高溫對海洋工程結構設計的影響

喬曉國，楊 秘，劉 波，黃永鋒，董寶輝，胡海峰

(1.海洋石油工程股份有限公司 設計院，天津 300451；2.中海石油(中國)有限公司 曹妃甸作業(yè)公司，天津 300461)

0 引 言

在海洋工程結構設計過程中考慮的載荷主要是自重、靜水壓力、風浪流載荷、地震載荷、設備工作載荷等。大部分海洋工程結構的環(huán)境溫度介于-20～45 ℃，在這個范圍內溫度對結構設計的影響不明顯。在結構設計規(guī)范中涉及溫度的內容主要包括：低溫會削弱鋼材沖擊韌性，低溫區(qū)域的結構需要選用較高等級的鋼材(如D/DH、E/EH、F/FH等)；高溫會削弱鋼材力學性能(包括屈服強度和彈性模量)，在對結構強度進行分析時需對高溫區(qū)域鋼材的屈服強度和彈性模量進行折減。在某些受熱不均勻的結構(如管道、高溫液艙的邊界)處會產生熱應力，正確考慮熱應力的影響可優(yōu)化結構設計并避免結構因強度不足而失效。另外，海洋工程鋼結構的某些防腐涂層在高溫下加速老化，隨著結構變形逐漸出現裂紋，且高溫還會使某些犧牲陽極失效，從而加速結構鋼材的腐蝕。因此，在海洋工程結構物設計過程中高溫的影響不能忽略。

1 高溫對鋼材力學性能的削弱

常用海洋工程結構鋼材在常溫下的彈性模量為206 GPa，屈服強度介于235～420 MPa，隨著溫度升高鋼材的屈服強度和彈性模量均會逐漸降低。常用海洋工程設計規(guī)范對鋼材屈服點和彈性模量隨溫度升高的折減有著不同的規(guī)定。

美國石油協(xié)會(API)的相關規(guī)范[1]指出，對于在經歷高溫環(huán)境后不允許有殘余應變的結構，屈服點和彈性模量在100～600 ℃采用相同的折減趨勢。美國鋼結構協(xié)會(AISC)的相關規(guī)范[2]規(guī)定在20～1 204 ℃鋼材彈性模量、比例極限和屈服點有不同的折減系數。挪威船級社(DNV)的相關規(guī)范[3]要求鋼材溫度超過80 ℃后，溫度每升高50 ℃鋼材屈服點下降20 MPa，但未要求對鋼材彈性模量進行折減。法國船級社(BV)的相關規(guī)范[4]給出鋼材在90～300 ℃屈服點和彈性模量的折減系數。圖1為上述規(guī)范的各力學性能折減趨勢。

圖1 各規(guī)范鋼材力學性能隨溫度折減趨勢

在AISC規(guī)范中鋼材屈服點在400 ℃左右開始折減，其他規(guī)范開始折減的最低溫度都在80～100 ℃。除AISC規(guī)范的屈服點折減系數以外，其他規(guī)范和參數的折減系數分布相對集中。AISC規(guī)范給出的鋼材屈服點折減方式與其他規(guī)范相比略不安全。美國船級社(ABS)沒有關于鋼材力學性能隨溫度升高需要折減的規(guī)定，因此一般入級ABS的海洋工程結構都采用API相關規(guī)范對鋼材屈服強度和彈性模量進行折減。在海洋工程結構中需要考慮高溫對鋼材力學性能削弱的情況包括：在正常作業(yè)狀態(tài)下暴露在火焰熱輻射場中的鉆井平臺或生產平臺的火炬臂結構；處于火災和可燃氣體爆炸導致的高溫區(qū)域內的鋼結構。

2 高溫對管道及其支撐結構設計的影響

在FPSO甲板上會有貫穿艏艉的管道。管道內部的流體密度、速度、溫度、壓力和船體運動的加速度產生的載荷都通過管支架傳遞到船體結構上。其中由高溫流體在管道內部產生的熱應力對管道及其支撐結構的設計尤其重要。管道應力分析和結構有限元分析通常使用不同的軟件。在進行管道應力分析時約束點被假設為剛性，由此計算得到的反力施加到結構有限元分析軟件中用于管支架結構設計。

以2個軸向約束點間距為20 m、直徑為300 mm、壁厚為12.7 mm的鋼制管道為例，當內部流體溫度增高40 ℃時，管道內部的熱應力達100.8 MPa，2個約束點的軸向反力達1 155 kN。

考慮到管支架和船體結構都是彈性的，管支架處的彈性變形可以釋放一部分管道熱應變，管道的熱應力、管道內力、管支架反力都會因此降低。

假設管支架軸向約束剛度為k、管道截面積為A、管道流體溫差為T、管支架軸向約束間距為L，則管道熱應力σ及由此產生的軸向力F(軸向約束點反力)分別為

(1)

(2)

