深水FPSO總縱強度分析和結構設計

徐田甜，張美榮

(1.中海石油(中國)有限公司天津分公司，天津 300459；2.海洋石油工程股份有限公司，天津 300451)

超大型浮式生產儲卸油裝置(FPSO)長期系泊作業(yè)于海洋環(huán)境，船體暴露于海水、艙內沉積水以及干濕交替環(huán)境中，受到各種腐蝕作用。FPSO從建造地到油田須遠距離拖航，F(xiàn)PSO在拖航途中須經受惡劣海洋環(huán)境的考驗，拖航自存工況通常是船體設計的控制性工況。為保證FPSO船體在全生命周期內具有足夠的總縱強度和剛度，設計需確定其可能遭遇的極限載荷，其中波浪誘導載荷是環(huán)境載荷中的關鍵載荷?；谠O計波法的FPSO總縱強度直接計算法相比于按船級社規(guī)范設計方法，可更合理地計算船體受到環(huán)境載荷，以準確得到FPSO船體構件的應力水平和分布。以某深水FPSO為例，基于設計波法預報FPSO典型工況的波浪載荷，分析船體總縱強度，優(yōu)化油艙段的結構設計，以控制主船體的結構自重。

1 FPSO概況及設計環(huán)境條件

1.1 FPSO概況

所述FPSO作業(yè)于某熱帶海域，作業(yè)處水深為1 450 m，環(huán)境條件溫和，設計環(huán)境條件見表1。

表1 FPSO作業(yè)海域設計環(huán)境條件

該海域的波浪由主涌浪、次涌浪和風生浪構成，以長周期的主涌浪為主要成分。主涌浪和次涌浪的來向角范圍(相對于真北0°方向，以下文同)分別為180°～232.5°和172.5°～232.5°。FPSO采用多點(4×4)系泊系統(tǒng)設計，船尾端(生活區(qū)所在端)對著主涌浪來向的中央位置，F(xiàn)PSO縱向與真北方向夾角為17°，以盡量減小FPSO的橫搖運動，見圖1。

圖1 FPSO多點系泊總體布置示意

FPSO入法國船級社(BV)船級，主要技術參數見表2。主船體采用簡易折角線型，為最小干舷船型。相比于超大型油船(VLCC)，F(xiàn)PSO的方形系數增大約15%，以控制船體主尺度，提高經濟性；為利于通過對貨油艙的調載來調整FPSO的在位浮態(tài)，盡量少調載壓載水，設計增加了貨油艙數量。

表2 FPSO主要技術參數

FPSO上部模塊、管廊模塊受船體總縱彎曲影響，模塊基座在甲板支墩處主要考慮船體垂向和縱向變形，主船體應具有足夠的總縱剛度。為利于上部模塊和管廊模塊結構、管道的設計，確定本FPSO總體設計要求如下。

1)船體中部任意200 m長度內的總縱彎曲最大垂向變形不允許超過±400 mm，主甲板最大縱向變形不允許超過±1 mm/m。

2)上部模塊的甲板支墩應布置在船體的縱艙壁之上。每座上部模塊采用4個甲板支墩支撐，并在模塊基座與支墩之間采用彈性基座；甲板支墩的縱向跨距不大于0.1倍的船長。

1.2 拖航工況設計環(huán)境條件

根據GL ND《海上拖航指南》要求和航線環(huán)境條件，確定遠洋拖航設計環(huán)境條件和載況，見表3。

表3 FPSO遠洋拖航設計環(huán)境條件和載況

良好海況，設計拖航航速不小于6 kn，采用水池拖曳試驗方法優(yōu)選FPSO遠洋拖帶端和吃水、縱傾參數。惡劣海況，拖船隊控制FPSO頂風、浪、流滯航。拖航自存工況，F(xiàn)PSO須在船中生產工藝處理艙和船首、尾部的壓載水艙內加載壓載水，增大FPSO吃水以改善耐波性能；確定此工況吃水應盡量保證船體最大波浪垂向彎矩不超過按BV-NR445規(guī)范(以下簡稱BV規(guī)范)公式計算值，同時兼顧最小艏吃水要求。遠洋拖航航線10年一遇最大有義波高為12 m，基本設計初定拖航自存工況時FPSO吃水為12.74 m(4%的船體水線長)。

本FPSO總體設計要求：FPSO首端定義為火炬塔或系泊單點所在端；FPSO在位工況迎向主控波浪來向的端部也應定義為首端。在確定遠洋拖帶端前，將FPSO船體兩端(尾端FR.0肋位和首端FR.330肋位)均定義為首端，開展船體結構設計。

