FPSO典型艙段極限強(qiáng)度

谷家揚(yáng)，馮湖川，渠基順，李成軍，李 榮，萬家平

(1.江蘇科技大學(xué) a.海洋裝備研究院；b.船舶與海洋工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003；2.中國船舶及海洋工程研究院，上海 200011；3.南通中遠(yuǎn)海運(yùn)船務(wù)工程有限公司，江蘇 南通 226001)

0 引 言

浮式生產(chǎn)儲卸油裝置(Floating Production Storage and Offloading，F(xiàn)PSO)作為海上油氣開發(fā)的主力裝備一直是國際海洋工程界的研究熱點(diǎn)。以荷蘭SBM Offshore公司為代表開發(fā)的通用型FPSO可在通用主結(jié)構(gòu)上適配各種接口以滿足更廣泛海域的要求，批量生產(chǎn)主船體可縮短建造周期以提高經(jīng)濟(jì)性。因此，有必要對FPSO主船體的艙段結(jié)構(gòu)進(jìn)行極限強(qiáng)度分析以確定其承載能力與設(shè)計冗余度。

彭大煒等[1]歸納分析弧長法、阻尼因子法與準(zhǔn)靜態(tài)法在求解結(jié)構(gòu)極限承載力中的計算特點(diǎn)與求解思路，通過結(jié)果對比驗證準(zhǔn)靜態(tài)法在計算較大模型時具有較大優(yōu)勢。張水林[2]采用載荷/結(jié)構(gòu)響應(yīng)一體化分析系統(tǒng)研究某阿芙拉型遠(yuǎn)洋油船在規(guī)則波中不同浪向角作用下的船體梁極限強(qiáng)度，計算得到的極限強(qiáng)度較船體方法得到的極限強(qiáng)度偏小。林瞳等[3]采用Abaqus準(zhǔn)靜態(tài)分析法對縱剪和縱扭聯(lián)合作用下的半潛平臺進(jìn)行研究，詳細(xì)探討加載點(diǎn)位置、網(wǎng)格尺寸和不同縱剪縱扭載荷比對計算結(jié)果的影響。王崇磊[4]、昝森[5]、袁夢等[6]研究超大型集裝箱船在三向載荷聯(lián)合作用下的極限強(qiáng)度及其相互影響模式，并提出表征集裝箱船三維極限強(qiáng)度安全區(qū)域的公式。王醍等[7]利用非線性有限元法分別計算基于單跨梁與艙段模型的船體梁極限強(qiáng)度，并探討上層建筑對極限承載力的影響。石寶雨[8]利用Smith簡化計算法和非線性有限元法對破損船體的剩余極限強(qiáng)度進(jìn)行計算分析，發(fā)現(xiàn)船舶破損后的不同浮態(tài)對極限承載能力有較大影響。

LEE等[9]參考船舶實際結(jié)構(gòu)建立非等厚加筋板模型，采用有限元分析法與迭代增量法對模型極限抗壓強(qiáng)度進(jìn)行分析，為計算變厚度板的極限抗壓強(qiáng)度的結(jié)構(gòu)建模提供指導(dǎo)。TANAKA等[10]采用一系列薄壁梁單元對船體梁模型進(jìn)行簡化并采用Smith法計算截面在彎扭組合作用下的極限抗彎強(qiáng)度，將該簡化方法應(yīng)用于組合荷載作用下的縮尺模型連續(xù)破壞試驗，對比試驗和有限元結(jié)果，討論簡化方法的有效性。LEE等[11]研究3種不同尺寸集裝箱船船體結(jié)構(gòu)在垂向彎曲及扭轉(zhuǎn)組合作用下的極限強(qiáng)度，采用ALPS/HULL3D程序計算船體結(jié)構(gòu)的漸進(jìn)崩潰行為，在此基礎(chǔ)上給出船體梁極限強(qiáng)度與垂向彎矩和扭矩的關(guān)系。LIU等[12]采用LS-DYNA求解器對某集裝箱船船體結(jié)構(gòu)在單調(diào)和中拱中垂循環(huán)彎矩作用下的極限強(qiáng)度進(jìn)行計算與對比，發(fā)現(xiàn)在循環(huán)荷載作用下由于塑性應(yīng)變累積和塑性破壞交替發(fā)生，船體梁極限強(qiáng)度較單調(diào)彎矩作用時偏弱。