式(1)和式(2)中：μ為鋼材的線膨脹率，取0.012‰/℃；E為鋼材彈性模量。

用式(1)和式(2)計算該算例，管道內部的熱應力及其導致的軸向力與管支架軸向約束剛度的關系如圖2所示。由圖2可知，管道軸向約束完全剛性的假設對于輸送高溫流體的管道本身、管支架、船體局部結構的設計都過于保守，正確評估管支架結構剛度可優(yōu)化管道本身及管支架結構的設計。

圖2 管道熱應力、軸向力與軸向約束剛度的關系

以立柱加斜撐形式的管支架作為管道軸向支撐，以1 155 kN軸向力為初始輸入，分別用4種不同規(guī)格型鋼設計管支架(見圖3)。管支架UC值從3.27遞減至0.82(見表1)，即需采用H400型鋼建造管支架才能滿足設計要求。讀取管支架頂端軸向變形，得出管支架頂端軸向剛度，進而根據式(1)計算得到管支架軸向力，采用考慮管支架剛度的軸向力校核管支架強度，校核后的UC值顯著下降，采用H250型鋼建造的管支架也可滿足要求。同時管道自身承受的熱應力也顯著下降，管道壁厚可適當降低，管支架下方的船體結構加強也可優(yōu)化。

圖3 不同規(guī)格型鋼管支架

表1 管支架強度校核結果

FPSO主甲板上管廊內的管道排布密集，根據管支架剛度調整管道應力計算，可減輕管道和管支架結構重量，減少管支架結構占用空間。但是考慮到管支架還須承載管道自身和內部流體的慣性力，管支架的剛度不能太弱。

3 高溫對船體結構設計的影響

FPSO船體橫艙壁的主要作用是分艙、抵抗船體梁的扭轉變形等，承擔的主要載荷為兩側液艙的面外壓力、四周結構(甲板、外板、底板)傳遞過來的面內載荷。橫艙壁基本使用普通鋼材(屈服強度為235 MPa)建造。橫艙壁結構因強度不足而需要加強的實例較少出現，然而位于渤海的某FPSO污油水艙橫艙壁中間出現大范圍骨材翼緣發(fā)生側向變形的現象。

根據FPSO結構圖紙使用GeniE軟件建立有限元模型，根據裝載手冊設置液艙裝載、壓載并設置吃水等載荷，結合國際船級社協(xié)會(IACS)相關規(guī)范[5]對該橫艙壁結構進行分析。分析結果顯示骨材發(fā)生變形的區(qū)域與所有載況下板架面外變形最大的區(qū)域及板架穩(wěn)定性校核UC值最大的區(qū)域重合。板架穩(wěn)定性校核最大UC值為0.61，低于許用值(0.80)，說明橫艙壁強度和穩(wěn)定性都足夠。該板格應力結果如下：垂向應力為25.0 MPa；橫向應力為34.6 MPa；面內剪應力為13.7 MPa；面外壓力為83.0 kPa。該骨材翼緣的最大壓應力僅25.0 MPa，遠低于翼緣自身的側向歐拉強度(196.0 MPa)，翼緣不會發(fā)生側向失穩(wěn)變形。上述結果表明橫艙壁結構在所有載況下的強度和穩(wěn)定性足夠，不應該發(fā)生大范圍翼緣側向變形。

在查閱FPSO操作手冊時發(fā)現船體內各液艙都有不同的加熱/保溫溫度。為評估高溫在橫艙壁內產生的熱應力，使用ANSYS軟件建立橫艙壁模型，根據周邊艙室設計溫度將甲板、外板和底板溫度設置為0 ℃，污油水艙溫度設置為90 ℃，船中設置對稱邊界。計算得到橫艙壁結構的溫度場分布如圖4所示。

圖4 橫艙壁溫度場

根據此溫度場分布計算橫艙壁結構內部的熱應力，查詢骨材變形區(qū)域的熱應力結果：橫向應力為25.8 MPa；垂向應力為6.7 MPa。將熱應力結果與原載況的應力進行疊加，將橫向應力修正為為60.4 MPa、垂向應力修正為31.7 MPa。將這些應力作為板架穩(wěn)定性校核的載荷輸入，則板格的穩(wěn)定性校核UC值達1.12，說明在考慮熱應力的情況下橫艙壁會發(fā)生橫向失穩(wěn)。根據IACS規(guī)范核算橫艙壁失穩(wěn)的臨界橫向壓應力約53.9 MPa。

使用USFOS軟件模擬這部分板架結構，計算考慮非線性的板架變形。第一個載荷步在側面施加83.0 kPa面壓，第二個載荷步在橫向施加線載荷。當第二個載荷步加載至橫向應力約61.0 MPa時，橫艙壁結構突現如圖5(正視圖和俯視圖)所示的變形，在下一個載荷子步板架的橫向剛度大幅度降低，可認為此時板架發(fā)生失穩(wěn)，失穩(wěn)時的臨界橫向應力約61.0 MPa。在失穩(wěn)前板架骨材翼緣板側向變形趨勢與現場觀測結果一致。

