计及系泊系统作用下半潜式生活支持平台碰撞特性研究

2020-10-28谷家扬李天佑董智新罗贵星

舰船科学技术 2020年7期

谷家扬，凌晨，李天佑，董智新，罗贵星

(1.江苏科技大学海洋装备研究院，江苏镇江 212003；2.江苏科技大学船舶与海洋工程学院，江苏镇江 212003)

0 引言

半潜式生活支持平台是为钻井平台服务的辅助平台，具有相似的结构形式，但其设置有更大的空间用于生活居住或存放工程设备和钻井设备，以提高钻井平台的生产效率。在靠泊连接状态下，平台定位要求是：除了生活支持平台自身系泊系统外，还需要在生活支持平台和钻井平台之间设计复杂的连接缆系统，或者应用动力定位系统跟随钻井平台，来限制平台间的耦合相对运动，保障平台靠泊安全。动力定位或系泊系统的失效都可能导致支持平台与钻井平台的碰撞，此时系泊系统对初始动能的吸收效果不可忽略。为了明确系泊系统在生活支持平台与钻井平台碰撞过程中起到的作用，有必要通过计及系泊系统与忽略系泊系统的碰撞进行对比分析研究。

系泊系统具有复杂的非线性特征，关于它的研究一直在深入。赵战华[1]研究了张紧式系泊系统布置与参数对系泊性能的影响。张维[2]运用Aqwa 软件计算了半潜式平台的水动力性能，利用Greator 软件建立实体模型，基于其运动特性建立了力学模型，实现了半潜式平台的视景仿真。关于碰撞的研究至今为止已有几十年，近年来，Alsos H S[3]和Alsos et al[4]将试验与有限元方法结合，对带有加强筋的板的断裂进行了预测研究。Buldgen[5]首次在船-船碰撞中使用超单元方法，研究分析了船体结构的抗撞能力。Yifeng M[6]通过研究碰撞力与船首撞深的关系，提出了用于船-桥碰撞的简化分析方法。Chao J[7]在研究导管架平台与船舶碰撞机理的基础上，针对桩腿受到碰撞时的弯曲变形，提出了预测桩腿抗撞能力的简化分析方法。金伟良[8]对导管架平台碰撞过程中的受损构件进行了静力强度计算，利用非线性弹簧模拟构件的损伤凹陷，通过形变-时间曲线反推出碰撞力的大小。Hu Z[9]将简化解析法、试验法、非线性动态有限元法结合起来，对船首撞击半潜式钻井平台的外部机理和能量转化情况进行了分析研究。

本文的研究对象是某标准型半潜式生活支持平台，应用数值分析方法对计及系泊系统作用下生活支持平台与钻井平台典型碰撞工况的碰撞特性进行了研究。以碰撞后速度变化、结构变形、碰撞力和能量转化等方面为重点，进行了对比分析，研究系泊系统对平台碰撞特性的影响，为半潜式生活支持平台的系泊系统设计、靠泊运动控制技术研究、平台抗撞性能研究提供一定的参考。

1 有无系泊系统生活支持平台与钻井平台对比碰撞场景建立

1.1 系泊系统设置

本文选用的半潜式生活支持平台系泊系统设计水深为1 500 m，采用8 点对称定位系统和动力定位系统，使用76 mm R4 无挡锚链和160 mm 聚酯缆的复合系泊缆。半潜式钻井平台系泊系统设计水深为1 500 m，采用8 点对称定位系统和动力定位系统，使用97 mm R5 锚链和190 mm 合成缆的复合系泊缆。系泊布置如图1 所示，系泊参数如表1 所示。

图1 生活支持平台与钻井平台系泊布置示意图Fig.1 Mooring arrangement of life support platform and drilling platform

表1 系泊参数汇总表Tab.1 Summary of mooring parameters

本文采用有限元法，在Aqwa 软件中建立2 座平台湿表面模型，利用Awqa-line 模块对其系泊系统进行分析，得到位移曲线和载荷曲线，运用Matlab 软件拟合出系泊缆水平方向的位移-载荷曲线。在LS-Dyna 软件中建立Spring_Nonlinear_Elastic（非线弹性弹簧）材料，输入不同方向系泊缆的位移-载荷关系函数，利用Translational Spring（平动弹簧）等效模拟出系泊缆对生活支持平台与钻井平台水平方向上的约束作用。弹簧单元水平设置，长度为300 m（系泊缆长度的10%），一端与平台立柱导缆孔相连，另一端刚性固定。Aqwa 软件中平台系泊模型如图2 所示。

1.2 计算模型的建立

本文采用SpaceClaim-HyperMesh 软件联合建立了半潜式生活支持平台与钻井平台的有限元模型，如图3所示。

图2 生活支持平台与钻井平台系泊模拟示意图Fig.2 Schematic diagram of life support platform and drilling platform mooring simulation

