海洋石油平臺艙口蓋吊裝沖擊力學分析

沈中祥, 徐成悅, 張充霖, 袁平平, 尹 群

(1.江蘇科技大學 土木工程與建筑學院，鎮(zhèn)江 212100) (2.江蘇揚子鑫福造船有限公司，泰興 225300) (3.江蘇科技大學 船舶與海洋工程學院，鎮(zhèn)江 212100)(4.中海石油技術檢測有限公司，天津 300452)

海洋石油平臺艙口蓋在吊裝過程中引起的事故不僅會引起艙口蓋和平臺損壞，產(chǎn)生經(jīng)濟損失，還會對平臺上作業(yè)人員的生命安全產(chǎn)生威脅，因此研究艙口蓋吊裝過程中的沖擊力學問題顯得非常重要.

眾多學者對各種材料的沖擊性能、重物的跌落沖擊問題進行了研究.文獻[1]應用Marc軟件結合沖擊試驗，分析了不同形狀的Q235B鋼材在不同溫度時的抗沖擊強度規(guī)律；文獻[2]采用一種新型擴展有限元方法對彈塑性材料的斷裂過程和低速沖擊損傷進行了研究；文獻[3-4]以半潛式起重平臺為研究對象，運用有限元軟件LS DYNA分析了典型吊物導管架以不同速度、高度、角度跌落時，沖擊平臺造成的損傷情況；文獻[5]以塑料容器為對象，運用LSDYNA程序中的ALE算法研究了容器跌落沖擊動力學中液體與固體耦合的問題，從多方面綜合分析了沖擊應力的影響因素；文獻[6-10]對其他物件的跌落沖擊領域進行了深入的探索.

文中針對海洋石油平臺艙口蓋吊裝結構，應用LS DYNA軟件，分析了某型吊環(huán)的極限荷載和斷裂狀況、單側吊環(huán)脫落時另一側吊環(huán)受到的沖擊力以及艙口蓋與平臺間的沖擊響應，并對沖擊側吊環(huán)的防破斷給出了建議.

1 艙口蓋吊裝模型

1.1 幾何模型的建立

艙口蓋吊裝結構見圖1，仿真所需的部件包括艙口蓋、吊鏈、吊環(huán)、鎖鉤、簡易平臺5個部分.由于艙口蓋和吊鏈結構比較復雜，且對吊裝整體影響較小，因此在建模時進行了必要的簡化.對于艙口蓋，忽略倒角、連接孔、不規(guī)則平面等特征；對于吊鏈結構，分成幾節(jié)予以整合.簡化后的艙口蓋、吊鏈以及簡易平臺選擇在LS PREPOST中直接進行建模.

圖1 艙口蓋吊裝結構

對于吊環(huán)結構，根據(jù)尺寸參數(shù)，利用SOLIDWORKS軟件，建立幾何模型；對于鎖鉤結構，根據(jù)計算分析的需要，建立不同尺寸的幾何模型，如表1.

表1 部件尺寸參數(shù)

1.2 有限元模型的建立

艙口蓋吊裝結構采用四六面體單元結合的方式劃分，材料選擇為Q235鋼，有限元仿真模型如圖2，材料參數(shù)如表2.

圖2 艙口蓋吊裝有限元模型

表2 材料參數(shù)

為節(jié)省計算時間，四六面體單元的單元列式分別采用10和1；研究吊環(huán)受到的作用力時，艙口蓋、吊鏈等非研究對象使用RIGID材料，主要研究對象吊環(huán)使用分段線性塑性本構模型；研究艙口蓋的沖擊響應時，艙口蓋和平臺使用Johnson-Cook本構模型[11-15].

2 吊環(huán)極限荷載分析

2.1 吊環(huán)參數(shù)

吊環(huán)應力分布是由剪切、拉伸、彎曲、扭轉組合而成的復雜狀態(tài)，針對某型Q235鋼吊環(huán)(圖3)，結合不同的失效準則，應用LSDYNA計算其在不同狀況下的荷載極限值.

圖3 吊環(huán)參數(shù)(單位：mm)

2.2 鎖鉤寬度對吊環(huán)極限荷載的影響

鎖鉤的寬度(作用點跨距)會對吊環(huán)率先發(fā)生破壞的位置及其極限載荷造成影響.當鎖鉤寬度為10、16 mm時，吊環(huán)頂部最先發(fā)生斷裂，如圖4、5.

圖4 吊環(huán)斷裂-10 mm寬鎖鉤

圖5 吊環(huán)斷裂-16 mm寬鎖鉤

當鎖鉤寬度為22、32 mm時，吊環(huán)底部最先發(fā)生斷裂，如圖6、7.

圖6 吊環(huán)斷裂-22 mm寬鎖鉤

圖7 吊環(huán)斷裂-32 mm寬鎖鉤

吊環(huán)在不同鎖鉤寬度下的極限載荷值如圖8.分析可知：鎖鉤寬度b越小，吊環(huán)變形空間越大，且在一定范圍內(nèi)幾乎不影響吊環(huán)的極限荷載；但當鎖鉤寬度過小時，由于吊環(huán)頂部最先破壞，吊環(huán)斷裂時變形減小，極限荷載降低.

