船舶與海洋平臺碰撞的動力響應研究

袁培銀，劉俊良，雷 林，趙 宇

(1. 重慶交通大學 河海學院，重慶 400074；2. 重慶交通大學 航運與船舶工程學院，重慶 400074；3. 重慶交通大學 建筑與城市規劃學院，重慶 400074)

0 引 言

隨著我國大力推進海洋經濟發展戰略的實施，海洋工程領域的作業范圍從近海向深海不斷拓展，作業環境更加復雜，由此引發的船撞事故的風險也大大增加。船舶與海洋平臺的碰撞是一個復雜的非線性接觸損傷過程，碰撞中平臺的損傷程度由航速、撞擊形式以及環境載荷等多種因素影響[1]。Lenselink H和Thung K.G[2]利用有限元法分析內部碰撞機理，同時考慮船體在碰撞過程中與水流的相互作用，得到結構變形和碰撞力時序的仿真結果；李潤培[3]將極限分析法與增量有限元法相結合，在極限條件下分析平臺的結構變形，獲得平臺承載力；唐友剛[4]以系泊游輪作為研究對象，采用頻域與時域分析方法，模擬了系泊船舶在風、浪、流聯合作用下與海上平臺的碰撞，得到護舷剛度與碰撞力間的相互影響。

目前，對于船舶與海洋平臺的碰撞研究著重于結構的破壞損傷等內部動力學方面，對于外部動力學問題的研究較少。因此本文在碰撞部分利用Ansys/LSDYNA進行碰撞動力分析，在水動力部分利用AQWA對平臺受碰撞前后進行運動響應及系泊纜頂端張力分析來研究外部動力學問題非常必要。

1 船舶碰撞時的動力學方程

對于船舶碰撞的外部動力學研究，20世紀中期Minorsky假設碰撞系統動量守恒，用非線性理論求解動能損耗[5–6]。碰撞后船速由方程式（1）求出：

由能量守恒定理解得碰撞時的動能損耗：

對于碰撞時的受力可用耗散簡化理論進行分析，將碰撞系統簡化為2個分別表示船和平臺的質量系統。由力-剛度關系，平臺的受力可表示為：

船體與海洋平臺間的相互作用可表示為：

2 船體與平臺的尺寸及有限元模型

2.1 平臺的尺寸及有限元模型

本文選取的研究對象是具有4個立柱和2個下浮體的半潛式海洋平臺，平臺主要尺寸如表1所示。

對于平臺的有限元結構，立柱等被碰撞部分采用塑性動態材料，材料參數如表2所示，單元類型為Huges-Liu殼單元；非碰撞部分采用線彈性材料，單元類型為Belytsch-Tsay殼單元。由于碰撞損傷及水動力特性的研究集中于立柱和下浮體結構區域，因此對甲板及甲板以上的結構進行簡化處理，用一層甲板來代替，其重量及重心利用LS-DYNA控制密度的方式進行調整。海洋平臺的有限元模型如圖1所示。

表 1 平臺主要尺寸Tab. 1 Principal dimension of platform

表 2 塑性動態材料模型參數Tab. 2 Parameters of plastic dynamic material model

2.2 船尾的尺寸及有限元模型

船舶與海洋平臺的碰撞形式主要有首碰、側碰和尾碰。對于常規的補給船，尾碰占到70%，因此本文選擇尾碰作為平臺發生碰撞的研究形式。

圖 1 半潛式海洋平臺有限元模型Fig. 1 Finite element model of semi submersible offshore platform

本文主要研究海洋平臺所受的碰撞力，且船尾剛度相對于平臺立柱的剛度較大，故建立有限元模型時只需構建船尾部分，并將其簡化為剛性模型。碰撞船主尺度如表3所示，船尾有限元模型如圖2所示。

表 3 碰撞船主尺度Tab. 3 Principal dimension of collision ship

圖 2 船尾有限元模型Fig. 2 Finite element model of stern

3 碰撞部分的數值仿真研究

3.1 碰撞場景的選取

船舶與海洋平臺碰撞的因素很多，實際碰撞中碰撞參數具有多種復雜的組合情況[7]，無法將全部情景考慮在內。因此本文選取最常見的碰撞參數組合對結構的碰撞性能進行研究。挪威船級社推薦的典型船舶碰撞速度為2 m/s且船舶正向撞擊平臺立柱時造成的損傷更大[8]，因此本文選取船尾以2 m/s速度正碰平臺立柱的碰撞場景進行研究。