图3 半潜式生活支持平台与钻井平台有限元模型Fig.3 Finite element model of semi-submersible life support platform and drilling platform

考虑到生活支持平台与钻井平台发生碰撞后运动惯性的影响，为了保证分析计算的准确性，本文采用甲板室、立柱、横撑、浮箱的完整平台有限元建模。但也在满足仿真精度的前提下，对结构次要构件进行了简化处理。对碰撞区域的所有构件进行局部网格细化，网格尺寸为80 mm，约为平均厚度的6 倍[10]。非碰撞区域采取粗网格建模，参考尺寸为600 mm。半潜式生活支持平台和深水钻井平台的主尺度如表2 所示。

表2 半潜式生活支持平台和钻井平台主要参数Tab.2 Main parameters of semi-submersible life support platform and drilling platform

1.3 碰撞典型对比工况的确定

穿梭油轮串靠浮式储油平台的碰撞事故与生活支持平台靠泊钻井平台碰撞事故相似，所以下文生活支持平台与钻井平台的碰撞工况将参考穿梭油轮串靠浮式储油平台的碰撞事故进行制定。基于碰撞概率模型的典型碰撞模式分析，将生活支持平台发生向前的过分偏移引起的碰撞，分为漂移碰撞和动力碰撞。从碰撞模式和碰撞概率模型分析可知，碰撞严重程度与碰撞时海洋环境条件密切相关，不利风浪流组合对碰撞初速度起着决定性的影响。风致漂移导致碰撞的发生具有主导影响，在风浪流导致的速度极值组合中，都考虑到风的影响，共有3 种组合情况：风致漂移和流速的叠加、风和浪组合、风浪流组合。

1）根据历史经验和概率组合极值理论，取1.34 m/s作为典型碰撞速度。

2）碰撞位置选择则依据生活支持平台和生活支持平台间的靠泊状态连接系统，选取生活支持平台栈桥基座对中正撞钻井平台甲板室。

3）生活支持平台和钻井平台材料均为弹塑性材料。以最大等效塑性应变准则作为碰撞过程中结构的失效准则，依据Lehmann et al[11]通过加筋板碰撞实验与有限元仿真计算对比，提出的失效应变与网格尺寸的经验关系，选取的失效应变值为0.187 5。材料模型采用双线性弹塑性动态模型。

4）采用附加质量法来考虑水对生活支持平台和钻井平台的影响，利用AQWQ 软件中AQWQ-Line 模块计算得到2 座平台典型工况所需的Y 方向的附加质量，2 座平台的附连水质量系数约为1.3。

有无系泊系统生活支持平台-钻井平台碰撞典型工况碰撞参数设置对比汇总如表3 所示。

2 计算结果与对比分析

2.1 碰撞后速度与形变分析

图4 为碰撞过程中有无系泊生活支持平台速度时历对比曲线。由图可知，在碰撞的开始阶段（1.5 s内），速度时历曲线基本重合。这是因为在碰撞初始阶段，支持平台与钻井平台位移均较小，系泊系统尚未产生较大作用；1.5～6.7 s 这段时间内，随着平台位移的增大，系泊系统逐渐对平台的水平运动起到限制作用；6.7～9.1 s 这段时间内，无系泊生活支持平台速度约为有系泊时的2 倍；9.1～15 s 内，2 次碰撞后的无系泊生活支持平台速度约为有系泊生活支持平台速度的2 倍，可以明显看出系泊系统对支持平台和钻井平台水平位移的约束作用。

表3 有无系泊系统生活支持平台-钻井平台碰撞典型工况参数设置对比汇总表Tab.3 Comparisons of typical collision conditions between support platform and drilling platform

图4 生活支持平台速度-时间曲线Fig.4 Velocity-time comparison curve of life support platform

图5 生活支持平台形变-时间曲线Fig.5 Deformation-time comparison curve of life support platform

图5 为有无系泊生活支持平台形变时历对比曲线。可以看出，随着碰撞过程的进行，外板形变逐渐增加，生活支持平台形变曲线趋势相似，峰值不同，无系泊的支持平台最大形变为2.771 m，有系泊的支持平台最大形变为2.836 m。这是因为系泊系统对支持平台产生约束作用的同时也对钻井平台产生约束，碰撞接触后，由于钻井平台的系泊系统加剧了滞后效应，减缓了钻井平台的速度变化，因此造成了更大的结构变形。

