劉 昆，包 杰，王自力，王 革

(江蘇科技大學 船舶與海洋工程學院，江蘇 鎮(zhèn)江212003)

0 引 言

隨著海洋油氣開發(fā)的日益深入，海洋平臺作為主要的作業(yè)基地發(fā)揮著重要作用。然而，平臺在進行鉆井與采油作業(yè)時，與供給船、守衛(wèi)船等發(fā)生碰撞的風險較大，不僅危及自身整體安全性，亦會造成巨大的經濟損失［1］。自升式鉆井平臺作為海洋油氣開發(fā)的主力軍，其結構柔性更大，冗余度更低，遭遇嚴重碰撞沖擊只能提供有限的抵抗力，故開展自升式平臺碰撞性能研究，揭示碰撞過程中的損傷變形機理，對更好地開展自升式平臺耐撞結構設計具有重要意義。

船－臺碰撞是一個動態(tài)非線性瞬時響應過程，評估平臺結構耐撞性能最可靠的方法是實船碰撞試驗。由于實尺度沖擊試驗的巨大費用與試驗的復雜性，特別是船－臺碰撞類問題，有限元分析被認為是預測平臺結構損傷程度的一個合適方法。其中Joao Travanca(2014)［2］基于有限元軟件Patran 建立全殼模型，對近海平臺與供給船發(fā)生高能碰撞時的動態(tài)響應進行預測，提出了一套簡化碰撞模型的等效方案;福萍［3］通過分析DNV 規(guī)范建立船舶與自升式平臺碰撞的有限元仿真計算模型，得到了自升式平臺碰撞過程中的損傷特性及能量吸收方式。然而，對于一些需要定量分析的碰撞問題，有限元計算中的一些關鍵參數輸入及計算結果的精度并不能得到保障，因此需要對局部發(fā)生動態(tài)大變形的大型結構物進行局部模型試驗，從而驗證數值模擬的可靠性與準確性［4］。探究結構在沖擊載荷下的力學性能，國內外學者通過試驗已經進行了很多研究，其中包括船－船碰撞、船－冰碰撞、船－風機碰撞、車－橋碰撞以及鋼管混凝土碰撞等，并獲得了豐碩的成果。Amdahl和Kavlie［5］進行了一系列碰撞模型試驗，研究了雙殼舷側結構在剛性六面體沖頭撞擊下的損傷變形過程，試驗結果顯示載荷與變形之間存在復雜的非線性關系。張健［6］進行了冰體碰撞模型試驗，得到冰體對舷側板架結構的碰撞力、結構的應力分布以及損傷變形特征，試驗結果揭示了冰載荷作用下船體板架結構的響應規(guī)律。Cho和Seo［7］運用相似理論將近海半潛式風力渦輪機的支撐結構進行等效縮尺，開展供給船與浮式風機的碰撞模型試驗，并將試驗現象與仿真結果進行對比分析，兩者吻合很好。L.J.Xu［8］以1/5的相似比開展卡車與橋梁上層建筑的碰撞模型試驗。太原理工大學［9－11］將碰撞試驗原理引入到土木工程領域，運用落錘沖擊試驗機開展了一系列鋼管混凝土試件的側向沖擊試驗，得到了與仿真結果相一致的試驗規(guī)律。盡管碰撞試驗研究已在多學科多領域中有所發(fā)展，但船舶－自升式海洋平臺的碰撞模型試驗研究仍處于空白階段，因此通過模型試驗探討平臺的耐撞性能具有現實意義上的必要性。

本文以自升式平臺樁腿直管為研究對象，開展平臺管結構的落錘沖擊模型試驗，試驗中通過測量儀器記錄下試件的塑性變形、碰撞力、動態(tài)應變及跨中撓度，分析研究管結構在受到側向沖擊載荷時的動態(tài)響應。同時，基于有限元軟件Abaqus 對落錘沖擊過程進行數值模擬，得到與試驗數據相對應的塑性變形、碰撞力時歷曲線和跨中撓度，并與試驗對比分析，從而驗證數值仿真模型化技術的準確性。