1.3 FPSO油艙段設計概況

FPSO油艙段(Oil Tank Section)位于FR.50～FR.300肋位，長×寬為250 m × 54 m，包括貨油艙(Cargo Oil Tank)、含油污水艙(SLOP Tank)、連續(xù)沉降艙(Continuous Setting Tank)、沖洗艙(Wash Tank)和不合格貨油艙(Reject Oil tank)等生產工藝處理艙，見圖2。

圖2 FPSO船中油艙段船艙布置圖(FR.145～FR.240肋位)

根據深水FPSO實測，貨油艙和壓載水艙的腐蝕通常最為顯著，是決定船體結構壽命和安全性的關鍵因素。為規(guī)避FPSO兩舷邊艙室腐蝕對油艙段腐蝕的不利影響，總體設計將油艙段的前、后端及兩舷邊艙室均設計為干燥的空艙(Void Tank)，在空艙內注入氮氣，使油艙段被“干式安全帶(Dry Safety Belt)”圍繞保護。本FPSO總體設計要求：油艙段船體縱向和橫向結構采用高強度鋼的比例均不超過50%。

2 FPSO波浪載荷預報

根據BV船級社規(guī)范關于FPSO的要求，主要波浪載荷設計參數包括：波浪垂向彎矩、波浪水平彎矩和波浪垂向剪力，縱向、橫向和垂向加速度。

FPSO波浪載荷預報分析應用DNV船級社SESAM軟件；建立FPSO船體濕表面模型，根據分析工況建立質量模型；計算FPSO在不同浪向和頻率組合的規(guī)則波中的船體運動響應幅值；按作業(yè)海域和拖航航線的波浪譜和波浪長期分布散布圖預報FPSO的波浪載荷。

2.1 設計波浪參數

FPSO在位作業(yè)工況的波浪載荷分析中，以Ochi-Hubble波浪譜模擬涌浪和風生浪。波浪周期分別取FPSO的橫搖周期、垂蕩周期和主控波浪譜峰周期及±2 s。考慮的主涌浪、次涌浪以及風生浪的聯(lián)合發(fā)生模式為：

1)主涌浪 + 次涌浪(95%發(fā)生概率)+ 風生浪(95%發(fā)生概率)。

2)次涌浪 + 主涌浪(95%發(fā)生概率)+ 風生浪(95%發(fā)生概率)。

3)風生浪 + 主涌浪(95%發(fā)生概率)+ 次涌浪(95%發(fā)生概率)。

主涌浪、次涌浪以及風生浪的浪向共取648個組合工況，具體為：

1)主涌浪的來向角范圍為180.0°～232.5°，每個浪向間隔7.5°，共取8個浪向，每個浪向概率相等。

2)次涌浪的來向角范圍為172.5°～232.5°，每個浪向間隔7.5°，共取9個浪向，每個浪向概率相等。

3)風生浪的來向角范圍為112.5°～292.5°(FPSO船尾迎浪)，每個浪向間隔22.5°，共取9個浪向，每個浪向概率相等。

FPSO遠洋拖航工況的波浪載荷分析中，以JONSWAP波浪譜模擬波浪。波浪周期分別取最小、平均和最大周期。浪向取FPSO船首迎浪0°～180°，每個浪向間隔15°，共取13個浪向，每個浪向概率相等。FPSO的航速取為零。

2.2 波浪載荷分析結果

按BV規(guī)范公式，F(xiàn)PSO的設計波浪垂向彎矩、波浪垂向剪力僅與船長、船寬和方形系數有關；設計波浪水平彎矩僅與船長、吃水和方形系數有關。FPSO基本設計波浪載荷分析結果為：拖航自存工況的最大波浪垂向彎矩和最大波浪垂向剪力分別超過按BV規(guī)范公式計算值的1.6%和29.7%。FPSO詳細設計的波浪載荷預報值(計入10%冗余)和靜水載荷計算結果分別見表4和表5。

表4 FPSO波浪載荷預報值

表5 FPSO靜水載荷計算結果

由表4、5可見：

1)FPSO拖航自存和在位滿載吃水，100年一遇海況這兩個工況的波浪載荷較大。

2)拖航自存工況的FPSO吃水取為12 m，最大波浪垂向彎矩仍超過按BV規(guī)范公式計算值的1.36%，最大波浪水平彎矩和最大波浪垂向剪力仍分別超過按BV規(guī)范公式計算值的78.33%和35.54%。

