半潛式平臺結(jié)構(gòu)抗撞性能研究

程正順，胡志強(qiáng)，楊建民

(上海交通大學(xué) 海洋工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200240)

海洋平臺在海上運(yùn)輸、安裝、作業(yè)過程中可能遭受船只或海洋漂浮物的意外撞擊，使其產(chǎn)生一定的結(jié)構(gòu)損傷，碰撞損傷是海洋平臺安全性的重大隱患。Tebbertt［1］對世界上100起需要修理的海洋平臺損傷原因進(jìn)行了分析，發(fā)現(xiàn)將近25%的海洋平臺發(fā)生事故的原因是由于碰撞引起的。遭受碰撞損傷后，海洋平臺仍要承受惡劣的海洋環(huán)境載荷，因此，如何分析與提高海洋平臺的碰撞性能，對保證海洋平臺的安全性能，具有非常重要的意義。

船舶與海洋平臺碰撞是船舶碰撞領(lǐng)域研究的熱點(diǎn)之一，碰撞剛度、損傷形態(tài)、能量耗散、局部構(gòu)件吸能特性等是重點(diǎn)關(guān)注的碰撞特性。金偉良［2］采用非線性彈簧來模擬受損構(gòu)件的凹陷特性，計(jì)算分析了船舶側(cè)向撞擊導(dǎo)管架平臺結(jié)構(gòu)在不同的碰撞接觸時(shí)間下的構(gòu)件損傷情況。Amante［3］考慮幾何非線性與材料非線性，研究受供應(yīng)船撞擊后的半潛式平臺圓筒的抗彎強(qiáng)度，并與完整的半潛式平臺的極限抗彎強(qiáng)度進(jìn)行比較分析。胡志強(qiáng)［4］模擬了三種工況，即供應(yīng)船船側(cè)沿橫向、縱向、斜向半潛式平臺立柱時(shí)，研究立柱結(jié)構(gòu)的抗撞特性，并評估了撞擊對平臺整體強(qiáng)度的影響。先前有關(guān)船舶與半潛式平臺碰撞特性的研究中，均對船舶模型進(jìn)行了簡化，以部分舷側(cè)外板或船首外板作為剛性材料代替整船，而忽略了碰撞過程中船體結(jié)構(gòu)變形和撞擊船運(yùn)動(dòng)慣性的影響。此外，以往研究中經(jīng)常以半潛平臺立柱代替整個(gè)平臺，忽略了平臺運(yùn)動(dòng)慣性的影響。本文研究中，準(zhǔn)確模擬撞擊船首，并建立了整船和整平臺模型，以準(zhǔn)確考慮撞擊船和平臺的慣性影響。

有限元數(shù)值仿真是在船舶碰撞領(lǐng)域廣泛應(yīng)用并得到驗(yàn)證的技術(shù)。本文在分析顯示非線性有限元基本理論和碰撞仿真關(guān)鍵技術(shù)的基礎(chǔ)上，模擬了整船與半潛式平臺的碰撞，文中定義了三種不同的碰撞場景，使船首分別沿縱向、橫向和斜向撞向平臺立柱，獲得了船舶和半潛式平臺碰撞過程中的結(jié)構(gòu)損傷變形，碰撞力－撞深和能量轉(zhuǎn)化關(guān)系等曲線及相關(guān)數(shù)據(jù)，并討論了立柱結(jié)構(gòu)形式和撞擊位置對半潛式平臺抗撞性能的影響。

1 研究方法

非線性有限元方法是研究分析船舶與海洋結(jié)構(gòu)物碰撞問題的有效途徑。本文的碰撞分析計(jì)算，利用MSC公司的分析結(jié)構(gòu)非線性行為的有限元程序MSC/Dytran完成。Kusuba等［5］進(jìn)行的實(shí)尺度實(shí)驗(yàn)表明，MSC/Dytran有限元程序所得到的數(shù)值仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果之間有比較好的吻合。

1.1 碰撞運(yùn)動(dòng)方程

船舶碰撞運(yùn)動(dòng)微分方程為:

其中Fre=Fext－Fint，為剩余力矢量;Fext為外載荷矢量;Fint=Cv+Kd為內(nèi)部力矢量;