1 自升式平臺管結構碰撞模型試驗設計

1.1 試驗裝置

本次碰撞模型實驗將在50 kJ 落錘沖擊試驗機上進行，實驗裝置如圖1所示，主要由電器操作系統(tǒng)、動力驅動系統(tǒng)、數據采集系統(tǒng)、主機框架、錘體結構、試件支座裝置等組成。此實驗裝置最大沖擊能量為50 000 J，最大沖擊速度為8.5 m/s，最大落錘高度為3 700 mm，錘體最大總重量可達1 420 kg，可以滿足自升式平臺樁腿碰撞區(qū)域不同管節(jié)點結構的中低速碰撞沖擊試驗。

圖1 50 kJ 落錘沖擊試驗機Fig.1 Falling weight impact tester

圖2 三角錐形錘頭Fig.2 Knife edge indenter

落錘沖擊試驗機的錘體上可以安裝半球形、圓柱形和三角楔形錘頭，可以針對不同結構形狀進行選取。在進行管節(jié)點的落錘沖擊試驗時，為了避免錘頭與圓管碰撞時發(fā)生滑移，選取三角楔形錘頭，材料為淬火后的GCr15，硬度滿足沖擊試驗要求，刃口半徑30 mm，夾角45°，長420 mm，重116.7 kg。此外還需要連接錘體與錘頭的錘頭座，材料為40 Cr，重量93.0 kg，錘頭與錘頭座的詳細尺寸與實物圖如圖2所示。

1.2 試件設計

1.2.1 船－臺碰撞場景簡化

船舶－自升式海洋平臺碰撞的典型場景如圖3所示，為了實現試驗的可操作性與可行性，這里需要對碰撞系統(tǒng)簡化等效，其中將撞擊船簡化為剛性撞頭，被撞平臺簡化為樁腿水線以下的直管。

圖3 典型碰撞場景與簡化過程Fig.3 Typical collision scenario

1.2.2 試件材料參數

本次試驗所有試件材料選取船用低碳鋼，其力學性能均由萬能試驗機進行準靜態(tài)拉伸試驗獲得，其中拉伸試驗裝置和標準拉伸試樣(GB/T228.1－2010)尺寸如圖4所示。3 組拉伸試驗均以1 mm/min的速率進行拉伸直至試件斷裂，表1 給出了由拉伸數據得到的材料基本力學性能。

表1 船用低碳鋼基本力學性能Tab.1 Mechanical properties of mild steel

1.2.3 管結構試件制作與加工

圖5為落錘沖擊試驗機工作臺。由于所有試件必須安裝在工作臺上進行試驗，因此工作臺的具體尺寸決定了此次模型試驗的縮尺比與試件大小。根據工作臺的尺寸要求，實際管結構長度方向尺寸與其存在大約5 倍關系，故本次試驗選用縮尺比λ =5。同時兼顧實際鋼管型號，最終選取尺寸如表2所示的無縫鋼管為此次試驗加工管結構試件的素材，直管實物圖與幾何尺寸圖如圖6和圖7所示。

圖5 落錘沖擊試驗機工作臺Fig.5 Supporter of falling weight impact test

表2 鋼管尺寸匯總表Tab.2 Steel tube dimensions

圖6 試件實物圖Fig.6 Specimen of pipe structure

圖7 試件結構尺寸圖Fig.7 Dimensions of specimen

1.3 邊界工裝設計

作為局部結構試驗，試驗時邊界均需要滿足剛性固定的要求，故在管結構端部及落錘工作臺上設計了可以滿足剛固條件的工裝。其中直管兩端焊接20 mm 厚的端板，并用肘板予以加強，端板則通過螺栓與夾塊與工作臺固定，具體裝配如圖8所示。