3.2 碰撞仿真結果及分析

船尾與海洋平臺碰撞時，假設船尾正向撞擊于平臺的左前側立柱。碰撞過程中幾個典型時刻的Mises等效應力云圖如圖3所示。

從應力分布云圖中可以看出所受應力最大區域集中出現在受船尾碰撞的立柱上，且在碰撞發生的初始階段，碰撞區的應力大于屈服應力，進入塑性階段。在碰撞發生的過程中，立柱與上甲板以及與兩浮體間橫撐的連接處也均有較大的應力分布。因此從防撞層面上考慮，應該在最易受撞擊的平臺立柱上增加護舷、夾芯板等防護措施，并提高立柱與上甲板、立柱與橫撐連接處的強度，從而減輕船撞事故對平臺結構造成的損傷。

碰撞過程是一種復雜的非線性動態響應過程。本文由有限元軟件Ansys/LS-DYNA計算得到的碰撞力時程曲線如圖4所示。

圖 3 Mises等效應力云圖Fig. 3 Von-misis Stress cloud

圖 4 碰撞力時程曲線Fig. 4 Curve of collision force-time

碰撞力曲線總體呈現明顯的非線性，在船尾與平臺產生接觸開始，0.15～0.175 s內碰撞力急劇增加，并在0.175 s達到最大值，最大值的出現是由于立柱表面及內部垂向板壁、橫向框架等構件不斷受力失效造成的，由此可知平臺所受最大碰撞力發生在剛產生碰撞的極短時間內。此后碰撞力在0.175～0.375 s內迅速減小，這是由于船尾撞擊平臺一側立柱，致使海洋平臺繞z軸旋轉的結果。隨著碰撞過程中船速不斷降低，動能下降，以及平臺構件的損傷失效，碰撞力不斷減小，直至碰撞結束。

4 水動力部分的數值仿真研究

4.1 水動力模型及系泊系統

本文利用AQWA對目標平臺進行水動力研究時，將平臺模型進行適當的簡化，建立平臺的浮式基礎結構及相應的濕表面部分，平臺的重量及重心位置可以通過對平臺模型不同部位的密度設置來控制，以保證平臺的有限元模型與實際平臺的重量重心基本一致。

為使研究具有代表性，海洋平臺系泊系統布置方案與傳統張緊式系泊方案相同。系泊纜數量為12根，布置形式為纜繩與x軸方向夾角為37°/40°/45°對稱分布，如圖5所示。系泊纜主要參數如表4所示。

4.2 時域耦合結果及分析

當風、浪、流同向作用時，系泊纜產生最大拉力，因此本文進行水動力分析所選取的環境參數為風、浪、流同向從0°方向入射。波浪譜選擇JONSWAP譜，有義波高6.0 m，周期11.2 s；海面流速為0.98 m/s；海上平均風速為22.5 m/s。

4.2.1 平臺運動響應結果及分析

將碰撞部分得到的完整碰撞力時序導入AQWA，對平臺在受碰撞力和外部環境共同影響下的時域運動響應進行模擬，并與自身未受船舶撞擊時的運動響應進行對比。運動響應曲線如圖6所示。

從圖中運動響應曲線的對比可以看出，平臺在受船尾撞擊時，碰撞力對橫蕩、橫搖以及首搖的影響較大，對縱蕩、垂蕩以及縱搖的影響很小。對于橫蕩運動，平臺受到沿y軸負方向的碰撞力，因此在y方向會有較大位移，受碰撞前的位移很小，受碰撞后最大位移達到8.52 m。對于橫搖運動和首搖運動，由于平臺受碰撞部位為左前側立柱，因此會使平臺繞x軸和z軸產生一定的旋轉，且相比于無碰撞力時運動響應的最大值有明顯增加；碰撞后平臺繞x軸旋轉的最大響應值為1.149°，繞z軸旋轉最大響應值為8.145°。對于受碰撞力影響較小的3種運動響應，縱蕩比其他2種運動碰撞前后變化相對更明顯，因為平臺受到沿y軸負方向的碰撞力后繞z軸產生旋轉，碰撞力出現在x方向上的分力，因此在x方向上的影響相對更大；而對于z軸方向上的平移和繞y軸方向上的旋轉2種運動響應需要有沿z軸方向的力影響時才會有明顯變化，而在本文的船舶與平臺碰撞過程中并沒有這種豎直方向的力，因此對垂蕩和縱搖影響最小。