FPSO船體設計總縱彎矩見表6，由表6可見拖航自存工況的中拱彎矩最大，其中波浪垂向彎矩約占59%；在位作業(yè)，滿載吃水，100年一遇海況的中垂彎矩最大，其中靜水彎矩約占56%；這兩個工況是FPSO船體結構設計的控制性工況。

表6 FPSO船體設計總縱彎矩

2.3 運動參數分析結果

FPSO貨油艙處的主要運動參數最大值分析結果見表7，由表7可見：

表7 FPSO貨油艙主要運動參數最大值

1)拖航自存工況時，F(xiàn)PSO的橫搖角和運動加速度最大。FPSO正浮浮態(tài)時的縱向和垂向加速度分別為按BV規(guī)范計算值的68.2%和180%；橫傾浮態(tài)時的橫向和垂向加速度分別為按BV規(guī)范計算值的77.3%和465%；此即表明相比于VLCC船，F(xiàn)PSO的縱艙壁承受更大的垂向慣性載荷，即應在貨油艙內設置橫撐桿，保證縱艙壁強度。

2)FPSO在位作業(yè)工況時因環(huán)境條件溫和，正浮浮態(tài)時的縱向和垂向加速度分別為按BV規(guī)范計算值的28.3%和30.8%；橫傾浮態(tài)時的橫向和垂向加速度分別為按BV規(guī)范計算值的15.0%和86.8%；貨油艙長度小于0.11倍的船長，故不在油艙段設制蕩艙壁，以減輕船體自重。

3 FPSO總縱強度分析

3.1 FPSO舯剖面和橫框架設計

舯剖面設計是FPSO船體結構優(yōu)化設計的關鍵。FPSO船舯剖面以VLCC船中間貨油艙有橫撐桿的船舯剖面為母型，為縱骨架式結構型式；在距離船底基線7.2、15.3和23.4 m高處設3道水平桁和平臺甲板，見圖3。船體橫框架在中間貨油艙內距離船底基線15.3 m高處設橫撐桿，作為縱艙壁垂直桁的中間彈性支承，減小垂直桁的跨距和尺寸，提高船體橫框架的強度和剛度，減輕縱艙壁及垂直桁自重。在橫撐桿上設橫向檢修通道，用于檢查橫撐桿兩端的連接大肘板；該橫向檢修通道與縱艙壁上的縱向檢修通道的高度一致。橫撐桿主要承受軸向拉、壓載荷。橫撐桿端部由縱艙壁垂直桁提供柔性支撐，其端部隨著縱艙壁垂直桁中點的變形而發(fā)生偕變，且兩端點變形相互獨立，易使橫撐桿發(fā)生扭轉變形而失穩(wěn)，影響油艙段結構的穩(wěn)定性，是橫框架的關鍵構件。

圖3 FPSO船舯剖面

FPSO船體下水后的總裝、調試、海上安裝工期為3年，在油田作業(yè)25年，即設計要求FPSO船體下水后28 a全壽命期內不進塢維修，船體結構按BV-NR467、NR445規(guī)范要求設計“船舶區(qū)”(Ship Area)和“海工區(qū)”(Offshore Area)構件的尺寸和腐蝕余量。油艙段船體縱向主要構件設計參數見表8，僅在“海工區(qū)”應用H36級鋼。

表8 FPSO油艙段船體縱向主要構件設計參數

3.2 上部模塊甲板支墩設計

上部模塊的甲板支墩均位于橫艙壁或強橫梁與縱艙壁相交處；管廊模塊的甲板支墩和主甲板管道支架均位于橫艙壁或強橫梁與局部短縱桁或縱骨相交處，見圖4。FPSO船體總縱強度與橫向強度是關聯(lián)的，每個船體橫框架的強度特征均不同，因此應同時計入總縱載荷和上部模塊、管廊模塊支墩、主甲板管道支架處的局部載荷影響，分析每個船體橫框架的強度。

上部模塊、管廊模塊的甲板支墩及局部加強甲板、艙壁板均采用H36級鋼并作加厚，以確保支墩在各方向上都具有足夠的強度和剛度。甲板支墩的腐蝕余量取1.0 mm。本FPSO船體結構設計要求，所有甲板支墩及船體局部加強構件板厚不超過60 mm。支墩肘板端部應用軟趾，緩解疲勞，見圖4。支墩的腹板、面板、肘板和局部加強甲板、艙壁為高應力區(qū)域，采用全焊透焊接形式。