本文結(jié)合研究對象作業(yè)海域的波浪載荷情況，應(yīng)用Abaqus準(zhǔn)靜態(tài)非線性有限元法研究艙段結(jié)構(gòu)在垂向載荷與水平載荷聯(lián)合作用下的極限強(qiáng)度及結(jié)構(gòu)破壞失效模式。對比不同的彎矩轉(zhuǎn)角曲線以確定適用于本模型的載荷加載速率，由整船波浪直接計算得到的彎矩傳遞函數(shù)比值確定聯(lián)合載荷工況下中垂與水平載荷加載比例關(guān)系，比以往采用一系列載荷比例的計算方式更進(jìn)一步。

1 FPSO艙段模型介紹

以荷蘭SBM公司設(shè)計的深水通用FPSO為研究對象，該FPSO能滿足墨西哥灣、巴西、西非等多個作業(yè)海域的工作要求，主尺度如表1所示。

表1 FPSO主尺度 m

結(jié)合各船級社規(guī)范對極限強(qiáng)度校核模型范圍的要求且考慮到本FPSO的實際結(jié)構(gòu)形式，建立1/2+1+1+1/2肋距(三檔強(qiáng)框)有限元模型，如圖1所示。按照相關(guān)規(guī)范要求，模型采用的網(wǎng)格尺寸為1/6縱骨間距。FPSO貨艙區(qū)域縱向骨材皆由尺寸較大的T形板組成。為更真實地模擬貨艙區(qū)域在極限狀態(tài)下的受力情況，T形板腹板及尺寸較大的扁鋼采用4節(jié)點(diǎn)或3節(jié)點(diǎn)殼單元模擬，T形板面板及尺寸較小的加強(qiáng)筋采用梁單元模擬。一般而言，船體梁的極限強(qiáng)度由縱向結(jié)構(gòu)決定，橫向構(gòu)件并不直接承載外力，但由文獻(xiàn)[13]可知橫向構(gòu)件會參與模型彎矩轉(zhuǎn)角曲線的卸載段，且橫向構(gòu)件的缺失可能會導(dǎo)致縱向構(gòu)件提前出現(xiàn)屈曲失效。為保證計算結(jié)果與實際情況更接近，所建立的3檔強(qiáng)框模型包括強(qiáng)框架等橫向結(jié)構(gòu)。

圖1 FPSO艙段3檔強(qiáng)框有限元模型

初始缺陷及焊接殘余應(yīng)力對極限強(qiáng)度有一定的影響，但變形量大小的確定及加載方式較復(fù)雜，為重點(diǎn)關(guān)注結(jié)構(gòu)在聯(lián)合載荷下的極限強(qiáng)度響應(yīng)，暫不考慮初始缺陷的影響。FPSO貨艙區(qū)域結(jié)構(gòu)由AH36、AH32、Q235等3種不同鋼材組成，在計算時一般將材料假定為理想彈塑性，主要材料參數(shù)如表2所示。

表2 模型材料主要參數(shù)

2 艙段結(jié)構(gòu)在垂向載荷下的極限強(qiáng)度

2.1 加載速率對計算結(jié)果的影響

Abaqus/Explicit顯式動力學(xué)分析需要準(zhǔn)確追蹤結(jié)構(gòu)在短時間作用載荷下的應(yīng)力響應(yīng)，不同的載荷加載速率會導(dǎo)致結(jié)構(gòu)響應(yīng)的差異。因此，有必要對模型的加載速率進(jìn)行探討，選取模型轉(zhuǎn)角加載速率分別為0.001 0 rad/s、0.002 0 rad/s和0.000 5 rad/s。以中垂計算工況為例，不同轉(zhuǎn)角加載速率下彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系如圖2和表3所示。