圖8 約束工裝Fig.8 Tools for constraint

1.4 試驗工況

本實驗保持落錘質量不變開展不同撞擊高度(速度)的碰撞模型試驗，其中，落錘質量為1 420 kg，結合試驗條件選取1.0 m、2.0 m和3.6 m 三種初始沖擊高度，具體試驗工況匯總于表3。

表3 試驗工況Tab.3 Test conditions

2 試驗結果與分析

按照試驗設計方案開展直管落錘沖擊試驗并測量記錄相關試驗參數，經過數據分析及后處理，分別給出試件的損傷變形及碰撞力等參數。

2.1 試件損傷變形

圖9 給出了直管試件受落錘沖擊載荷作用后的典型變形模式。從圖中可知，直管試件的塑性變形模式主要包括試件的整體彎曲變形、跨中截面的扁化、跨中與落錘錘頭接觸處的凹陷以及剛性固定邊緣的皺曲與拉伸。

圖9 試件損傷變形情況Fig.9 Damage deformation of specimen

圖10 試件塑性變形圖Fig.10 Plastic deformation of specimen

圖10 是3 種不同高度落錘沖擊的PIPE 組試件塑性變形圖。從圖中可以清楚地看出不同沖擊高度工況下試件的損傷變形模式基本相同，僅僅是變形的程度上隨著沖擊高度的增加變形越劇烈，其中沖擊高度為1 m 時試件的變形較不明顯，沖擊高度為2 m 時可看到明顯的跨中撓度，當沖擊高度達到最大3.6 m 時試件已成V 形，且邊緣處的肘板與擋板的焊縫出現裂紋。本次試驗由于試驗條件的限制，未觀察到直管試件跨中底部的開裂。

試件撓度是試驗研究的又一重要內容，其數值由激光測距儀采集獲得，主要用來衡量試件變形的指標。本試驗通過在試件正上方指定高度架起一根水平剛性梁，利用激光測距儀在試驗前后測量測點距剛性梁的垂向距離，兩者差值即為各測點位置的試件撓度，測點布置如圖11所示。

圖11 撓度的測點布置圖Fig.11 Layout of measuring points for deflection

圖12 給出了3 種不同沖擊高度下測點的塑性變形分布情況。從圖中可看出，其撓度曲線均呈V 字形，并隨著沖擊高度的增加V 字形的夾角越小，撓度越明顯。

圖12 測點撓度曲線圖Fig.12 Deflection of measuring points

2.2 碰撞力

碰撞力是反映結構動態(tài)特性的重要參數，在本次試驗中，通過力傳感器對沖擊力信號進行采集，記錄了每組試件的沖擊力時程曲線。

圖14 不同工況下碰撞力時程曲線Fig.14 Impact force under different test conditions

圖13為沖擊高度2 m 時直管試件的碰撞力時程曲線。從曲線中可看出，沖擊過程可以明顯劃分為3個階段:第1 階段為振蕩階段，落錘下落與試件剛接觸時，碰撞力迅速上升至第1個峰值，之后迅速衰減，碰撞力處于振蕩的階段;第2 階段為穩(wěn)定加載階段，試件經歷初期振蕩之后，碰撞力以一個穩(wěn)定的斜率增加至第2個峰值，此階段持續(xù)時間較長，碰撞力能量主要在這個階段耗散;第3 階段為衰減階段，碰撞力在經歷了一個穩(wěn)定時期后迅速衰減，直至碰撞力減為0。

圖14為3 種工況下的碰撞力時程曲線比較。從圖中可看出，隨著沖擊高度的增加，碰撞力峰值隨之提高，碰撞持續(xù)的時間也相應增加。

3 有限元模擬

3.1 有限元模型建立

運用有限元軟件Abaqus 對管結構落錘沖擊試驗這樣的動態(tài)非線性問題進行數值模擬。由于有限元分析的目的在于還原并驗證模型試驗這一實際工程背景，因此幾何模型的建立必須準確按照物理原型大小，模型各部分構件詳細尺寸參見表4。