2.2 碰撞力分析

有无系泊的支持平台碰撞力对比时历曲线如图6所示。由于碰撞力是结构本身的固有特性，主要由碰撞区域的结构形式和碰撞速度的大小决定，所以系泊系统对碰撞力随时间的变化趋势影响较小，碰撞力时历曲线变化趋势也相似，首次碰撞持续时间6.7 s。在1.5 9 s 时，无系泊的支持平台碰撞力达到峰值1.845×107N，而有系泊的支持平台碰撞力在1.55 s 时达到峰值1.912×107N。由此可以看出，系泊系统对于碰撞力的影响主要体现在碰撞力峰值的大小以及碰撞力到达峰值的时间。

图6 碰撞力-时间曲线Fig.6 Force-time contrast curve

图7 为有无系泊的支持平台碰撞力随形变变化的对比曲线。2 条曲线在形变达到1 m 以后出现较大区别，主要体现在系泊缆对于平台的运动产生的滞后效应，加快了碰撞区域结构的形变速度，在碰撞力-形变曲线图上的体现是相同的形变下有系泊的支持平台碰撞力较低。

图7 碰撞力-形变曲线Fig.7 Force-deformation contrast curve

2.3 能量转化分析

2.3.1 系统总能量时历分析

生活支持平台和钻井平台组成的碰撞系统的总能量主要来自生活支持平台的初始动能以及生活支持平台附连水质量所提供的动能。计及系泊系统时，支持平台和钻井平台在碰撞过程中，初始动能除了转化为2 座平台的变形能和动能，水下的系泊系统也将吸收部分能量。

图8 为有无系泊碰撞系统总能量对比曲线图。从该曲线图可看出碰撞开始前，有无系泊的碰撞系统总能量均为6.194×107J。从碰撞接触至5.25 s 内，碰撞系统总能量数值相等，变化趋势相同；5.25～15 s，不考虑系泊系统的碰撞系统总能量出现略微减少，计及系泊系统的碰撞系统总能量则出现较为明显的下降，损失了4.7×105J 能量，为系统总能量的0.759%，这部分能量主要由单元沙漏能耗散。图9 为支持平台系泊缆变形能曲线图，由图可以看出初始动能中有1.06×106J转化为系泊缆的变形能。

图8 有无系泊碰撞系统总能量对比图Fig.8 Total energy comparison of system

图9 支持平台系泊缆变形能曲线图Fig.9 Spring energy of support platform

2.3.2 平台各类型能量时历分析

图10 为有无系泊支持平台动能对比曲线图。可知，不考虑系泊系统的生活支持平台从碰撞开始到第1 次碰撞结束即6.7 s（碰撞力为0 的时刻），生活支持平台动能损失了4.02×107J。生活支持平台损失的动能主要由生活支持平台结构和钻井平台结构的弹塑性变形、生活支持平台和钻井平台的运动及周围水的强迫运动等吸收，周围水的影响已采用附连水质量加以考虑。对比计及系泊系统的生活支持平台，不考虑系泊系统时生活支持平台的剩余动能比计及系泊系统时多3.46×105J。

图10 有无系泊支持平台动能对比曲线Fig.10 Kinetic energy comparison of life support platform

图11 为有无系泊支持平台变形能对比曲线图。可知，在碰撞时间为6.7 s 时，不考虑系泊系统的生活支持平台的塑性变形能是2.503×107J，占生活支持平台总能量的55.66%，这部分能量主要依靠于生活支持平台栈桥基座和连接栈桥基座的甲板室结构发生凹陷、桁材弯曲、板材褶皱失效以及整体变形来吸收。对比计及系泊系统的生活支持平台，不考虑系泊系统时生活支持平台吸收的变形能比计及系泊系统时多3.134×105J。

图11 有无系泊支持平台变形能对比曲线Fig.11 Internal energy comparison of life support platform

综合图10 和图11 来看，考虑系泊系统后，支持平台的剩余动能和吸收的变形能均小于不考虑系泊系统的工况，两者差值的和约等于计及系泊系统时支持平台总能量比不考虑系泊系统时少的6.89×105J。

2.3.3 生活支持平台各结构吸能时历分析

图12 为有无系泊栈桥基座、甲板室和其他结构变形能吸收曲线对比图，图13 为有无系泊支持平台甲板室吸能曲线对比图。两图中的曲线反映了系泊系统对生活支持平台在碰撞过程中甲板室和栈桥基座以及平台其他结构吸能情况的影响。图12 显示计及系泊系统时，生活支持平台除了碰撞接触区域以外的结构吸收的变形能均小于不考虑系泊系统的工况，但2 种工况的变形能吸收曲线变化趋势相似，体现了生活支持平台本身所固有的抗撞特性。图13 显示计及系泊系统时，生活支持平台甲板室吸能除了变形能略低以外，其他形式能量都几无差别。从能量转化与吸收角度来看，系泊系统以弹性势能的形式吸收了部分初始动能，系泊系统对于平台运动响应的影响主要为平台运动的滞后效应，因此反而增加了支持平台碰撞区域的结构损伤。