M，C，K分別表示質(zhì)量矩陣、阻尼矩陣和剛度矩陣;a，v，d分別為加速度矢量、速度矢量和位移矢量。

若采用集中質(zhì)量，即質(zhì)量矩陣M變?yōu)閷顷?，即各自由度的方程將是相互?dú)立的，即:

1.2 顯示求解方法

瞬間的動(dòng)態(tài)變化過程適合用顯示積分方法進(jìn)行求解。用顯式積分方法求解問題時(shí)，不需要進(jìn)行矩陣求逆或分解，無須求解聯(lián)立方程組，計(jì)算速度快，其穩(wěn)定性準(zhǔn)則能自動(dòng)控制計(jì)算步長的大小，保證時(shí)間積分的精度。用顯示求解方法求解碰撞運(yùn)動(dòng)方程，由方程(2)可直接求出:

在時(shí)間上采用中心差分法，即:

1.3 接觸算法

接觸問題的處理是結(jié)構(gòu)碰撞計(jì)算過程中重要而困難的部分。本文采用自適應(yīng)主－從面接觸進(jìn)行接觸定義，自適應(yīng)接觸是模擬碰撞結(jié)構(gòu)破壞過程的有效工具。當(dāng)接觸面范圍內(nèi)的單元失效后，程序會自動(dòng)對接觸面上的相應(yīng)位置進(jìn)行更改。對于板單元，破壞的單元將會被刪除，自然地形成破洞［6］。

主－從接觸面包括主面和從面，主面和從面分別定義在兩個(gè)不同的結(jié)構(gòu)上，在計(jì)算開始時(shí)，主面和從面是分開的。在程序求解的每一個(gè)時(shí)間步，程序檢查從面上的每一個(gè)節(jié)點(diǎn)，首先找到距離該點(diǎn)最近的主面面段，看節(jié)點(diǎn)是否穿透了該面段。如果沒有，計(jì)算繼續(xù)進(jìn)行。如果已經(jīng)發(fā)生穿透，程序?qū)⒃诖怪庇谥髅娴姆较蛏鲜┘幼饔昧ψ柚惯M(jìn)一步的穿透發(fā)生。這個(gè)力就是接觸力，接觸力的大小取決于穿透量及接觸剛度，接觸剛度由接觸面兩側(cè)單元特性決定，它描述結(jié)構(gòu)抵抗這種接觸變形的能力。另外，由于滑移影響，接觸面之間也會產(chǎn)生摩擦力，摩擦力的大小等于摩擦系數(shù)乘以接觸力。

2 模型參數(shù)及碰撞場景定義

2.1 半潛式平臺與撞擊船關(guān)鍵參數(shù)

半潛式平臺的工作水深為3 000 m，其主尺度如表1所示;撞擊船的主尺度如表2所示。

表1 半潛式平臺主尺度Tab.1 Main scantling of the semi-submersible

表2 撞擊船主尺度Tab.2 Main scantling of the striking ship

2.2 碰撞場景定義

船舶與海洋結(jié)構(gòu)物發(fā)生碰撞的情形主要有以下兩種［7］:

(1)極限海況下，船舶發(fā)生橫漂，船體舷側(cè)撞擊在錨泊的半潛式平臺立柱上。通過海洋環(huán)境的統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)可以計(jì)算出這種事故的發(fā)生概率。

(2)船舶以一定速度撞向半潛式平臺。這種情形似乎很少見，但它確實(shí)發(fā)生過［8］。此時(shí)，船舶與半潛式平臺間的碰撞可分為船舶與立柱間的碰撞，和船舶與浮箱間的碰撞。本文所研究的場景是前者，考慮到撞擊船正向撞擊立柱時(shí)對立柱造成的損害更大，因而本文研究的重點(diǎn)是撞擊船與平臺立柱間的正向碰撞。

根據(jù)上述場景定義，撞擊船與半潛式平臺碰撞的計(jì)算工況定義如圖1所示，從俯視圖可以看出，半潛式平臺立柱的3個(gè)不同位置分別受到撞擊船的正向撞擊，case 1，case 2和case 3分別表示撞擊船沿縱向，斜向和橫向撞向半潛式平臺立柱，位置1，位置2和位置3分別為立柱上對應(yīng)的撞擊位置;側(cè)視圖反映了撞擊船船首與半潛式平臺立柱間的垂向位置關(guān)系。撞擊船的初始撞擊速度均為6.0 m/s。