圖2 轉(zhuǎn)角加載速率對中垂計算結(jié)果的影響

表3 不同轉(zhuǎn)角加載速率下極限彎矩與轉(zhuǎn)角對比

由圖2和表3可知，3種轉(zhuǎn)角加載速率下的極限彎矩相差并不大，誤差都在2%以內(nèi)，在轉(zhuǎn)角加載速率為0.000 5 rad/s下捕捉到的極限彎矩最小。當(dāng)轉(zhuǎn)角加載速率為0.002 0 rad/s時，雖然極限彎矩相差不大，但在到達(dá)極限狀態(tài)前出現(xiàn)2段斜率不同的曲線，不符合材料的線性特點(diǎn)。轉(zhuǎn)角加載速率為0.001 0 rad/s與0.000 5 rad/s的計算區(qū)別主要體現(xiàn)在載荷曲線的卸載階段。在此階段艙段更多發(fā)生的是非縱向構(gòu)件的變形等破壞，較慢加載速率對應(yīng)的曲線走勢變化較大，可進(jìn)一步確定載荷卸載階段的外力傳遞路徑。且由于0.000 5 rad/s加載速率較慢，在線性變化階段即結(jié)構(gòu)達(dá)到極限彎矩前的數(shù)據(jù)更豐富，便于對結(jié)構(gòu)開展后續(xù)分析。因此，最終選取的加載速率以0.000 5 rad/s為準(zhǔn)。

2.2 垂向載荷作用下艙段結(jié)構(gòu)極限強(qiáng)度

在中拱與中垂載荷作用下，艙段結(jié)構(gòu)對極限強(qiáng)度的承載表現(xiàn)出不同的特點(diǎn)，對應(yīng)的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線如圖3所示。

圖3 中拱中垂載荷彎矩-轉(zhuǎn)角曲線

在載荷加載初始階段，曲線表現(xiàn)出非線性即剛度不一致的現(xiàn)象，這是由于模型采用3種不同屈服強(qiáng)度的鋼材，結(jié)構(gòu)處于初步確定傳導(dǎo)路徑的階段。在后續(xù)的加載時刻曲線基本保持線性變化的特點(diǎn)。

中拱和中垂對應(yīng)的極限彎矩分別為3.756×1013N·mm和3.525×1013N·mm，滿足一般船型的極限強(qiáng)度規(guī)律即中拱極限承載能力強(qiáng)于中垂工況。極限狀態(tài)時的結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布如圖4所示。在極限時刻受到壓縮載荷的甲板與船底板中部發(fā)生明顯的屈曲破壞且破壞區(qū)域貫穿整個船寬方向。在中拱極限時，整個舭部與甲板結(jié)構(gòu)達(dá)到材料應(yīng)力屈服點(diǎn)，但由AH36鋼材構(gòu)成的舷側(cè)外板結(jié)構(gòu)應(yīng)力遠(yuǎn)未達(dá)到材料屈服應(yīng)力。中垂極限彎矩發(fā)生時的破壞形式稍有不同，由彎矩-轉(zhuǎn)角曲線可知極限承載力經(jīng)歷了先下降后上升至極值的階段。對比極限彎矩前一時刻，此時甲板中部雖發(fā)生大面積破壞但并未左右貫穿，舷側(cè)外板起到類似于甲板縱骨的作用且支撐效果更好，有效阻止了屈曲破壞的傳導(dǎo)，但其自身結(jié)構(gòu)在一定區(qū)域內(nèi)也達(dá)到屈服極限。在中垂彎矩達(dá)到極值時，不僅整個甲板中部發(fā)生屈曲失效而且失效區(qū)域沿縱艙壁與內(nèi)殼板向型深方向傳導(dǎo)，內(nèi)殼板破壞范圍更大，向下延展至第3層平臺板，舷側(cè)外板的破壞區(qū)域也較前一時刻更大。

