沈中祥, 徐成悅, 張充霖, 袁平平, 尹 群

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

海洋石油平臺(tái)艙口蓋在吊裝過程中引起的事故不僅會(huì)引起艙口蓋和平臺(tái)損壞，產(chǎn)生經(jīng)濟(jì)損失，還會(huì)對(duì)平臺(tái)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(xué)問題顯得非常重要.

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

文中針對(duì)海洋石油平臺(tái)艙口蓋吊裝結(jié)構(gòu)，應(yīng)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(cè)吊環(huán)脫落時(shí)另一側(cè)吊環(huán)受到的沖擊力以及艙口蓋與平臺(tái)間的沖擊響應(yīng)，并對(duì)沖擊側(cè)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(jié)構(gòu)見圖1，仿真所需的部件包括艙口蓋、吊鏈、吊環(huán)、鎖鉤、簡(jiǎn)易平臺(tái)5個(gè)部分.由于艙口蓋和吊鏈結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，且對(duì)吊裝整體影響較小，因此在建模時(shí)進(jìn)行了必要的簡(jiǎn)化.對(duì)于艙口蓋，忽略倒角、連接孔、不規(guī)則平面等特征；對(duì)于吊鏈結(jié)構(gòu)，分成幾節(jié)予以整合.簡(jiǎn)化后的艙口蓋、吊鏈以及簡(jiǎn)易平臺(tái)選擇在LS PREPOST中直接進(jìn)行建模.

圖1 艙口蓋吊裝結(jié)構(gòu)

對(duì)于吊環(huán)結(jié)構(gòu)，根據(jù)尺寸參數(shù)，利用SOLIDWORKS軟件，建立幾何模型；對(duì)于鎖鉤結(jié)構(gòu)，根據(jù)計(jì)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(jié)構(gòu)采用四六面體單元結(jié)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(jì)算時(shí)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(shí)，艙口蓋、吊鏈等非研究對(duì)象使用RIGID材料，主要研究對(duì)象吊環(huán)使用分段線性塑性本構(gòu)模型；研究艙口蓋的沖擊響應(yīng)時(shí)，艙口蓋和平臺(tái)使用Johnson-Cook本構(gòu)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(yīng)力分布是由剪切、拉伸、彎曲、扭轉(zhuǎn)組合而成的復(fù)雜狀態(tài)，針對(duì)某型Q235鋼吊環(huán)(圖3)，結(jié)合不同的失效準(zhǔn)則，應(yīng)用LSDYNA計(jì)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(duì)吊環(huán)極限荷載的影響

鎖鉤的寬度(作用點(diǎn)跨距)會(huì)對(duì)吊環(huán)率先發(fā)生破壞的位置及其極限載荷造成影響.當(dāng)鎖鉤寬度為10、16 mm時(shí)，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(dāng)鎖鉤寬度為22、32 mm時(shí)，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(dāng)鎖鉤寬度過小時(shí)，由于吊環(huán)頂部最先破壞，吊環(huán)斷裂時(shí)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(yīng)變率對(duì)吊環(huán)極限荷載的影響

圖9 不同應(yīng)變率下的吊環(huán)極限荷載

對(duì)比文獻(xiàn)[12]可知，計(jì)算選用的參數(shù)符合Q235鋼的材料特性，結(jié)果反應(yīng)出了應(yīng)變率對(duì)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(duì)吊環(huán)的強(qiáng)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(jié)果分析

3.1 艙口蓋對(duì)吊環(huán)的沖擊載荷

基于艙口蓋吊裝結(jié)構(gòu)分析可知，除艙口蓋受到重力作用跌落對(duì)吊環(huán)的沖擊載荷外，跌落過程中艙口蓋對(duì)鎖鉤的撞擊也會(huì)對(duì)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(duì)鎖鉤作用力方向、鎖鉤對(duì)吊環(huán)作用方向的相對(duì)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(duì)吊環(huán)所受沖擊載荷的影響，將吊環(huán)設(shè)置為剛體，模擬計(jì)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(jìn)行對(duì)比.圖11為不同吊鏈長(zhǎng)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(zhǎng)度對(duì)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(shí)一側(cè)吊環(huán)脫落，艙口蓋瞬時(shí)偏轉(zhuǎn)，另一側(cè)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(shí)達(dá)到峰值.顯然，吊鏈越短，艙口蓋跌落到最低點(diǎn)轉(zhuǎn)化的重力勢(shì)能越多；吊鏈長(zhǎng)4 m時(shí)，吊環(huán)受到的作用力最大值為66 434.8 N，但仍遠(yuǎn)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(shí)的作用力對(duì)比.在撞擊作用下，鎖鉤與吊環(huán)之間的作用力峰值達(dá)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(duì)鎖鉤吊環(huán)間作用力的影響

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

3.2 艙口蓋與平臺(tái)間的沖擊響應(yīng)

對(duì)簡(jiǎn)易艙口蓋以不同傾角、不同速度、不同位置撞擊簡(jiǎn)易平臺(tái)進(jìn)行仿真模擬，得到艙口蓋與簡(jiǎn)易平臺(tái)的應(yīng)變以及兩者間的作用力.以中心為原點(diǎn)，長(zhǎng)寬為X、Y軸方向建立坐標(biāo)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(shí)，會(huì)以較大的速度撞擊平臺(tái).考慮實(shí)際吊裝時(shí)艙口蓋的跌落高度，以速度5 m/s、傾角30°、坐標(biāo)(0,0)為撞擊點(diǎn)作為基本參考，分析速度、角度、位置對(duì)沖擊的影響.

圖14為不同艙口蓋傾角α下的沖擊力仿真結(jié)果.隨著傾角增大，作用力峰值快速上升，沖擊時(shí)間減?。粌A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(yīng)變，達(dá)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(yīng)變

圖16為艙口蓋速度對(duì)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(guān)系；作用力的變化趨勢(shì)保持不變，都為增減再增減的歷程.速度為10 m/s時(shí)，艙口蓋最大應(yīng)變達(dá)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(yīng)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(shí)間先增大后減??；作用力趨勢(shì)變化明顯，低谷區(qū)逐漸消失，沖擊力更快達(dá)到峰值，具體的作用力變化和對(duì)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(jié)論

(1) 吊環(huán)的荷載極限隨應(yīng)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(shí)，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(cè)吊環(huán)脫落時(shí)，艙口蓋對(duì)另一側(cè)吊環(huán)造成沖擊載荷與吊鏈長(zhǎng)度有關(guān)，吊鏈較短時(shí)沖擊力結(jié)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(shí)與平臺(tái)的沖擊力峰值隨其速度和傾角的增大而增大，同時(shí)受到撞擊位置的影響.