。由圖12可看出，1/8節(jié)點處的撞深為0.74 m，1/2節(jié)點處的撞深為1.80 m。由圖13可看出，1/8節(jié)點處的撞深為0.40 m，1/2節(jié)點處的撞深為1.53 m，后者的撞深為前者的3倍多。這說明撞擊點位置的變化對于抵御碰撞的能力具有很大的影響，弦桿的節(jié)點端可以有效抵抗碰撞力，且隨著壁厚的增加，撞擊點位置的變化所帶來的影響更為顯著。

2）在碰撞初期，所有撞擊位置處的碰撞力—撞深曲線的斜率幾乎一致，直到碰撞后期，每個撞擊點處曲線的斜率才呈現(xiàn)出明顯的不同。這說明在輕度碰撞時，撞擊點位置的不同對于抵御撞深的能力沒有太大影響，只有在守護(hù)船與平臺發(fā)生嚴(yán)重碰撞時，撞擊點位置的不同才會造成弦桿損傷的顯著不同。

3）由圖13可見，在碰撞初期，每條曲線的斜率很大，當(dāng)碰撞力達(dá)到20000 kN時，撞深仍很小，說明在壁厚為50 mm時，即使碰撞力達(dá)到20000 kN，弦桿仍能很好地抵御碰撞，這是采用強(qiáng)度設(shè)計的體現(xiàn)。

3.2 數(shù)值分析結(jié)果與NORSOK規(guī)范結(jié)果的比較

選擇如下方法來評價公式（1）（NORSOK規(guī)范）的適用性：

1）選擇b=0計算下限曲線，選擇另一個b值計算上限曲線，建立一個取值范圍曲線。

2）根據(jù)數(shù)值仿真計算結(jié)果，可以直接獲得每個時刻的b值，以及對應(yīng)的碰撞力與撞深數(shù)據(jù)，從而得到Wd/D值與R/Rc值，建立碰撞力—撞深曲線。這條曲線是真實值曲線，在無因次化后是真實的碰撞力—撞深無因次化曲線。

3）根據(jù)公式（1）得到的曲線與數(shù)值仿真得到的曲線有一個交點。該交點的意義為：在上限曲線b值下，NORSOK規(guī)范推薦的Wd/D值與R/Rc值作為規(guī)范值。同時，根據(jù)實際碰撞力—撞深曲線，計算出該b值條件下的Wd/D值與R/Rc值，作為真實值。

4）比較規(guī)范值與真實值，計算誤差，評價用NORSOK規(guī)范得到的曲線的適用度和準(zhǔn)確性。

以30 mm壁厚情況下的數(shù)值仿真曲線以及b/D=0和b/D為給定值時NORSOK規(guī)范推薦曲線的比較作為示例，如圖14～圖18所示。

由圖14～圖18可見，在碰撞初期，數(shù)值計算所得的曲線與b/D=0所得的曲線吻合很好。這是由于在碰撞初期，船首先以其剛性較大的底部撞擊弦桿，此時船的舷側(cè)與弦桿的接觸為碰撞點，尚未形成接觸面，因此b=0。從中也可看出，NORSOK規(guī)范推薦的曲線在碰撞初期與實際情況擬合較好。

圖14 30 mm壁厚1/8節(jié)點處的數(shù)值計算曲線與NORSOK規(guī)范的比較Fig.14 Comparison between simulation results and NORSOK rules when collision occurs at 1/8L（t=30 mm）

圖15 30 mm壁厚1/4節(jié)點處的數(shù)值計算曲線與NORSOK規(guī)范的比較Fig.15 Comparison between simulation results and NORSOK rules when collision occurs at 1/4L（t=30 mm）

圖16 30 mm壁厚1/3節(jié)點處的實際計算曲線與NORSOK規(guī)范的比較Fig.16 Comparison between simulation results and NORSOK rules when collision occurs at 1/3L（t=30 mm）

圖17 30 mm壁厚3/8節(jié)點處的實際計算曲線與NORSOK規(guī)范的比較Fig.17 Comparison between simulation results and NORSOK rules when collision occurs at 3/8L（t=30 mm）

圖18 30 mm壁厚1/2節(jié)點處的實際計算曲線與NORSOK規(guī)范的比較Fig.18 Comparison between simulation results and NORSOK rules when collision occurs at 1/2L（t=30 mm）

采用以上描述的評價方法計算出不同壁厚條件下的比較結(jié)果，如表6所示。

由表6中的結(jié)果可以看出，當(dāng)壁厚為30 mm時，除了撞擊點在1/8和1/2節(jié)點處的情況外，其余3個撞擊點的NORSOK推薦結(jié)果與實際結(jié)果相比誤差都較小，在10%以內(nèi)；撞擊點在1/2處的誤差在15%以內(nèi)；撞擊點在1/4處的誤差在30%以內(nèi)。

當(dāng)壁厚t=40 mm時，總體來說，NORSOK推薦結(jié)果的準(zhǔn)確度不如t=30mm時的。其中，撞擊點在1/3和3/8節(jié)點處的誤差較小，均在5%以內(nèi)；撞擊點在1/2節(jié)點處的誤差約為20%；撞擊點在1/4節(jié)點處的誤差約為30%；撞擊點在1/8節(jié)點處的誤差約為50%，誤差較大。

表6 數(shù)值仿真結(jié)果與NORSOK規(guī)范的比較Tab.6 Comparison between simulation results and NORSOK rules

當(dāng)壁厚t=50 mm時，誤差更大，幾乎每種工況下的誤差都達(dá)到了50%以上?？梢娫谠摫诤袂闆r下，NORSOK規(guī)范推薦的曲線適用度不高。