圖4 中拱中垂極限彎矩時結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布云圖

3 艙段結(jié)構(gòu)在聯(lián)合載荷下的極限強(qiáng)度

3.1 聯(lián)合載荷加載速率比例確定

目標(biāo)FPSO主要承受垂向彎矩載荷，F(xiàn)PSO轉(zhuǎn)塔系統(tǒng)產(chǎn)生的風(fēng)標(biāo)效應(yīng)會降低結(jié)構(gòu)受到水平彎矩作用的概率與角度，但在一定海況下仍存在水平彎矩與垂向彎矩聯(lián)合作用于船體結(jié)構(gòu)的情況。結(jié)合FPSO適用作業(yè)海域的海況，假定水平彎矩與船首夾角最大值為30°。為進(jìn)行聯(lián)合彎矩下極限強(qiáng)度研究，需要先確立模型在2個方向上的轉(zhuǎn)角加載速率。采用FPSO整船在30°斜浪下的垂向與水平方向彎矩幅值響應(yīng)算子(Response Amplitude Operator,RAO)比值作為加載速率之間的比例關(guān)系，計算得到的結(jié)果如圖5和圖6所示，圖5和圖6中站位與FPSO沿船長方向位置的關(guān)系如表4所示。

圖5 30°艏斜浪下垂向波浪彎矩RAO值

圖6 30°艏斜浪下水平波浪彎矩RAO值

表4 站位沿船長方向位置關(guān)系

由圖5和圖6可知，在30°艏斜浪時，垂向波浪彎矩RAO為10.540×105N·mm，水平方向波浪彎矩RAO為0.672×105N·mm。由于此時波浪載荷預(yù)報為同一波高，可直接將兩者RAO比值作為30°艏斜浪下船體受到的垂向波浪彎矩與水平波浪彎矩之比，約1.5∶1.0。計入靜水垂向彎矩后的垂向彎矩與水平彎矩比值約3∶1。因此，模型最后確立的垂向彎矩與水平彎矩轉(zhuǎn)角加載速率為3∶1，具體加載速率比為0.001 2 rad/s∶0.000 4 rad/s。

3.2 聯(lián)合載荷極限強(qiáng)度

在計算時長為3 s時得到的模型在中垂/中拱與水平聯(lián)合載荷作用下的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線如圖7和圖8所示。在2種計算工況下水平極限彎矩均比垂向極限彎矩提前出現(xiàn)，在中垂聯(lián)合工況下兩者出現(xiàn)時刻間隔較大(分別為1.05 s和1.80 s)，在中拱聯(lián)合工況下兩者出現(xiàn)時刻接近(分別為1.05 s和1.50 s)，這是由舷側(cè)外板與甲板/船底板相比較小的縱向面積導(dǎo)致水平承載力較弱所決定的。中垂聯(lián)合工況的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線在卸載階段變化幅度較中拱聯(lián)合工況小，這說明FPSO甲板與船底板對聯(lián)合載荷的承載方式有較大不同。

