船舶與系泊平臺(tái)模型碰撞試驗(yàn)研究

于 霄 朱 凌＊ 李春寶 郭開嶺

(武漢理工大學(xué)高性能船艦技術(shù)教育部重點(diǎn)試驗(yàn)室1) 武漢 430063)(武漢理工大學(xué)船海與能源動(dòng)力工程學(xué)院2) 武漢 430063)

0 引 言

為了獲取更多的海洋資源，我國(guó)沿海地區(qū)已經(jīng)涌現(xiàn)出越來(lái)越多功能各異的浮式海洋平臺(tái)．然而，在復(fù)雜的海洋環(huán)境下，過(guò)往的船只、守衛(wèi)船、補(bǔ)給船等各種船舶與浮式平臺(tái)經(jīng)常發(fā)生碰撞事故，會(huì)導(dǎo)致環(huán)境污染、經(jīng)濟(jì)損失、人員傷亡等一些災(zāi)難性后果．

針對(duì)船舶與海洋平臺(tái)碰撞的研究方法主要有數(shù)值分析法、有限元仿真法及試驗(yàn)方法．Pedersen等[1]運(yùn)用數(shù)值分析方法研究船舶與海洋平臺(tái)碰撞過(guò)程，分析了水動(dòng)壓力及平臺(tái)自身柔度對(duì)碰撞過(guò)程的影響．Pedersen等[2]提出了一種新的數(shù)值方法，能夠較好地確定碰撞過(guò)程中的碰撞力及平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)．Zhang等[3]基于剛體碰撞力學(xué)的一般理論，分析了船舶與海洋平臺(tái)碰撞過(guò)程中的能量耗散問(wèn)題，并建立了簡(jiǎn)化估算公式．在此基礎(chǔ)上，Zhang等[4-5]對(duì)此方法進(jìn)行了改進(jìn)，通過(guò)與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比驗(yàn)證了其準(zhǔn)確性．Zhu等[6-7]基于變分有限差分法，建立了船舶碰撞動(dòng)態(tài)彈塑性響應(yīng)的數(shù)值模型，研究了碰撞中船體矩形板受碰撞載荷下的動(dòng)力響應(yīng)問(wèn)題．李潤(rùn)培等[8]建立了船舶與海洋平臺(tái)圓管結(jié)構(gòu)碰撞的彈塑性分析方法，利用塑性節(jié)點(diǎn)法結(jié)合大位移理論計(jì)算了碰撞過(guò)程中結(jié)構(gòu)的大變形、塑性以及應(yīng)變硬化等問(wèn)題．近年來(lái)，導(dǎo)管架海洋平臺(tái)受船撞擊的彈塑性大變形及損傷問(wèn)題受到了更廣泛的關(guān)注．Jin等[9]提出了一種適用于導(dǎo)管架海洋平臺(tái)結(jié)構(gòu)的沖擊碰撞評(píng)估方法，能夠得到碰撞后平臺(tái)結(jié)構(gòu)的整體損傷效應(yīng)．Zhu等[10-12]運(yùn)用試驗(yàn)的方法，分析了沖擊載荷下海洋管道的變形模式，并開展了軸壓作用下鋼管支撐構(gòu)件破壞極限強(qiáng)度的數(shù)值研究．劉昆等[13]對(duì)海洋平臺(tái)樁腿直管的變形機(jī)理開展了相關(guān)研究，運(yùn)用塑性力學(xué)理論求解出了管結(jié)構(gòu)的碰撞力與撞深的解析表達(dá)式．

隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的迅速發(fā)展，將非線性有限元方法運(yùn)用到了對(duì)船舶與海洋平臺(tái)碰撞的研究中．唐友剛等[14]基于有限元仿真方法對(duì)系泊郵輪與海上平臺(tái)的碰撞過(guò)程進(jìn)行了分析，得到了系泊船舶與平臺(tái)的碰撞力以及二者的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)．Storheim等[15]運(yùn)用LS-DYNA研究了船頭和船尾對(duì)浮動(dòng)平臺(tái)柱以及導(dǎo)管架腿和支架的沖擊過(guò)程，評(píng)估了船舶碰撞對(duì)海上平臺(tái)造成的變形損傷．

文中在試驗(yàn)水池中開展了船舶與系泊平臺(tái)模型碰撞試驗(yàn)，對(duì)船舶與系泊平臺(tái)的碰撞過(guò)程進(jìn)行分析，為后續(xù)的理論與數(shù)值研究提供有參考價(jià)值的試驗(yàn)數(shù)據(jù)．

1 水池碰撞模型試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)

1.1.1系泊平臺(tái)模型設(shè)計(jì)