表4 有限元模型構件幾何尺寸匯總表Tab.4 Dimensions of finite element model

針對計算過程中可能出現的沙漏現象，并兼顧計算所需的工作量，這里選取網格尺寸10 mm 進行計算，端板，如圖15所示。直管的約束條件由邊界工裝決定，其端板通過螺栓與工作臺相接，工作臺可視為剛性固定，故將端板上的螺栓孔剛固限制全部的自由度。由于落錘沖擊試驗機的錘頭下落時具有固定的軌道，且不會發(fā)生側向位移，故僅有下落方向的自由度。

圖15 管結構試件有限元模型Fig.15 Finite element models

管結構碰撞問題的數值仿真模擬涉及動載作用下材料的彈塑性本構關系。船用低碳鋼在動載作用下的本構關系與靜載作用相比具有一系列不同的力學性能，其中之一就是快速加載下材料的屈服極限會有明顯提高，屈服的出現有滯后現象，此為應變率敏感效應。本文管結構的材料本構選取Cowper－Symonds 應變率強化模型。其表達形式為:

本次試驗中錘頭材料為淬火后的GCr15，具有足夠的強度與剛度，發(fā)生的變形與吸能可忽略不計，同時也不是研究重點，故在錘頭建模時將其定義為剛體。

3.2 數值模擬結果與試驗的對比分析

3.2.1 損傷變形

圖16 給出了3 組不同沖擊高度下直管試件試驗與仿真的損傷變形圖。從圖中可以看出，受側向沖擊載荷直管的塑性變形表現為整體V 字形彎曲變形和局部撞擊位置凹陷變形的疊加，最大應力均出現在試件跨中與錘頭直接接觸的區(qū)域，且沖擊高度越大直管變形的程度越明顯。其中相同沖擊高度下試件塑性變形圖與仿真的應力云圖吻合較好，損傷變形的模式相同，整體彎曲變形的程度也較為相似，可見通過有限元仿真計算直管的動響應具有一定的準確性與可靠性。

圖16 試驗與仿真損傷變形對比圖Fig.16 Comparison of damage deformation between test and simulation

圖17 仿真與試驗所得跨中撓度Fig.17 Comparison of deflection between test and simulation

圖17 給出了仿真計算與試驗所得最終跨中撓度對比圖。從圖中可看出，兩者在數值上較為一致，其中沖擊高度為1 m和2 m 時仿真算得的撓度較試驗測得的大，這是由于試驗中邊界的不完全剛固對沖擊起到了緩沖作用，從而降低了塑性變形的程度。沖擊高度為3.6 m 時試驗跨中撓度較仿真稍大，查看試件的塑性變形可以發(fā)現直管與擋板間的焊縫出現了斷裂，而仿真計算中未考慮邊界的破壞。以上結果初步證明了直管碰撞模型的正確性。

3.2.2 碰撞力

圖18 給出了PIPE 組試件數值計算與試驗所得碰撞力曲線的對比圖。從圖中可看出，相同沖擊高度下，數值計算得到的碰撞力曲線與試驗記錄的曲線趨勢基本一致，均經歷了振蕩、穩(wěn)定加載、卸載3個階段。但試驗記錄的曲線較仿真曲線的波動大，碰撞力的數值較仿真結果低，撞擊持續(xù)時間長，且隨著沖擊高度的增加偏差越明顯。查看高速攝像機記錄的相應撞擊過程可發(fā)現，當沖擊高度達到2 m和3.6 m 時，試件兩端用于剛性固定的工裝發(fā)生了向內側的彈性變形，試件整體向下運動，從而對沖擊過程起到了緩沖作用，減小了碰撞力的峰值，增加了碰撞持續(xù)的時間。同時，沖擊高度為2 m 時碰撞力曲線的卸載階段出現了波動下降的現象，這是沖擊頭被反向彈開時試件與其相互作用的結果。

圖18 試件仿真與試驗所得碰撞力時程曲線Fig.18 Comparison of impact force between test and simulation