圖4 FPSO主甲板上的支墩和管道支架

3.3 FPSO油艙段有限元分析

3.3.1 有限元分析模型

FPSO油艙段結構分析應用BV船級社VeriSTAR Hull軟件分別建立了“1+1+1”含4道橫艙壁艙段(FR.175-FR.270肋位)的有限元模型A和“1/2+1+1/2”艙段(FR.125-FR.190肋位)的有限元模型B。分析模型A關注第3列貨油艙(FR.205～FR.240肋位)結構強度。分析模型B關注船中的生產工藝處理艙和第5列中間貨油艙(FR.145-FR.175肋位)結構強度。模型沿船體縱向的有限元粗網格尺寸為833 mm，橫向和垂向的有限元粗網格尺寸為1倍骨材間距，局部有限元細網格尺寸為100 mm×100 mm。模型中采用板殼(shell)單元模擬主甲板、船底板、平臺甲板、艙壁，以及縱桁、肋板、強橫梁、艙壁水平桁和垂直桁等構件的腹板以及較大肘板的腹板等；采用梁(beam)單元模擬主甲板縱骨、船底縱骨、舷側縱骨，以及艙壁、強橫梁、桁材的加強筋等。按BV-NR467、NR445規(guī)范施加船體靜水和波浪等載荷；在各甲板支墩頂部界面處施加上部模塊、管廊模塊和主甲板管道載荷。

3.3.2 強度分析結果

FPSO主甲板強度分析結果見表9；拖航自存工況時，船體FR.175肋位處最大垂向撓度為1/630，主甲板最大縱向變形為0.886 mm/m，滿足對船體剛度的要求。在FR.163～FR.165肋位之間主甲板上安裝2套長基應變儀，監(jiān)測記錄FPSO全生命期內的主甲板應變，以評估船體結構疲勞。

表9 FPSO主甲板強度分析結果 MPa

在位和拖航自存工況時，船底板最大等效應力分別為241 MPa和188 MPa，小于許用應力289.6 MPa；船底板最大屈曲應力UC值為0.785。

船體橫艙壁的水平桁材腹板(寬4.2 m，局部加強板材質為H32級鋼)上開有檢修通道開孔、人孔、貨油管道貫穿孔等，水平桁材與邊縱艙壁連接處為高應力區(qū)，設計將肘板的面板半徑加大為6 m，并加大局部縱艙壁和肘板板厚(見圖5)?！禝ACS雙殼油船共同結構規(guī)范2012》定義的“A12”FPSO在位作業(yè)最小吃水工況，為3列貨油艙沿船體縱向間隔裝載，橫艙壁處的剪力突變使縱艙壁上的水平桁處形成剪力環(huán)流，此縱艙壁局部區(qū)域承受較大的剪力。FR.240肋位處，距船底15.3 m高的水平桁材腹板向最大應力為154.2 MPa，小于許用應力157.5 MPa；肘板的細網格分析最大等效應力為317.5 MPa(見圖6)，小于許用應力411.2 MPa。距船底7.2 m高的水平桁材腹板上的貨油管道貫穿孔(孔直徑810 mm，腹板厚35 mm)局部處的細網格分析最大等效應力為410.3 MPa(圖7)，小于許用應力411.2 MPa。

圖5 橫艙壁水平桁材與邊縱艙壁連接節(jié)點(FR.230～FR.240肋位)

圖6 橫艙壁與邊縱艙壁連接肘板等效應力(FR.240肋位)

圖7 橫艙壁水平桁材管道貫穿孔處等效應力(FR.240肋位)

油艙段船體橫框架主要構件設計參數見表10，距離橫艙壁最遠的FR.225肋位船體橫框架在拖航自存工況時的等效應力分析結果見圖8，可見：

圖8 船體橫框架等效應力(FR.225肋位)

表10 FPSO油艙段船體橫框架主要構件設計參數

1)FPSO增大船底肋板高度，以保證肋板的抗剪面積，肋板腹板面積超過肋板截面積的77%，優(yōu)化了肋板自重。加大肋板與縱艙壁垂直桁連接肘板的面板半徑，降低了垂直桁計算高度，對減小垂直桁尺寸有利。