在武漢理工大學(xué)碰撞與流固耦合試驗(yàn)室現(xiàn)有船舶碰撞試驗(yàn)系統(tǒng)的基礎(chǔ)上[16]，參考典型系泊浮式平臺(tái)結(jié)構(gòu)尺寸，采用縮比模型設(shè)計(jì)方法對(duì)系泊平臺(tái)模型進(jìn)行設(shè)計(jì)．系泊平臺(tái)長(zhǎng)2 m、寬0.5 m、高度0.3 m．為了保證碰撞區(qū)域的尺寸，高度方向采用畸變?cè)O(shè)計(jì)，其正視圖為“凸”形，在平臺(tái)兩側(cè)布置四個(gè)對(duì)稱的鉤環(huán)，用來(lái)連接系泊線．為了模擬系泊平臺(tái)被撞后的變形損傷，將平臺(tái)一側(cè)進(jìn)行切割，用來(lái)安裝被撞板，見圖1．被撞板為長(zhǎng)0.96 m、寬0.32 m、厚2 mm的鋁合金矩形板，通過(guò)夾具將其四周固定在系泊平臺(tái)上．設(shè)計(jì)的系泊平臺(tái)總質(zhì)量為155 kg，重心高度為229 mm．

圖1 系泊平臺(tái)模型圖

1.1.2撞擊船模型設(shè)計(jì)

撞擊船為木質(zhì)船模，船長(zhǎng)3.4 m、船寬0.53 m、型深0.32 m，總質(zhì)量105 kg．為了安裝剛性沖頭及力傳感器，將船首部垂直切割一部分并安裝剛性基座，基座、力傳感器與剛性沖頭用螺栓連接固定，見圖2．為了更好的模擬真實(shí)碰撞情況，將剛性沖頭前端部設(shè)計(jì)為橢球體(沖頭母線為橢圓，長(zhǎng)軸160 mm、短軸80 mm)，后端部為平行中體(長(zhǎng)30 mm)．

圖2 撞擊模型圖及剛性沖頭示意圖

1.2 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

1.2.1撞擊船拖曳方案

試驗(yàn)前，通過(guò)移動(dòng)壓鐵將撞擊船調(diào)整到正浮狀態(tài)．基于試驗(yàn)水池的條件，通過(guò)電動(dòng)機(jī)提供動(dòng)力，并用一根高強(qiáng)度細(xì)線將撞擊船與電機(jī)相連接，通過(guò)調(diào)整電機(jī)與撞擊船的距離，實(shí)現(xiàn)撞擊船的速度變化研究目的．為了保證撞擊船在碰撞發(fā)生前能夠完全自由的以一定初速度與系泊平臺(tái)發(fā)生正撞，需要在牽引繩適當(dāng)位置安裝一塊限制木塊．在碰撞即將發(fā)生時(shí)，由于木塊和定滑輪的相互作用，牽引繩發(fā)生斷裂，撞擊船將實(shí)現(xiàn)自由運(yùn)動(dòng)，試驗(yàn)總體示意圖見圖3．同時(shí)，在試驗(yàn)區(qū)域布置四個(gè)高速運(yùn)動(dòng)捕捉相機(jī)，能夠?qū)崟r(shí)捕捉試驗(yàn)中撞擊船及系泊平臺(tái)的三維運(yùn)動(dòng)姿態(tài)．

圖3 試驗(yàn)布置示意圖

1.2.2平臺(tái)系泊方案

平臺(tái)的系泊方式一般有懸鏈?zhǔn)脚c張緊式兩種，考慮到試驗(yàn)水池寬度方向上的限制，使用張緊式系泊對(duì)平臺(tái)進(jìn)行定位．為了對(duì)平臺(tái)進(jìn)行系泊，在試驗(yàn)水池池底布置四個(gè)呈矩形分布的系泊點(diǎn)，系泊點(diǎn)的橫向距離1 700 mm、縱向距離3 400 mm．試驗(yàn)前，在保證系泊平臺(tái)保持正浮狀態(tài)的基礎(chǔ)上，通過(guò)四根高強(qiáng)度尼龍繩將系泊平臺(tái)與試驗(yàn)水池池底的系泊點(diǎn)進(jìn)行相連．同時(shí)，在四根系泊線上布置小型拉力傳感器，用來(lái)測(cè)試在碰撞過(guò)程中系泊纜繩張力的變化，系泊總體布置方案見圖4．

圖4 平臺(tái)系泊布置方案

2 試驗(yàn)工況及結(jié)果分析

2.1 試驗(yàn)工況

為了分析不同碰撞速度和系泊線預(yù)張力條件下的碰撞響應(yīng)規(guī)律，結(jié)合試驗(yàn)水池牽引電機(jī)的拖曳能力及牽引繩的強(qiáng)度，基于四組典型的試驗(yàn)工況開展了模型水池碰撞試驗(yàn)，具體見表1．其中，試驗(yàn)4的系泊線較長(zhǎng)，在碰撞初始階段，對(duì)平臺(tái)完全沒(méi)有定位作用．