圖1 撞擊場景定義Fig.1 Collision scenario definition

3 有限元模型

根據(jù)撞擊船和半潛式平臺的設(shè)計(jì)圖紙，利用有限元軟件MSC/Patran分別建立了撞擊船與半潛式平臺的有限元模型，如圖2所示。網(wǎng)格的疏密會影響數(shù)值模擬結(jié)果的精度和計(jì)算時(shí)間的長短。在碰撞區(qū)域，撞擊船首結(jié)構(gòu)和半潛式平臺立柱結(jié)構(gòu)均采用了精細(xì)的網(wǎng)格，網(wǎng)格尺度為100 mm×100 mm，以準(zhǔn)確模擬碰撞過程中的結(jié)構(gòu)損傷變形;非碰撞區(qū)域結(jié)構(gòu)均采用了較為粗糙網(wǎng)格，以考慮船舶和半潛式平臺慣性對碰撞運(yùn)動(dòng)的影響，并減小計(jì)算時(shí)間。半潛式平臺有限元模型單元總數(shù)為319 247，撞擊船有限元模型單元總數(shù)為133 844。

圖2 有限元模型Fig.2 Finite element model

碰撞過程中，非碰撞區(qū)域結(jié)構(gòu)發(fā)生變形較小，可將該區(qū)域材料視為剛體;碰撞區(qū)域結(jié)構(gòu)將發(fā)生彈塑性大變形，可將該區(qū)域材料模擬為彈塑性材料，彈塑性材料的基本參數(shù)如下:

密度ρ=7 850.0 kg/m3;

彈性模量E=2.1×1011N/m3;

泊松比μ=0.3;

屈服應(yīng)力σ0=2.35×108N/m2;

當(dāng)單元的等效塑性應(yīng)變超過定義的極限塑性應(yīng)變時(shí)，單元發(fā)生斷裂失效。單元材料的斷裂應(yīng)變極限值受單元網(wǎng)格尺度的影響，根據(jù)本模型網(wǎng)格大小，取斷裂的極限應(yīng)變?yōu)棣?0.35。

由于船舶碰撞是一個(gè)瞬態(tài)過程，材料的損傷應(yīng)變具有一定速率，因此要考慮材料應(yīng)變率敏感性的影響。本文采用與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)符合得比較好的Cowper－Symonds 本構(gòu)方程［9］:

式中σ'0是在塑性應(yīng)變率ε時(shí)的動(dòng)屈服應(yīng)力，σ0是相應(yīng)的靜屈服應(yīng)力，D和q對于具體材料來說是常數(shù)。本模型中材料為船用鋼，取D=40.4和q=5。

在接觸計(jì)算中，程序根據(jù)在保持計(jì)算穩(wěn)定的條件下使穿透量最小的原則計(jì)算接觸力的大小，摩擦力的大小等于摩擦系數(shù)與接觸力的乘積。摩擦系數(shù)的計(jì)算按照以下公式［10］:

式中，μs為靜摩擦系數(shù)，μk為動(dòng)摩擦系數(shù)，β為指數(shù)衰減系數(shù)，v為主從面之間的相對滑行速度。本模型中選取 μs=0.3，μk=0.3，β =0。

船舶和半潛式平臺運(yùn)動(dòng)時(shí)，應(yīng)考慮船舶和半潛式周圍水對其運(yùn)動(dòng)的影響，本文采用附連水質(zhì)量來處理。撞擊船船體的運(yùn)動(dòng)主要是縱蕩，取其附連水質(zhì)量系數(shù)為0.05。本文中所取的半潛式平臺和撞擊船的附連水質(zhì)量系數(shù)如表3所示。

表3 附連水質(zhì)量系數(shù)Tab.3 The added mass coefficient

4 計(jì)算結(jié)果及其分析

半潛式平臺的抗撞性能是其固有屬性，受撞擊船初始速度的影響較小，本文所建立的有限元模型較大，為了節(jié)約計(jì)算時(shí)間，并為了考慮半潛式平臺的極限承載能力，在數(shù)值模擬過程中，假定的撞擊船初始速度較大，為6 m/s。三種工況均在撞深達(dá)到6.0 m時(shí)停止計(jì)算，整個(gè)碰撞仿真過程歷時(shí)約1.04 s。數(shù)值仿真結(jié)果可以分析船舶與海洋平臺碰撞過程的一般現(xiàn)象和基本規(guī)律。