綜上所述，NORSOK規(guī)范在立柱結(jié)構(gòu)壁厚較小的情況下與實際情況較為符合，即當(dāng)弦桿采用韌性設(shè)計時，NORSOK規(guī)范在整個碰撞過程中都能很好地給出不同撞擊點條件下的碰撞力—撞深關(guān)系。但隨著桿剛性的增加，規(guī)范的適用度降低，至弦桿的壁厚t=50 mm時，規(guī)范的適用性相對較差。

3.3 數(shù)值分析結(jié)果與API規(guī)范結(jié)果的比較

由于API規(guī)范（公式（2））直接給出了碰撞力—撞深關(guān)系，因此可以與數(shù)值計算結(jié)果直接比較。弦桿壁厚t=30，40，50 mm條件下的碰撞力—撞深曲線比較如圖19～圖21所示。

圖19 30 mm壁厚條件下不同撞擊點的碰撞力—撞深曲線圖Fig.19 Collision force-penetration curves for different collision locations whent=30 mm

圖20 40 mm壁厚條件下不同撞擊點的碰撞力—撞深曲線圖Fig.20 Collision force-penetration curves for different collision locations whent=40 mm

圖21 50 mm壁厚條件下不同撞擊點的碰撞力—撞深曲線圖Fig.21 Collision force-penetration curves for different collision locations whent=50 mm

由圖19～圖21可見，在碰撞初期，每條曲線均與API規(guī)范求得的碰撞力—撞深曲線吻合較好，而在碰撞后期，數(shù)值計算結(jié)果與規(guī)范所得結(jié)果間差異較大，用API規(guī)范求得的結(jié)果普遍比數(shù)值計算所得結(jié)果小。具體分析如下：

1）當(dāng)壁厚t=30 mm時，由數(shù)值計算結(jié)果可知，碰撞力—撞深曲線的斜率變化不大，當(dāng)碰撞力小于6000 kN時，數(shù)值計算結(jié)果與API規(guī)范所得結(jié)果較為吻合。在碰撞后期，API規(guī)范所得曲線的斜率明顯小于數(shù)值計真所得曲線斜率，求得的碰撞力的增長速度不及實際的碰撞力增長速度。

2）當(dāng)壁厚t=40 mm時，由數(shù)值計算結(jié)果可知，碰撞力—撞深曲線的斜率變化仍然不大，當(dāng)碰撞力小于11000 kN時，數(shù)值計算結(jié)果與API規(guī)范所得結(jié)果較為吻合。在碰撞后期，API規(guī)范所得曲線的斜率明顯小于數(shù)值計算所得曲線斜率，求得的碰撞力的增長速度不及實際的碰撞力增長速度。

3）當(dāng)壁厚t=50 mm時，由數(shù)值計算結(jié)果可知，碰撞力—撞深曲線在碰撞初期斜率很大，曲線較為陡峭，當(dāng)碰撞力小于5000 kN時，數(shù)值計算結(jié)果與API規(guī)范所得結(jié)果較為吻合。在碰撞后期，曲線趨于平緩，此時，數(shù)值計算所得曲線與API規(guī)范所得曲線的斜率較為一致，對于每個撞深，可以認(rèn)為用API規(guī)范求得的碰撞力比實際結(jié)果小。

綜上所述，在碰撞初期、撞深不大的條件下，API規(guī)范所給簡化公式所描述的碰撞力—撞深關(guān)系與實際情況符合較好。但隨著撞深的增加，API規(guī)范所給出的結(jié)果逐漸偏離真實值。在大撞深條件下，API規(guī)范的計算方法適用度不高，計算結(jié)果偏小。

數(shù)值仿真計算結(jié)果與API規(guī)范的計算結(jié)果在大撞深條件下的偏差較大，且規(guī)范的計算值偏小。造成這種結(jié)果的原因主要是：API規(guī)范假設(shè)凹坑區(qū)域為楔形，并且僅產(chǎn)生局部凹坑損傷，而實際結(jié)構(gòu)的損傷形狀復(fù)雜，幾何非線性強(qiáng)；隨著撞深的增加，結(jié)構(gòu)損傷面積明顯增大，局部損傷的假設(shè)適用性降低。這些原因造成API規(guī)范在大撞深條件下的適用性較低。

4 NORSOK和API規(guī)范的適用度總結(jié)

根據(jù)以上研究成果，對于NORSOK和API規(guī)范在導(dǎo)管架平臺弦桿結(jié)構(gòu)抗撞性能計算方面的適用度，得出以下結(jié)論：

1）NORSOK規(guī)范適于計算弦桿結(jié)構(gòu)剛度不高條件下的抗撞性能。當(dāng)采用韌性設(shè)計或者折中設(shè)計時，可以使用NORSOK規(guī)范來計算弦桿結(jié)構(gòu)的抗撞性能。當(dāng)采用強(qiáng)度設(shè)計時，則不宜采用NORSOK規(guī)范計算弦桿結(jié)構(gòu)的抗撞性能。

2）API規(guī)范適于計算低能碰撞條件下的弦桿結(jié)構(gòu)抗撞性能。當(dāng)撞深不大時，API規(guī)范能給出合理的計算結(jié)果；當(dāng)撞深較大時，API規(guī)范給出的計算結(jié)果偏小。

在開展實際的海洋導(dǎo)管架平臺立柱結(jié)構(gòu)設(shè)計時，可以依據(jù)碰撞場景的特點，根據(jù)撞擊船的特點、撞擊方向、撞擊速度，以及立柱結(jié)構(gòu)尺度特點，選擇不同的設(shè)計準(zhǔn)則，并根據(jù)NORSOK和API規(guī)范的適用性特點，選擇合適的規(guī)范進(jìn)行導(dǎo)管架平臺立柱結(jié)構(gòu)設(shè)計。

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