海洋平臺(tái)圓管構(gòu)件抗撞性能數(shù)值分析

秦曉宇1, 袁奎霖, 錢(qián) 緣

(1.中船第九設(shè)計(jì)研究院工程有限公司， 上海200063; 2.大連理工大學(xué) 船舶工程學(xué)院 工業(yè)裝備結(jié)構(gòu)分析國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 遼寧 大連 116024)

0 引 言

隨著深海油氣勘探開(kāi)發(fā)需求擴(kuò)大，海洋平臺(tái)得到了廣泛的應(yīng)用。然而，平臺(tái)在進(jìn)行鉆井和采油作業(yè)時(shí)，守護(hù)船因操作不當(dāng)而撞擊平臺(tái)立柱結(jié)構(gòu)的事故時(shí)有發(fā)生。通常，圓管構(gòu)件抵抗沖擊的能力有限，在撞擊導(dǎo)致局部結(jié)構(gòu)損傷嚴(yán)重時(shí)極有可能造成平臺(tái)整體坍塌，危及人員生命和財(cái)產(chǎn)安全。因此，開(kāi)展海洋平臺(tái)碰撞性能研究，揭示圓管結(jié)構(gòu)在碰撞過(guò)程中的損傷變形機(jī)理，成為平臺(tái)結(jié)構(gòu)抗撞設(shè)計(jì)的重要課題。

早期學(xué)者對(duì)于圓管構(gòu)件在受撞擊場(chǎng)景下的動(dòng)力響應(yīng)研究大多基于圓管變形機(jī)理假設(shè)，總結(jié)碰撞力或能量耗散的經(jīng)驗(yàn)公式。THOMAS等[1]較早地根據(jù)剛性撞頭沖壓圓管試驗(yàn)，總結(jié)出兩端簡(jiǎn)支圓管在橫向載荷作用下的3種變形模式；WIERZBICKI等[2]提出了橫向載荷、軸向載荷及彎矩聯(lián)合作用下的變形理論，指出圓管的局部凹陷與邊界條件密切相關(guān)；KHEDMATI等[3]研究發(fā)現(xiàn)軸向預(yù)緊力的大小直接影響圓桿抵御橫向載荷的能力。上述研究都基于準(zhǔn)靜態(tài)載荷的假設(shè)條件，但碰撞問(wèn)題是強(qiáng)非線(xiàn)性瞬態(tài)沖擊問(wèn)題，早期的準(zhǔn)靜態(tài)模型已經(jīng)不能滿(mǎn)足更為準(zhǔn)確的動(dòng)力響應(yīng)分析要求。

隨著有限元方法的發(fā)展，數(shù)值模擬成為國(guó)內(nèi)外學(xué)者研究碰撞問(wèn)題的重要手段。VILLAVICENCIO等[4]利用彈塑性模型模擬方形壓頭側(cè)向撞擊夾持梁，并研究夾持寬度對(duì)動(dòng)力響應(yīng)的影響；甘進(jìn)等[5]運(yùn)用ANSYS/LS-DYNA軟件模擬船中部位側(cè)向撞擊導(dǎo)管架平臺(tái)的場(chǎng)景，認(rèn)為將桿件的邊界條件簡(jiǎn)化為兩端剛性固定是合理的；包杰[6]使用ABAQUS軟件分析三角楔形頭側(cè)向撞擊典型T、K管點(diǎn)的動(dòng)力響應(yīng)，所得結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合度較高；TRAVANCA等[7]基于LS-DYNA軟件分析平臺(tái)與船舶碰撞的能量耗散問(wèn)題；楊亮[8]和金夢(mèng)菊[9]分別利用流固耦合方法對(duì)導(dǎo)管架平臺(tái)遭受帶有球鼻艏的商船正向碰撞問(wèn)題進(jìn)行分析，并得到最大碰撞力的估算公式。不過(guò)，在以上研究中被撞桿件的幾何尺寸均較為單一。

為模擬海洋平臺(tái)樁腿遭受船頭撞擊的場(chǎng)景，本文對(duì)碰撞系統(tǒng)進(jìn)行簡(jiǎn)化，以剛性楔形撞頭撞擊圓管構(gòu)件場(chǎng)景為研究對(duì)象，運(yùn)用LS-DYNA軟件分析撞擊過(guò)程中碰撞力、能量和塑性變形等動(dòng)態(tài)響應(yīng)特征，并與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，驗(yàn)證了數(shù)值模擬方法的有效性。在此基礎(chǔ)上，研究圓管無(wú)因次化幾何尺寸參數(shù)的改變對(duì)碰撞損傷變形的影響，研究結(jié)果對(duì)海洋平臺(tái)圓管構(gòu)件的防撞性能設(shè)計(jì)具有指導(dǎo)意義。