半潛式平臺立柱及船首的結(jié)構(gòu)損傷圖如圖3所示。從圖中可以看出，結(jié)構(gòu)碰撞損傷變形具有明顯的局部性，基本上集中在碰撞接觸區(qū)域。在case 1和case 3中，立柱外板發(fā)生膜拉伸變形，由于橫向水平框架和垂向艙壁的聯(lián)合抵抗作用，外板膜拉伸變形到一定程度時(shí)發(fā)生撕裂破壞，水平框架和艙壁發(fā)生嚴(yán)重的面內(nèi)彎曲和側(cè)向彎曲;在case 2中，立柱外板發(fā)生明顯的拉伸變形，由于缺少垂向艙壁的抵抗，計(jì)算停止時(shí)，外板并沒有破裂，立柱水平框架發(fā)生嚴(yán)重的屈曲變形，立柱艙壁基本沒有發(fā)生破壞，因?yàn)榍虮囚忌形磁c立柱艙壁發(fā)生接觸。該撞擊船船首屬于前傾型，在三種工況下，船首上部結(jié)構(gòu)和平臺立柱均發(fā)生了碰撞接觸，船首上層甲板發(fā)生漸近屈曲破壞，船首外板發(fā)生嚴(yán)重的壓潰破壞;球鼻艏碰撞損傷相對較小，因?yàn)槠鋭偠扰c平臺立柱結(jié)構(gòu)相比是較大的。在case 1和case 3中，尖銳剛硬的球鼻艏貫入平臺立柱。

圖3 船首及半潛式平臺立柱結(jié)構(gòu)損傷圖Fig.3 Structural damage modes of the ship bow and the semi column for the three collision cases

表4 三種工況下能量分布 (單位MJ)Tab.4 Energy distributions for the three collision cases(Unit:MJ)

表5 半潛式平臺可承受的極限撞擊動(dòng)能Tab.5 The extreme collision kinetic energy that semi can bear

表6 三種工況下立柱各結(jié)構(gòu)吸收變形能及其比例Tab.6 Distortion energy absorption and proportion of the column structural set for the three collision cases

撞擊船的初始動(dòng)能為688.7 MJ，計(jì)算停止時(shí)，三種工況下撞擊船耗散動(dòng)能轉(zhuǎn)換后的能量分布如表4所示。從理論上講，撞擊船損失的動(dòng)能主要由平臺結(jié)構(gòu)和撞擊船結(jié)構(gòu)的彈塑性變形，平臺的剛體運(yùn)動(dòng)及周圍水的強(qiáng)迫運(yùn)動(dòng)等吸收，周圍水的影響已采用附連水質(zhì)量加以考慮。由表4可以明顯看出，受撞半潛式平臺的立柱發(fā)生塑性變形所吸收的能量約占撞擊船所損失動(dòng)能的70%，剩余的能量主要轉(zhuǎn)化為撞擊船的塑性變形能，受撞平臺剛體運(yùn)動(dòng)所消耗的能量較少。這是因?yàn)榕鲎策^程中存在運(yùn)動(dòng)滯后現(xiàn)象。