圖5 板架臨界失穩(wěn)的變形趨勢

根據ABS相關規(guī)范[6]計算得到該板格橫向臨界失穩(wěn)應力為59.3 MPa，根據共同結構規(guī)范計算的臨界應力為53.9 MPa，根據USFOS有限元法計算的臨界應力為61.0 MPa，3種方法計算的臨界應力結果基本上可相互印證?？烧J為貨油艙的高溫使橫艙壁內部產生橫向熱應力，導致橫艙壁結構的橫向應力超過失穩(wěn)臨界值，進而使板架橫向失穩(wěn)，導致骨材發(fā)生側向變形。

據此分析結果，針對橫艙壁的加強方案為在變形區(qū)域的板架中間加2道水平骨材，板架的橫向臨界應力提高至83.9 MPa，穩(wěn)定性校核UC值降至0.72，低于許用值(0.80)，橫艙壁強度滿足要求。

在FPSO的船體內部，貨油艙、污油水艙等艙室在作業(yè)過程中會出現60～90 ℃的高溫，而壓載艙的海水或者舷外環(huán)境溫度一般不超過25 ℃。橫艙壁受熱膨脹會受到外圍結構(如甲板、外板、壓載艙內橫框架)的限制，從而在橫艙壁結構中產生沿水平方向的受壓熱應力。一般FPSO的橫艙壁骨材都采用垂向布置，其橫向結構穩(wěn)定性較弱，在整個橫艙壁板架的中部區(qū)域適當增加一些水平骨材可提高橫艙壁板架的橫向穩(wěn)定性，降低結構失穩(wěn)的風險。

4 高溫對鋼材防腐措施效果的削弱

第3節(jié)提到的FPSO已服役15 a，在污油水艙與相鄰壓載水艙之間的縱艙壁上出現滲漏點?，F場調研發(fā)現：污油水艙內部涂裝完好，鋼材無明顯腐蝕痕跡，但其與壓載水艙之間的縱艙壁上有若干滲漏點；壓載水艙內的舷側外板上涂裝基本完好，鋼材無明顯腐蝕痕跡；出現泄漏點的縱艙壁在壓載水艙一側腐蝕嚴重，甚至出現骨材根部銹穿的情況，分段縫附近鋼板腐蝕深度超過板厚的30%以上且已連成片；污油水艙和壓載艙內部均設置鋅陽極，但這些鋅陽極基本上沒有被消耗。

污油水艙的防腐涂層采用船用純環(huán)氧涂料，壓載水艙的的防腐涂層為環(huán)氧耐磨涂料AC。船用純環(huán)氧涂料在污油水艙長時間高溫作用下狀態(tài)良好，無鋼材裸露的情況出現；壓載水艙內舷側外板一側的環(huán)氧耐磨涂料AC不受污油水艙高溫影響，狀態(tài)良好，無鋼材裸露的情況出現；縱艙壁在壓載水艙一側的環(huán)氧耐磨涂料AC因縱艙壁的高溫作用而出現鼓包、開裂等情況導致鋼材裸露。可以推斷環(huán)氧耐磨涂料AC并不適合在溫度較高的區(qū)域使用，縱艙壁在壓載水艙一側也應使用船用純環(huán)氧涂料。

鋅陽極被廣泛用于船舶和海洋工程結構的防腐設計，其使用溫度不應高于49 ℃，否則會發(fā)生極性逆轉現象。在該FPSO的污油水艙內及腐蝕嚴重的縱艙壁上的鋅陽極在15 a內幾乎沒有消耗，而裸露的鋼材發(fā)生嚴重腐蝕，也印證此現象。

鋁陽極也是一種海洋工程常用的犧牲陽極，當溫度高于49 ℃時不會發(fā)生類似鋅陽極的極性逆轉。在高溫艙室中使用鋁陽極代替鋅陽極可更有效地保護船體鋼結構，但鋁陽極會導致艙內海水酸化，加速陽極消耗，因此在高溫艙室的鋁陽極設計階段須確保其滿足設計壽命，在年檢時也須詳細記錄陽極消耗情況。

該縱艙壁的修理方案為換掉腐蝕嚴重的板材和骨材，在壓載艙內的縱艙壁上和靠近縱艙壁的橫框架部分的涂層改用耐高溫防腐涂料，將污油水艙和壓載艙的犧牲陽極更換為鋁陽極，并提高年檢頻率。

5 結 語

在海洋工程結構物設計規(guī)范中，有關溫度對結構設計影響的條款較少，局部區(qū)域的高溫對結構設計的影響易被忽略，可能對結構設計產生不利影響。歸納各海洋工程設計規(guī)范中關于高溫削弱鋼材力學性能的規(guī)定；介紹高溫管道及其支撐結構優(yōu)化設計方法；分析FPSO高溫艙室對其橫艙壁結構穩(wěn)定性的影響，認為熱應力對高溫艙室周邊結構設計的影響不可忽略；介紹高溫對FPSO液艙內部鋼材防腐涂層和陰極保護等防腐效果的削弱。研究內容為其他涉及高溫狀態(tài)的海洋工程結構設計提供參考。