1 碰撞試驗(yàn)數(shù)值模擬與驗(yàn)證

本文采用動(dòng)態(tài)顯式彈塑性有限元方法，對(duì)單根圓管試件受楔形頭自由下落撞擊試驗(yàn)[10]進(jìn)行數(shù)值仿真。試驗(yàn)分別測(cè)量3種不同沖擊高度(1.0 m、2.0 m和3.6 m)條件下測(cè)點(diǎn)處的碰撞力-時(shí)間曲線(xiàn)和塑性變形。

為了模擬試驗(yàn)過(guò)程, 根據(jù)真實(shí)試件的幾何尺寸和質(zhì)量[10]，利用MSC.Patran軟件建立有限元模型。 如圖1所示，圓管長(zhǎng)L為1 600 mm，直徑d為102 mm，壁厚t為16 mm，圓管兩端連接在150 mm×150 mm 的正方形端板上，將端板上的8個(gè)螺栓孔處設(shè)置為剛性固定邊界條件。

圖1 楔形頭撞擊圓管試驗(yàn)與數(shù)值仿真

圓管材料為Q235鋼，根據(jù)真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變數(shù)據(jù)(見(jiàn)圖2)，采用MAT24_PIECEWISE_LINEAR_PLASTICITY彈塑性材料模型。 此外，為考慮沖擊過(guò)程中的應(yīng)變率效應(yīng)，采用Cowper-Symonds強(qiáng)化模型，即

(1)

撞頭設(shè)置為剛體，其質(zhì)量與初始速度條件如表1所示。上述模型采用LS-DYNA軟件進(jìn)行計(jì)算，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證模型的有效性，如圖3所示。

表1 模擬工況

圖3 不同沖擊高度下碰撞力-時(shí)間曲線(xiàn)的數(shù)值模擬與試驗(yàn)對(duì)比

圖4 測(cè)點(diǎn)變形測(cè)量與數(shù)值預(yù)測(cè)對(duì)比

由圖3可知，在3種不同沖擊高度工況下碰撞力-時(shí)間曲線(xiàn)的變化趨勢(shì)基本一致，都經(jīng)歷了振蕩、穩(wěn)定加載和卸載等3個(gè)階段。在振蕩和穩(wěn)定加載階段，數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，但二者的卸載時(shí)間存在一定差異。由于結(jié)構(gòu)沖擊損傷變形主要取決于加載階段撞擊力的最大幅值，因此認(rèn)為卸載階段的差異并不影響最終結(jié)果的有效性。

圓管上表面由于沖擊產(chǎn)生的整體變形和局部凹陷(即撞深)是表征結(jié)構(gòu)損傷程度的主要參數(shù)。試驗(yàn)通過(guò)激光測(cè)距儀測(cè)量21個(gè)測(cè)點(diǎn)處的位移變化，從而確定管件的整體變形，而數(shù)值模擬則提取卸載后對(duì)應(yīng)測(cè)點(diǎn)處節(jié)點(diǎn)的位移差值。如圖4所示，二者吻合較好。此外，由于試驗(yàn)中較難直接測(cè)得撞擊點(diǎn)處附近的局部凹陷變形，通過(guò)與DNV[11]、AMDAHL[12]和WIERZBICKI 等[2]的碰撞力-撞深公式進(jìn)行對(duì)比(見(jiàn)圖5)，驗(yàn)證了圓管結(jié)構(gòu)撞擊仿真技術(shù)的準(zhǔn)確性和可靠性。

圖5 不同沖擊高度下碰撞力-撞深曲線(xiàn)的數(shù)值模擬與理論公式對(duì)比

2 幾何尺寸參數(shù)對(duì)抗撞性能的影響

由于試驗(yàn)研究費(fèi)事費(fèi)力且受到許多條件的限制，采用不同幾何尺寸的圓管結(jié)構(gòu)進(jìn)行大量試驗(yàn)存在困難，因此本文在上述模型基礎(chǔ)上，通過(guò)數(shù)值模擬研究無(wú)因次尺寸參數(shù)L/d、d/t的變化對(duì)圓管結(jié)構(gòu)抗撞性能的影響，包括碰撞力、圓柱桿件變形，以及結(jié)構(gòu)遭受撞擊載荷過(guò)程中的能量耗散情況。