由表4還可發(fā)現(xiàn)，計(jì)算停止時(shí)，撞擊船還有較多的動(dòng)能，這并不影響對平臺立柱結(jié)構(gòu)抗撞性能的分析。在case 1和case 3中，半潛式平臺的立柱外板均已發(fā)生破裂，這表明半潛式平臺能承受的撞擊動(dòng)能存在極限值。定義立柱外板發(fā)生破裂時(shí)半潛式平臺所轉(zhuǎn)化的撞擊動(dòng)能為其可承受極限撞擊動(dòng)能，這樣定義的原因是:當(dāng)外板破裂時(shí)，海水大量進(jìn)入平臺立柱，將嚴(yán)重影響平臺穩(wěn)性和安全性。分析半潛式平臺立柱外板損傷變形的時(shí)歷，得到三種工況下半潛式平臺可承受的極限撞擊動(dòng)能如表5所示，在case 2中，因?yàn)橛?jì)算停止時(shí)立柱外板仍未發(fā)生破裂破壞，故可認(rèn)為此工況下半潛式平臺可承受的極限撞擊動(dòng)能大于計(jì)算停止時(shí)半潛式平臺所轉(zhuǎn)化的撞擊動(dòng)能。由表5可知，半潛式平臺可承受的極限撞擊動(dòng)能與立柱承受撞擊的位置有關(guān)。在位置1和位置3，立柱的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度強(qiáng)于位置2，碰撞過程中存在橫向水平艙壁和垂向艙壁對船體運(yùn)動(dòng)的聯(lián)合抵抗作用，但半潛式平臺可承受的極限撞擊動(dòng)能卻小于位置2。這說明，提高半潛平臺立柱某些構(gòu)件的剛度，并不一定能夠提高其結(jié)構(gòu)抗撞性能，反而會引起外板結(jié)構(gòu)的提前破裂。因而在設(shè)計(jì)和建造半潛式平臺時(shí)，在保證平臺整體強(qiáng)度的前提下，可適當(dāng)對立柱上位置1和位置3處的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)進(jìn)行一定的優(yōu)化，減小艙壁的剛度，這樣不但可以降低建造成本，還可以提高立柱的結(jié)構(gòu)抗撞性能。

結(jié)構(gòu)吸能特性反映了結(jié)構(gòu)的碰撞特性。半潛式平臺立柱發(fā)生塑性變形吸收的能量主要由平臺立柱外板、水平框架結(jié)構(gòu)、橫向艙壁和縱向艙壁等吸收。不同工況下各部分結(jié)構(gòu)吸收的能量及其占立柱吸收的總變性能的比例如表6所示。外板和水平框架是平臺立柱吸收塑性變形能的主要構(gòu)件，尤其是在case 2中，外板吸收的塑性變形能占立柱吸收的總塑性變形能的71.2%，橫向艙壁和縱向艙壁吸收的變形能可以忽略。而艙壁對變形能的吸收由立柱上的撞擊位置決定，在位置1，縱向艙壁為吸收塑性變形能主要構(gòu)件，橫向艙壁吸收變形能較少;在位置3，橫向艙壁為吸收塑性變形能的主要構(gòu)件，縱向艙壁吸收塑性變形能較少;在位置2，橫向艙壁與縱向艙壁吸收變形能均可以忽略。

圖4 碰撞力－撞深曲線Fig.4 Curves of collision force vs.penetration and distortion energy of semi vs.penetration

碰撞力－撞深曲線是結(jié)構(gòu)本身的固有特性，在碰撞過程的不同階段，碰撞力表現(xiàn)出不同程度卸載現(xiàn)象，碰撞力的每一次卸載代表了某種構(gòu)件的失效或破壞。圖4是船舶與半潛式平臺碰撞過程中的碰撞力－撞深曲線。船舶與半潛式平臺碰撞過程可以分為兩個(gè)階段。

第一階段:球鼻艏與立柱開始接觸到船首上部與立柱發(fā)生接觸前，在此階段，碰撞力主要由球鼻艏與立柱的接觸作用產(chǎn)生。碰撞力的卸載反映了平臺立柱結(jié)構(gòu)件的失效或破壞，圖4中A1，A2，A3分別對應(yīng)case 1，case 2和case 3中橫向水平框架的屈曲失效，B1和B3對應(yīng)了case 1和case 3中垂向艙壁的屈曲失效，C1和C3分別對應(yīng)了case 1和case 3中的立柱外板的膜拉伸破裂，C2點(diǎn)對應(yīng)了case 2中立柱橫向框架的壓潰失效。詳細(xì)分析圖4可知，碰撞力－撞深曲線的變化受結(jié)構(gòu)物撞擊位置的影響。在case 1中，碰撞力－撞深曲線表現(xiàn)出很強(qiáng)的非線性，隨立柱水平框架，垂向艙壁和外板的失效或破壞，碰撞力表現(xiàn)出明顯的振蕩變化;在case 2中，立柱外板的壓潰失效發(fā)生在船首上部與立柱外板接觸時(shí)，因而碰撞力－撞深曲線在撞深小于3 m時(shí)表現(xiàn)出一定的線性;在case 3中，由于位置3處立柱垂向艙壁與外板的接觸面積小于位置1，其結(jié)構(gòu)強(qiáng)度弱于位置1，故而碰撞力－撞深曲線的變化趨勢介于case 1和case 2之間。另外還可明顯看出，位置1和位置3處的碰撞力峰值基本相等，略大于位置2，這表明在僅有球鼻艏碰撞作用時(shí)，碰撞位置對碰撞力峰值的影響較小。