另外，由上圖可以看出在1 000 m工作海域中，受碰撞后平臺產生最大水平位移8.52 m，遠小于水深的6%，因此符合規范，模擬結果符合實際情況。從防撞安全的層面上考慮，平臺除了在關鍵結構處提高強度外，還應安裝一定的吸能減搖裝置，減小受撞擊后平臺的水平位移和繞軸旋轉的角度。

圖 5 系泊系統布置圖Fig. 5 The arrangement of mooring system

表 4 系泊纜主要參數Tab. 4 Main Particulars of mooring line

圖 6 平臺有無碰撞力時的運動響應對比Fig. 6 Comparison of motion response of platform with and without collision force

4.2.2 系泊纜頂端張力變化結果及分析

由于12根系泊纜呈對稱分布，同一立柱上的3根纜繩在宏觀上張力變化趨勢相同，故本文僅選取4根不同立柱上相對位置相同的纜繩為例進行說明。因為纜繩2，5，8，11的頂端張力為所在立柱上各纜繩張力的均值，因此選取纜繩2，5，8，11的頂端張力時程曲線為例，如圖7所示。

從總體上看，船體撞擊平臺會使系泊纜的張力產生較大幅度的變化，其中對系泊纜8和系泊纜5對應立柱上的纜繩張力影響較大，頂端張力變化幅值較大；對系泊纜2對應立柱上的纜繩張力影響次之；對系泊纜11對應立柱上的纜繩張力影響最小。這是由于平臺的左前側立柱受到y軸負方向的碰撞力以及0°方向入射的風、浪、流的聯合作用力，導致平臺在平動的同時產生旋轉運動，直接受碰撞力和外環境影響的部分纜繩受影響最大，對其他部分纜繩產生的影響最小。

由表5對比12根系泊纜頂端張力可以看出，系泊纜最大張力出現在纜繩7中，最大值為3 255.47 kN，這是由于受碰撞力和風、浪、流聯合作用力的結果；最小張力出現在纜繩3中，最小值為2 832.643 kN，這是因為纜繩3處不受碰撞力直接影響，最小值明顯小于有碰撞力影響的纜繩。從防撞安全角度上考慮，系泊纜頂端張力會因為碰撞位置和方向不同而產生不同變化趨勢，因此應充分考慮船體撞擊海洋平臺的各種形式，優化系泊系統或提升最易受碰撞部位附近纜繩的強度，防止因系泊纜頂端張力過大而引起的纜繩斷裂等事故。

圖 7 部分系泊纜頂端張力時程曲線Fig. 7 The time history curve of the top tension of mooring cable

表 5 系泊纜頂端張力Tab. 5 The results of mooring line tension

5 結 語

本文將完整的碰撞力載荷加載到平臺結構上，利用完全時域耦合方法對半潛式海洋平臺受船舶碰撞的動力響應進行求解分析，得到平臺運動響應特性和系泊纜頂端張力變化情況，所得結論如下：

1）船舶撞擊平臺時，平臺受到應力最大的區域為平臺的立柱部分，并且碰撞力在碰撞發生的極短時間內會迅速增大到最大值；在碰撞過程中，立柱與上甲板、立柱與浮體橫撐的連接處也有較大的應力分布。

2）平臺的橫蕩、縱搖和首搖受碰撞力影響較大，縱蕩、橫搖和垂蕩受碰撞力影響相對較小；平臺立柱受船體撞擊后會產生明顯的首搖運動，碰撞力在此期間顯著減小；在碰撞過程中平臺產生的最大水平位移遠小于水深的6%，故模擬結果符合規范要求。

3）系泊纜頂端張力最大值出現在平臺直接受碰撞部位附近的纜繩中。

4）從防護安全的角度上考慮，海洋平臺應對立柱、立柱與上甲板、立柱與橫撐的連接處進行加固，盡量避免構件在碰撞中的損壞失效；在立柱上增加護舷等減震吸能裝置，減小碰撞對平臺造成的外部動力響應幅值；同時應優化系泊系統，以防止纜繩斷裂事故的發生。

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