表1 四組試驗(yàn)工況

四組試驗(yàn)的預(yù)撞擊位置為被撞板的中心點(diǎn)．由于試驗(yàn)過(guò)程中，撞擊船在前進(jìn)過(guò)程中會(huì)發(fā)生不可控的偏移，導(dǎo)致四組試驗(yàn)的撞擊位置不同．圖5為李良偉等[17]在水池中開展的船-船模型碰撞試驗(yàn)的撞擊點(diǎn)位置．與其相比，本文開展的四組試驗(yàn)的撞擊位置均更靠近被撞板中心點(diǎn)，因此認(rèn)為四組試驗(yàn)撞擊位置的偏差在可接受的范圍內(nèi)．

圖5 四組試驗(yàn)撞擊位置示意圖

2.2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.2.1碰撞力試驗(yàn)結(jié)果

圖6為典型工況的碰撞力時(shí)間歷程曲線，圖7為碰撞的整體過(guò)程．由圖6～7可知：整個(gè)碰撞過(guò)程分為三個(gè)階段，即碰撞前、第一次碰撞、第二次碰撞．在碰撞前，撞擊船在牽引系統(tǒng)的作用下向前行駛．當(dāng)與系泊平臺(tái)發(fā)生第一次碰撞后，在系泊系統(tǒng)的作用下，系泊平臺(tái)會(huì)發(fā)生小距離的橫蕩及橫搖運(yùn)動(dòng)．在平臺(tái)回復(fù)運(yùn)動(dòng)的過(guò)程中，可能會(huì)與撞擊船發(fā)生二次碰撞．在試驗(yàn)4中，系泊線在初始階段完全松弛．在碰撞發(fā)生后，平臺(tái)會(huì)發(fā)生較大的橫蕩運(yùn)動(dòng)，與撞擊船無(wú)法發(fā)生二次碰撞．表2為四組試驗(yàn)中的最大碰撞力以及碰撞持續(xù)時(shí)間，圖8比較了四組工況的最大碰撞力．總體分析可知:碰撞速度對(duì)碰撞力的影響十分明顯，試驗(yàn)3的最大碰撞力比試驗(yàn)1增大了23%．對(duì)比試驗(yàn)工況1-3中碰撞力可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)系泊線預(yù)張力相同時(shí)，最大碰撞力與碰撞速度近似呈線性增加關(guān)系，且碰撞持續(xù)時(shí)間逐漸減?。畬?duì)比試驗(yàn)3～4可知，隨著系泊線預(yù)張力的增大，最大碰撞力也會(huì)增大，但碰撞持續(xù)時(shí)間減小．

圖8 四組工況最大碰撞力比較

2.2.2系泊線張力試驗(yàn)結(jié)果

圖9為典型工況下的各個(gè)系泊線張力變化時(shí)間曲線．根據(jù)系泊線的對(duì)稱性，將Cable1與Ca-ble2稱為前端系泊線，將Cable3與Cable4稱為后端系泊線．表3為四組試驗(yàn)中各個(gè)系泊線最大張力值及前后端系泊線最大張力的平均值．由圖9可知:在系泊平臺(tái)受到船舶的碰撞載荷后, Cable1與Cable2在定位系泊平臺(tái)方面起到主要的作用，并且兩根系泊線上的張力在碰撞的整體過(guò)程中的大小幾乎保持一致．對(duì)比Cable1與Cable2, Cable3與Cable4系泊線張力明顯較小．這主要是因?yàn)?，在平臺(tái)受到碰撞后向前方移動(dòng)的過(guò)程中，平臺(tái)所具有的大部分動(dòng)能將會(huì)被消耗，在回復(fù)運(yùn)動(dòng)的過(guò)程中，其大部分動(dòng)能已被水阻力及前端系泊系統(tǒng)耗散，導(dǎo)致Cable3和Cable4系泊線張力較小．

圖9 典型工況下系泊線張力變化曲線

表3 四組試驗(yàn)各個(gè)系泊線最大張力 單位：N

圖10為試驗(yàn)1～3各個(gè)系泊線最大張力值及前端和后端系泊線最大張力的平均值．由圖10可知:在系泊線預(yù)張力相同時(shí)，隨著碰撞速度的增加，前后端系泊線最大張力平均值均近似呈現(xiàn)線性增加的趨勢(shì)；對(duì)比試驗(yàn)3～4可知：在預(yù)張力不同時(shí)，隨著預(yù)張力的增加，在碰撞過(guò)程中系泊線的最大張力也會(huì)增加．這主要是因?yàn)?，隨著系泊線預(yù)張力的增加，系泊線對(duì)平臺(tái)的定位作用增強(qiáng)，導(dǎo)致系泊線張力的增大．在試驗(yàn)4中，系泊線在初始階段呈現(xiàn)松弛狀態(tài)．在碰撞發(fā)生后，平臺(tái)在自由的運(yùn)動(dòng)一段距離后，系泊線才會(huì)起到定位作用．由于平臺(tái)大部分的能量都被水阻力耗散，導(dǎo)致試驗(yàn)4中的系泊線張力明顯小于試驗(yàn)3．