第二階段:船首上部與立柱發(fā)生接觸開始到計(jì)算停止，在此階段，球鼻艏與船首上部均與平臺立柱發(fā)生碰撞接觸，總碰撞力是船首上部碰撞力與船首下部碰撞力的疊加，。由圖4可知，船首下部碰撞力逐漸減小，船首上部碰撞力逐漸增大，計(jì)算停止時(shí)，船首上部對總碰撞力的貢獻(xiàn)大于球鼻艏;總碰撞力表現(xiàn)出復(fù)雜的非線性，并且其變化趨勢與船首上部碰撞力基本相同，表明此階段碰撞力的卸載主要反映了船體結(jié)構(gòu)的失效。另外，在此階段，不同工況下的碰撞力峰值表現(xiàn)出較大不同，表明在船首上部與球鼻艏與平臺立柱同時(shí)發(fā)生作用時(shí)，撞擊位置對碰撞力峰值影響較大。

將不同撞擊位置條件下撞擊船正向撞擊半潛式平臺立柱時(shí)的最大碰撞力繪制在同一圖上，結(jié)果如圖5所示，其中撞擊位置用角度表示，90°表示撞擊位置1，135°表示撞擊位置2，180°表示撞擊位置3。由圖5可以看出，船首下部碰撞力最大值出現(xiàn)在碰撞過程第一階段，船首下部最大碰撞力隨撞擊位置變化較小;船首上部碰撞力最大值出現(xiàn)在碰撞過程第二階段。

結(jié)構(gòu)吸收塑性變形能－撞深曲線是表明了結(jié)構(gòu)抗撞性能的優(yōu)劣，是結(jié)構(gòu)碰撞力－撞深曲線的間接反映，從圖6中半潛式平臺吸收塑性變形能－撞深曲線可以明顯看，出在相同撞深條件下，在case 1中半潛式平臺吸收的塑性變形能最多，case 3中次之，case 2中最少，這與參加變形及能量吸收的平臺立柱構(gòu)件數(shù)量和體積不同相關(guān)。

5 結(jié)論

(1)碰撞過程中結(jié)構(gòu)損傷變形具有明顯的局限性，主要集中在碰撞接觸區(qū)域，改善船舶與半潛式平臺碰撞性能時(shí)應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注易發(fā)生碰撞的薄弱區(qū)域，提高薄弱區(qū)域局部結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。在保證立柱結(jié)構(gòu)強(qiáng)度和剛度的條件下，優(yōu)化立柱結(jié)構(gòu)，可以延遲高能量撞擊情況下外板破裂的時(shí)間。

(2)半潛式平臺所能承受的撞擊動(dòng)能存在極限值，極限值的大小與撞擊位置有關(guān)。撞擊位置影響半潛式平臺抗撞性能。在低能量撞擊且外板不破裂情況下，在撞擊位置1半潛式平臺所表現(xiàn)出的抗撞性能最佳，位置3次之，位置2最差。在高能量撞擊導(dǎo)致外板破裂情況下，位置2的外板破裂時(shí)間最晚，抗撞性能反而比較理想，這與根據(jù)外板破裂時(shí)間定義的極限狀態(tài)直接相關(guān)。

(3)撞擊位置對碰撞力峰值有影響，在碰撞的不同階段，其影響程度有所不同。

(4)撞擊船的動(dòng)能絕大部分被半潛式平臺立柱的塑性變形所吸收，剩余的能量主要轉(zhuǎn)化為撞擊船的塑性變形能和受撞平臺剛體運(yùn)動(dòng)所消耗的能量較少，這是因?yàn)榕鲎策^程中運(yùn)動(dòng)存在滯后現(xiàn)象。

(5)立柱外板和水平框架結(jié)構(gòu)是半潛式平臺吸收塑性變形能的主要構(gòu)件，艙壁對塑性變形能的吸收受撞擊位置的影響比較明顯。

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