圖7 中垂聯(lián)合載荷彎矩-轉(zhuǎn)角曲線

圖8 中拱聯(lián)合載荷彎矩-轉(zhuǎn)角曲線

艙段結(jié)構(gòu)在各方向上達(dá)到極限彎矩時的相應(yīng)應(yīng)力云圖如圖9～圖11所示，在水平彎矩與垂向彎矩聯(lián)合作用下整個模型的應(yīng)力分布呈現(xiàn)反對稱的受力特點(diǎn)，即在中垂聯(lián)合彎矩作用下左上區(qū)域受壓、右下角受拉，在中拱聯(lián)合彎矩作用下結(jié)構(gòu)右上側(cè)受拉、左下角受壓。在中垂聯(lián)合工況下，水平彎矩先達(dá)到極值并使左舷側(cè)外板失去水平承載能力，此時左舷側(cè)受壓發(fā)生貫穿式屈曲破壞且屈曲變形區(qū)域向甲板大面積延伸但未連通左右兩舷。當(dāng)甲板結(jié)構(gòu)屈曲破壞區(qū)域左右貫通時，垂向極限彎矩也隨之出現(xiàn)。此時水平載荷也在繼續(xù)增加，由于舷側(cè)外板失去抵抗能力，載荷傳遞至附近的平臺板與內(nèi)舷側(cè)板并使其發(fā)生局部屈曲變形。在中拱聯(lián)合彎矩作用下由于舭部結(jié)構(gòu)的存在較好地承載了聯(lián)合載荷，在水平極限彎矩發(fā)生時舷側(cè)并未發(fā)生屈曲破壞，僅左舷外板與舭列板連接區(qū)域部分網(wǎng)格達(dá)到材料屈服極限。隨著轉(zhuǎn)角的增加及前期的應(yīng)力累積，船底板與左舷外板結(jié)構(gòu)發(fā)生從連接處向右向上擴(kuò)展的屈曲破壞，但在達(dá)到垂向極限彎矩時船底板與舷側(cè)板屈曲失效區(qū)域并未兩邊貫通。

圖9 中垂聯(lián)合工況水平極限彎矩時應(yīng)力分布云圖

圖10 中拱聯(lián)合工況水平極限彎矩時應(yīng)力分布云圖

圖11 中垂中拱極限彎矩時應(yīng)力分布云圖

將聯(lián)合工況與單一方向上的極限彎矩進(jìn)行對比，統(tǒng)計結(jié)果如表5所示。在單一載荷作用下FPSO艙段結(jié)構(gòu)表現(xiàn)出一般船舶的規(guī)律即中拱工況極限強(qiáng)度大于中垂工況，且由于較大的型寬及舷側(cè)結(jié)構(gòu)采用AH36高強(qiáng)鋼，水平極限彎矩明顯強(qiáng)于垂向極限彎矩。在聯(lián)合載荷作用下，由于引入另一方向上的變量，載荷均有所下降，其中：在聯(lián)合工況下中拱和中垂彎矩較對應(yīng)單向載荷時分別下降8.88%和19.52%，可見水平載荷的存在對中拱極限承載力的影響更大；在聯(lián)合工況下中垂與中拱水平彎矩降幅接近，分別為52.57%和49.06%。

表5 聯(lián)合工況與純彎或水平彎矩結(jié)果對比 1013 N·mm

4 結(jié) 論

采用Abaqus準(zhǔn)靜態(tài)分析法對FPSO艙段結(jié)構(gòu)3檔強(qiáng)框模型進(jìn)行非線性有限元分析，確定適用于本模型的轉(zhuǎn)角加載速率及聯(lián)合載荷作用時的速率比，得到模型在中拱、中垂和30°艏斜浪時水平彎矩與垂向彎矩聯(lián)合載荷作用下的極限強(qiáng)度以及對應(yīng)工況的破壞模式與載荷承載方式，得出以下結(jié)論：

(1)FPSO貨艙段結(jié)構(gòu)中和軸靠近基線，造成船底板的剖面模數(shù)大于甲板，艙段結(jié)構(gòu)在僅受垂向載荷作用時中拱極限彎矩大于中垂極限彎矩，即船底板抵抗垂向載荷的能力強(qiáng)于甲板結(jié)構(gòu)。

(2)在聯(lián)合載荷作用下水平彎矩的存在使本通用型FPSO艙段結(jié)構(gòu)垂向極限彎矩減小，對中拱極限彎矩影響更甚，使聯(lián)合載荷作用下的中拱極限彎矩弱于中垂極限彎矩。

(3)中拱聯(lián)合載荷下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)情況比中垂聯(lián)合載荷好，舭部結(jié)構(gòu)有效起到了聯(lián)合載荷的承載與傳遞功能，表現(xiàn)為水平載荷承載能力達(dá)極限時舷側(cè)結(jié)構(gòu)未發(fā)生屈曲破壞，且中拱極限彎矩發(fā)生時船底板和舷側(cè)板屈曲失效區(qū)域并未貫通板架整體結(jié)構(gòu)。