2)在中間貨油艙內設罝橫撐桿，使縱艙壁垂直桁尺寸減小，降低了垂直桁自重；橫撐桿有效提高了中間貨油艙橫框架剛度，降低了中間貨油艙內主甲板強橫梁和船底肋板尺寸?！禝ACS雙殼油船共同結構規(guī)范2012》定義的“A12”FPSO在位作業(yè)最小吃水工況對橫撐桿穩(wěn)定性要求較高，F(xiàn)R.225肋位處的橫撐桿最大壓彎組合屈曲應力為155.7 MPa，最大屈曲應力UC值為0.93。

3)拖航自存工況時，F(xiàn)R.225肋位甲板支墩下的強橫梁與邊縱艙壁連接肘板上須局部增加加強筋，肘板細網格分析最大等效應力為243.1 MPa(見圖9)，小于許用應力411.2 MPa。FR.235肋位甲板支墩與邊縱艙壁連接縱向肘板(材質為H36級鋼，肘板厚50.5 mm)趾端最大等效應力308 MPa(見圖10)，小于許用應力312.4 MPa。

圖9 強橫梁與邊縱艙壁連接肘板等效應力(FR.225肋位)

圖10 甲板支墩與邊縱艙壁連接肘板等效應力(FR.235肋位)

4)主甲板和船底的縱骨均設計為T型材，以緩解疲勞；縱骨高度分別取500 mm和660 mm，縱骨腹板面積為縱骨截面積的67%～71%，使單位截面積的剖面模數最大；縱骨端部節(jié)點處增大加強筋高度以減小縱骨計算跨距，減小了縱骨尺寸；盡量控制縱骨面板寬度，減小縱骨貫穿孔對強橫梁和肋板的強度影響。主甲板縱骨與強橫梁腹板連接節(jié)點的加強筋趾端處(見圖11)的疲勞壽命為170 a，大于設計要求壽命103 a(安全系數4.0)。

圖11 主甲板縱骨與強橫梁連接節(jié)點

3.3.3 疲勞分析結果

上部模塊、管廊模塊甲板支墩和主甲板管道支架與FPSO主甲板連接處存在應力熱點疲勞。應用DNV船級社SESAM軟件分析船體結構疲勞采用基于累積損傷的簡化疲勞分析方法，建立甲板支墩及主甲板有限元模型；基于DNV-RP-C203規(guī)范中的S-N曲線和Palmgren-Miner線性疲勞累積損傷理論方法，計算應力熱點疲勞損傷，預報應力熱點處的疲勞壽命。疲勞分析綜合考慮了FPSO拖航、海上安裝和在位作業(yè)工況，得到FPSO船體在全生命周期內的疲勞累積總損傷。甲板支墩及主甲板結構壽命要求為25.75年。結構疲勞分析結果見表11。

表11 甲板支墩結構疲勞分析結果

由表11可見上部模塊、管廊模塊甲板支墩肘板處的拖航工況損傷度占總損傷度比例低于6.5%，肘板軟趾有效降低了疲勞損傷；主甲板管道支架下強橫梁加強筋處的拖航工況損傷度占總損傷度比例約為80%，是結構優(yōu)化的關鍵點。

圖12 主甲板管道支架下強橫梁的加強筋(單位：mm)

4 結論

1)應研究分析遠洋拖航航線的環(huán)境條件，確定合理的拖航設計環(huán)境參數。FPSO拖航自存工況通常是主船體總縱強度和上部模塊結構設計的控制性工況，應確定合理的拖航自存工況浮態(tài)，以開展水池模型試驗、水動力分析和結構設計。確定FPSO拖航自存工況吃水時，應盡量保證船體最大波浪垂向彎矩不超過按船級社規(guī)范公式計算值，以利于總縱強度，減輕船體自重。

2)中間貨油艙內設罝橫撐桿作為縱艙壁垂直桁的支撐構件，可減小主甲板強橫梁、船底肋板、縱艙壁垂直桁尺寸，提高船體橫框架的整體強度和剛度，減輕橫框架自重。

3)由于受到總縱載荷及艙內不對稱裝載的影響，在貨油艙區(qū)域橫艙壁水平桁趾端與縱艙壁相交處產生了較高應力，應注意水平桁趾端和縱艙壁相交處采用較大的面板半徑和軟趾，緩解應力集中。

4)由于上部模塊、管廊模塊的質量大、重心高，與FPSO主甲板連接的甲板支墩縱向肘板趾端產生局部高應力，此區(qū)域須局部加強，應注意控制支墩及局部加強構件的板厚不宜超過60 mm，降低船體建造成本。