4 結 語

本文針對船舶－自升式海洋平臺碰撞問題，開展管結構碰撞落錘沖擊模型試驗，揭示自升式平臺樁腿管結構的損傷變形機理，并對試驗工況進行了有限元模擬分析，可得如下結論:

1)通過碰撞模型試驗可以發(fā)現直管在受到側向沖擊載荷后的變形損傷情況，其中弦管上發(fā)生的是整體彎曲變形、撞擊位置凹陷和跨中截面扁化變形的疊加。

2)通過將試驗數據與數值模擬的結果進行對比可以發(fā)現，在受到側向沖擊載荷后的動響應特征均可以同時有限元模擬的方法進行分析，結果的可靠性得到驗證。

3)不同管結構類型在受到沖擊載荷后的動態(tài)響應有所差別，其中直管結構經歷了振蕩、穩(wěn)定加載和衰減3個階段，碰撞接觸區(qū)域有局部凹陷。

［1］林一，熊飛，胡永利.典型海洋平臺在位情況下碰撞分析及算例研究［J］.中國海洋平臺，2012，27(5):27－33.LIN Yi，XIONG Fei，HU Yong-li.Collision analysis of representative in-place offshore platform ［J］.China Offshore Platform，2012，27(5):27－33.

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

［3］福萍.船舶與海洋平臺碰撞響應與結構損傷分析［D］.哈爾濱:哈爾濱工程大學，2011.

［4］潭忠華.船舶碰撞機理的數值仿真與試驗研究［D］.武漢:武漢理工大學，2012.

［5］AMDAHL J，KAVLIE D.Experimental and numerical simulation of double hull structure［J］.DNV－MIT Work Shop on Mechanics of Ship Collision and Grounding，1992.

［6］張健，萬正權，黃浩進.舷側板架與冰體碰撞數值仿真及模型試驗研究［J］.船舶力學，2014，18(4):424－433.ZHANG Jian，WAN Zheng-quan，HUANG Hao-jin.Research on numerical simulation and model test of collision between side grillage and icebergs［J］.Journal of Ship Mechanics，2014，18(4):424－433.

［7］CHO S R，SEO B S.Experimental and numerical investigations on the collision between offshore wind turbine support structures and service vessel［J］.Collision and Grounding of Ships and Offshore Structures，2013，(49):281－287.

［8］XU L J，LU X Z，SMITH S T.Scaled model test for collision between over-height truck and bridge superstructure［J］.International Journal of Impact Engineering，2012(49):31－42.

［9］裴暢.側向撞擊下H型鋼構件動力響應及其剩余承載力的實驗研究和仿真分析［D］.太原:太原理工大學，2013.

［10］劉斌.側向沖擊兩端固定鋼管混凝土柱動力響應的實驗研究與仿真分析［D］.太原:太原理工大學，2008.

［11］李珠，王兆，王蕊.側向沖擊荷載作用下兩端固定鋼管混凝土構件的試驗研究［J］.工程力學，2009，26(1):167－175.LI Zhu，WANG Zhao，WANG Rui.Experimental study on concrete steel tube with fixed-ends under lateral impact loads［J］.Engineering Mechanics，2009，26 (1):167－175.

［12］王自力，顧永寧.應變率敏感性對船體結構碰撞性能的影響［J］.上海交通大學報，2000，34(12):1704－1707.WANG Zi-li，GU Yong-ning.Effect of strain-rate sensitivity on the behavior of ship structure in collision［J］.Journal of Shanghai Jiaotong University，2000，34(12):1704－1707.

［13］王自力，蔣志勇，顧永寧.船舶碰撞數值仿真的附加質量模型［J］.爆炸與沖擊，2002，22(4):321－326.WANG Zi-li，JIANG Zhi-yong，GU Yong-ning.An added water mass model for numerical simulation of ship/ship collisions［J］.Explosion and Shock Waves，2002，22(4):321－326.

［14］LIU Kun，WANG Zi-li.Experimental and numerical simulation of laterally impacted stiffened plates considering the effect of strain rate［J］.Ocean Engineering，2015(99):44－54.