2.1 L/d的影響

保持圓管直徑d與壁厚t不變，建立3種不同長(zhǎng)度L的圓管碰撞模型進(jìn)行計(jì)算，得到相應(yīng)的碰撞響應(yīng)過(guò)程。具體尺寸如表2所示。

表2 壁厚不變下圓管構(gòu)件尺寸匯總

(1) 碰撞力。無(wú)因次尺寸參數(shù)L/d反映了圓管結(jié)構(gòu)的柔度。如圖6所示，在相同的沖擊速度條件下：L/d越小，則碰撞力越大，且碰撞力隨撞深的變化速率也加劇；相反， 隨著L/d增大，加載過(guò)程中結(jié)構(gòu)的彈性振動(dòng)變得更明顯，碰撞力的波動(dòng)也隨之增大。

(2) 整體變形與局部凹陷。由于撞頭撞擊圓管跨中位置，整體變形關(guān)于中點(diǎn)是對(duì)稱(chēng)的。由圖7可知，L/d越大，碰撞后圓管整體變形也越大。相反，由圖8可知，撞擊區(qū)域的局部凹陷變形隨L/d增大而變小，與碰撞力呈相同趨勢(shì)。

圖6 不同L/d下的碰撞力-撞深曲線(xiàn) 圖7 不同L/d下的整體變形

(3) 能量耗散。本文定義碰撞過(guò)程中圓管吸收的能量占總能量的比重為能量吸收率Ein。不同L/d條件下圓管構(gòu)件的能量吸收率如圖9所示。從圖9可知，能量吸收率Ein隨L/d增大而降低, 這是因?yàn)長(zhǎng)/d即柔度較大時(shí)的圓管構(gòu)件在撞擊作用下產(chǎn)生的局部塑性凹陷變形較小。

圖8 不同L/d下的局部凹陷變形 圖9 能量吸收率E in與L/d關(guān)系曲線(xiàn)

2.2 d/t的影響

采用與2.1節(jié)相同的方法，保持圓管長(zhǎng)度L和直徑d不變，建立3種不同壁厚t的圓管碰撞模型進(jìn)行計(jì)算，得到相應(yīng)的碰撞響應(yīng)過(guò)程，具體尺寸如表3所示。

表3 長(zhǎng)度和直徑不變下圓管構(gòu)件尺寸匯總

(1) 碰撞力。無(wú)因次尺寸參數(shù)d/t反映了圓管的徑向剛度。由圖10可知，在相同的沖擊速度條件下，d/t越小，碰撞力越大，撞深則變小。另外，d/t越小，加載階段彈性振動(dòng)越明顯，碰撞力的波動(dòng)也越大。

(2) 整體變形與局部凹陷。由圖11和圖12可知，d/t越大，圓管的徑向剛度越小，碰撞后圓管整體變形和局部凹陷變形同時(shí)增大。

圖10 不同d/t下的碰撞力-撞深曲線(xiàn) 圖11 不同d/t下的整體變形

(3) 能量吸收情況。由圖13可知，在同樣的初始動(dòng)能條件下，能量吸收率Ein隨d/t增大而增大，與撞深的變化趨勢(shì)一致，因此，局部凹陷變形可表征碰撞能量吸收的程度。

圖12 不同d/t下的局部凹陷變形 圖13 能量吸收率E in與d/t關(guān)系曲線(xiàn)

3 結(jié) 語(yǔ)

本文利用LS-DYNA軟件對(duì)圓管構(gòu)件受撞擊場(chǎng)景進(jìn)行數(shù)值仿真，與模型試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了模型的有效性，并在此基礎(chǔ)上研究圓管幾何尺寸參數(shù)的改變對(duì)圓管結(jié)構(gòu)抗撞性能的影響，得到以下結(jié)論：

(1) 圓桿無(wú)因次幾何尺寸L/d越大或d/t越大，撞擊時(shí)碰撞反力越小，沖擊越緩和。

(2) 碰撞后局部凹陷變形是衡量圓管結(jié)構(gòu)碰撞能量吸收程度的重要指標(biāo)。

由此可見(jiàn)，基于彈塑性有限元方法的數(shù)值仿真技術(shù)可為海洋平臺(tái)圓管構(gòu)件結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與抗撞性能優(yōu)化提供一種可靠的技術(shù)手段。