圖8 不同鎖鉤寬下的吊環(huán)極限荷載

2.3 應變率對吊環(huán)極限荷載的影響

圖9 不同應變率下的吊環(huán)極限荷載

對比文獻[12]可知，計算選用的參數(shù)符合Q235鋼的材料特性，結果反應出了應變率對吊環(huán)極限載荷的影響.此外，環(huán)境溫度、材料成分、內(nèi)部組織、截面缺陷等因素對吊環(huán)的強度也有很大的影響，文中不作考慮.

3 艙口蓋吊裝仿真沖擊結果分析

3.1 艙口蓋對吊環(huán)的沖擊載荷

基于艙口蓋吊裝結構分析可知，除艙口蓋受到重力作用跌落對吊環(huán)的沖擊載荷外，跌落過程中艙口蓋對鎖鉤的撞擊也會對吊環(huán)造成沖擊，如圖10，這一部分的沖擊力大小取決于艙口蓋對鎖鉤作用力方向、鎖鉤對吊環(huán)作用方向的相對性.

圖10 艙口蓋、鎖鉤、吊環(huán)相互作用示意圖

為探究在艙口蓋跌落過程中上述因素對吊環(huán)所受沖擊載荷的影響，將吊環(huán)設置為剛體，模擬計算吊環(huán)與鎖鉤間作用力濾波處理后與吊環(huán)極限荷載進行對比.圖11為不同吊鏈長度l、艙口蓋與鎖鉤無撞擊情況下吊環(huán)與鎖鉤間的作用力變化歷程.

圖11 吊鏈長度對鎖鉤吊環(huán)間作用力的影響

由圖可知，吊裝平衡后，吊環(huán)所受作用力略高于2 500 N；在0.1 s時一側吊環(huán)脫落，艙口蓋瞬時偏轉，另一側吊環(huán)受到的作用力瞬間減小，而后隨著艙口蓋的跌落逐漸變大，跌落約0.57 s時達到峰值.顯然，吊鏈越短，艙口蓋跌落到最低點轉化的重力勢能越多；吊鏈長4 m時，吊環(huán)受到的作用力最大值為66 434.8 N，但仍遠小于上述吊環(huán)的極限荷載.

圖12為4 m吊鏈下艙口蓋撞擊鎖鉤與無撞擊工況時的作用力對比.在撞擊作用下，鎖鉤與吊環(huán)之間的作用力峰值達到了300 kN以上，超出吊環(huán)的極限載荷，使得吊環(huán)瞬間斷裂.

圖12 碰撞對鎖鉤吊環(huán)間作用力的影響

仿真結果表明，在特定的沖擊位置和方向以及吊環(huán)兩側艙口蓋作用力臂相差過大的情況下，艙口蓋沖擊鎖鉤會使吊環(huán)與鎖鉤間的作用力陡增，這是導致吊環(huán)斷裂的主要因素.

3.2 艙口蓋與平臺間的沖擊響應

對簡易艙口蓋以不同傾角、不同速度、不同位置撞擊簡易平臺進行仿真模擬，得到艙口蓋與簡易平臺的應變以及兩者間的作用力.以中心為原點，長寬為X、Y軸方向建立坐標系，如圖13.

圖13 沖擊仿真模型

艙口蓋因吊環(huán)斷裂而跌落時，會以較大的速度撞擊平臺.考慮實際吊裝時艙口蓋的跌落高度，以速度5 m/s、傾角30°、坐標(0,0)為撞擊點作為基本參考，分析速度、角度、位置對沖擊的影響.

圖14為不同艙口蓋傾角α下的沖擊力仿真結果.隨著傾角增大，作用力峰值快速上升，沖擊時間減??；傾角從60°到75°，作用力峰值增加近2倍，使艙口蓋撞擊處出現(xiàn)較大的應變，達到19%以上，如圖15.

圖14 不同傾角下的沖擊力

圖15 傾角75°的等效應變

圖16為艙口蓋速度對沖擊的影響，隨著速度的增大，作用力峰值迅速出現(xiàn)，并與速度v呈線性關系；作用力的變化趨勢保持不變，都為增減再增減的歷程.速度為10 m/s時，艙口蓋最大應變達到33.92%，見圖17.

圖16 不同速度下的沖擊力

圖17 速度10 m/s的等效應變

隨著艙口蓋撞擊處向邊界靠近，沖擊力峰值先減小后增大，沖擊時間先增大后減?。蛔饔昧厔葑兓黠@，低谷區(qū)逐漸消失，沖擊力更快達到峰值，具體的作用力變化和對比見圖18、19.

圖18 沿X軸不同位置的沖擊力

圖19 沿X、Y方向不同位置的沖擊力

4 結論

(1) 吊環(huán)的荷載極限隨應變率的增大而增大；吊環(huán)的斷裂位置通常在其底部，但鎖鉤寬度過小，如10 mm時，吊環(huán)在頂部發(fā)生斷裂并且極限載荷降為約90 000 N.

(2) 艙口蓋吊裝過程中一側吊環(huán)脫落時，艙口蓋對另一側吊環(huán)造成沖擊載荷與吊鏈長度有關，吊鏈較短時沖擊力結果較大；艙口蓋與鎖鉤相互作用的位置和方向是影響吊環(huán)斷裂的主要因素，因此適配吊環(huán)的鎖鉤能夠有效避免該情形下的吊環(huán)斷裂.

(3) 艙口蓋跌落時與平臺的沖擊力峰值隨其速度和傾角的增大而增大，同時受到撞擊位置的影響.