圖10 不同碰撞速度下的系泊線最大張力及平均值

2.2.3平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)試驗(yàn)結(jié)果

圖11為平臺(tái)在碰撞過(guò)程中運(yùn)動(dòng)響應(yīng)隨時(shí)間的變化曲線．由于四組試驗(yàn)的碰撞點(diǎn)都在平臺(tái)重心的上方，在碰撞發(fā)生后，平臺(tái)將會(huì)發(fā)生劇烈的橫搖運(yùn)動(dòng)，其振動(dòng)幅值隨著碰撞速度的增加而增大．在試驗(yàn)3～4中平臺(tái)的最大橫搖角達(dá)到了近30°，最后在系泊線以及水阻力的作用下迅速減?。@主要是因?yàn)?，試?yàn)3的碰撞速度較大，且撞擊位置距離平臺(tái)重心較遠(yuǎn)．雖然試驗(yàn)4的撞擊位置距離平臺(tái)重心較近，但是在碰撞初始階段，系泊線對(duì)平臺(tái)沒(méi)有定位作用，導(dǎo)致平臺(tái)的橫搖角也很大．由圖11可知:系泊平臺(tái)的縱搖與首搖都相對(duì)較小，基本都處于2°以內(nèi)．但是，試驗(yàn)4中系泊平臺(tái)首搖角最大達(dá)到了5°．主要是因?yàn)樵囼?yàn)4中系泊平臺(tái)的被撞位置偏離了中心線，且系泊線預(yù)張力為零，導(dǎo)致其首搖較大．

圖11 典型工況下平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)曲線

2.2.4平臺(tái)外板變形損傷試驗(yàn)結(jié)果

圖12為四種典型試驗(yàn)工況下平臺(tái)外板的局部變形損傷情況．通過(guò)測(cè)量得到了四組試驗(yàn)下平臺(tái)外板的最大塑性變形分別為6.75，7.44，8.28和7.99 mm．對(duì)比試驗(yàn)1～3可知，試驗(yàn)3中的最大塑性變形比試驗(yàn)1增大了22%，顯示了碰撞速度對(duì)平臺(tái)外板的最大塑性變形有較大的影響．在試驗(yàn)3～4中，雖然兩組試驗(yàn)的碰撞速度相同，但試驗(yàn)4在碰撞發(fā)生時(shí)不受系泊線的定位作用，與試驗(yàn)3相比有更多的能量轉(zhuǎn)化為系泊平臺(tái)的動(dòng)能，導(dǎo)致平臺(tái)外板塑性變形較小．圖13以被撞板底邊為坐標(biāo)零點(diǎn)，給出了四組試驗(yàn)中鋁合金板被撞點(diǎn)所在的橫剖面圖．由圖可知，平臺(tái)外板橫剖面的整體變形模式呈“凸”字形．其塑性變形主要集中在被撞區(qū)域附近，在邊界處的塑性變形較?。@說(shuō)明在船舶與平臺(tái)碰撞的過(guò)程中，由平臺(tái)外板塑性變形所吸收的能量相對(duì)較?。?/p>

圖12 平臺(tái)外板局部變形損傷

圖13 鋁合金板被撞點(diǎn)橫剖面變形圖

3 結(jié) 論

1) 在船舶與系泊平臺(tái)發(fā)生碰撞時(shí)，隨著碰撞速度的增加，最大碰撞力及前后端系泊線的最大張力平均值均近似呈線性增加，碰撞持續(xù)時(shí)間減小．

2) 系泊線預(yù)張力的變化對(duì)最大碰撞力及碰撞持續(xù)時(shí)間也有一定的影響．隨著系泊線預(yù)張力的增大，最大碰撞力增大，碰撞持續(xù)時(shí)間減?。瑫r(shí)，系泊線的預(yù)張力的增大會(huì)使碰撞過(guò)程中系泊線的最大張力增大．

3) 在船舶的碰撞載荷下，系泊平臺(tái)主要會(huì)產(chǎn)生明顯的橫搖運(yùn)動(dòng)，在縱搖和首搖方向的運(yùn)動(dòng)較?。鄳?yīng)的運(yùn)動(dòng)幅值隨撞擊點(diǎn)相對(duì)重心的位置而改變．

4) 在碰撞過(guò)程中，平臺(tái)外板的變形損傷較小，撞擊船的動(dòng)能大部分都轉(zhuǎn)化為系泊平臺(tái)的動(dòng)能，最后在水阻力的作用下逐漸耗散．