劉英芳,劉文民,王 飛,劉詳建,李 順
(大連船舶重工集團(tuán)設(shè)計(jì)研究院有限公司,遼寧大連116000)
FPSO是集生產(chǎn)、儲(chǔ)油、卸油于一體的海上浮式生產(chǎn)儲(chǔ)卸油裝置,具有抗風(fēng)浪能力強(qiáng)、適應(yīng)水深范圍廣、機(jī)動(dòng)靈活、儲(chǔ)卸油能力大等優(yōu)點(diǎn),為當(dāng)前海工結(jié)構(gòu)開發(fā)的熱點(diǎn)。FPSO依靠特殊的系泊系統(tǒng)錨固在海上,在FPSO所采用的各種系泊系統(tǒng)中,內(nèi)轉(zhuǎn)塔式單點(diǎn)系泊系統(tǒng)的應(yīng)用最為廣泛,是影響FPSO安全性的關(guān)鍵技術(shù)所在。
內(nèi)轉(zhuǎn)塔式單點(diǎn)系泊系統(tǒng)具有兩大基本功能:一是通過(guò)特殊連接方式將FPSO系泊于海上系泊點(diǎn),使其隨風(fēng)浪流作用進(jìn)行360°全方位自由旋轉(zhuǎn),形成風(fēng)向標(biāo)效應(yīng),大大降低FPSO在海上作業(yè)時(shí)的環(huán)境載荷;二是內(nèi)轉(zhuǎn)塔系統(tǒng)是FPSO與海上井口平臺(tái)連接的唯一通道,通過(guò)海底管道及通信電纜實(shí)現(xiàn)FPSO與海底井口平臺(tái)之間不間斷的油氣輸送和信息傳輸。內(nèi)轉(zhuǎn)塔系統(tǒng)是單點(diǎn)式FPSO的核心設(shè)備,一旦發(fā)生油氣泄漏爆炸將對(duì)FPSO油氣生產(chǎn)系統(tǒng)造成毀滅性打擊,因此對(duì)爆炸載荷作用下FPSO月池結(jié)構(gòu)的過(guò)壓分析具有重要意義[1–5]。
本文對(duì)FPSO月池結(jié)構(gòu)在爆炸過(guò)壓載荷作用下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)進(jìn)行研究。1)采用非線性靜力分析方法,考慮材料彈塑性影響,確定月池結(jié)構(gòu)在增量加載至爆炸載荷極值過(guò)程中的應(yīng)力應(yīng)變響應(yīng);2)采用非線性動(dòng)力分析方法,考慮不同爆炸載荷作用過(guò)程(脈沖時(shí)間和脈沖峰值),研究月池結(jié)構(gòu)在爆炸載荷作用下的時(shí)歷變形、應(yīng)變及能量吸收關(guān)系。對(duì)比2種計(jì)算方法,總結(jié)爆炸載荷作用下月池結(jié)構(gòu)的應(yīng)力應(yīng)變響應(yīng)規(guī)律。
以某內(nèi)轉(zhuǎn)塔式單點(diǎn)系泊FPSO首部單點(diǎn)艙月池結(jié)構(gòu)作為研究對(duì)象,建立包括第1貨油艙、單點(diǎn)艙、首尖艙的三艙段結(jié)構(gòu)模型,艙段總長(zhǎng)L=114m,寬B=64m,高H=33m,如圖1所示。月池結(jié)構(gòu)材料為高強(qiáng)鋼AH32,屈服應(yīng)力 315MPa,極限拉伸強(qiáng)度 505MPa,斷裂應(yīng)變0.153,月池筒形結(jié)構(gòu)壁厚35mm。
非線性靜力分析方法通常采用牛頓迭代或者改進(jìn)的牛頓迭代法,通過(guò)對(duì)結(jié)構(gòu)平衡方程中的剛度矩陣轉(zhuǎn)置進(jìn)行迭代求解獲得收斂的計(jì)算結(jié)果。該方法不考慮時(shí)間效應(yīng)、慣性載荷影響,通過(guò)對(duì)結(jié)構(gòu)施加單調(diào)遞增載荷使結(jié)構(gòu)達(dá)到給定位移或應(yīng)變狀態(tài),結(jié)合材料本構(gòu)模型的彈塑性特征,獲得載荷變化過(guò)程中結(jié)構(gòu)的非線性響應(yīng)。
盡管非線性靜力分析方法不考慮阻尼、慣性效應(yīng),但是對(duì)于不考慮外載荷時(shí)歷變化影響的彈塑性分析,其計(jì)算精度處于工程應(yīng)用可接受范圍內(nèi)。對(duì)于本文內(nèi)轉(zhuǎn)塔式FPSO月池結(jié)構(gòu)過(guò)壓分析,采用非線性靜力分析能夠得到合理的求解結(jié)果。相比于動(dòng)力分析方法,非線性靜力分析方法的另一個(gè)計(jì)算優(yōu)勢(shì)是能夠通過(guò)細(xì)致的載荷步加載得到結(jié)構(gòu)的極限承載載荷,便于評(píng)估結(jié)構(gòu)的極限過(guò)壓載荷,而采用動(dòng)力分析方法則需要多次的迭代試算才能實(shí)現(xiàn)該目的,非常費(fèi)時(shí)費(fèi)力。
根據(jù)圖1所示月池結(jié)構(gòu)幾何尺寸示意圖,使用A n s y s軟件建立非線性靜力分析有限元模型,如圖2所示。
圖2 有限元模型Fig.2 Finite element model
為準(zhǔn)確模擬結(jié)構(gòu)彈塑性性能,使用Shell181,Beam188單元建模,其中第1貨油艙和艏尖艙網(wǎng)格尺寸按肋骨間距建模,包括甲板、外板、橫框架、縱桁等,單點(diǎn)艙采用細(xì)網(wǎng)格尺寸(50mm×50mm)建模,以準(zhǔn)確捕捉單元失效,在爆炸區(qū)域-月池筒壁及相鄰扶強(qiáng)材結(jié)構(gòu)的網(wǎng)格尺寸設(shè)置最密,并逐漸向外部過(guò)渡,爆炸區(qū)域全部采用板單元模擬,其他粗網(wǎng)格區(qū)域則采用板梁?jiǎn)卧M合模擬。
材料模型采用多線性隨動(dòng)強(qiáng)化模型,通過(guò)定義多線性的應(yīng)力-應(yīng)變曲線模擬隨動(dòng)強(qiáng)化效應(yīng),該模型適用于服從Mises屈服準(zhǔn)則的小應(yīng)變塑性分析,一般鋼材等金屬材料均適用,當(dāng)實(shí)際應(yīng)變值超過(guò)輸入曲線終點(diǎn)時(shí),按理想塑性材料行為模擬。其本構(gòu)關(guān)系如下:
表1 材料曲線數(shù)據(jù)點(diǎn)Tab.1 Material curve data
在FPSO艙段模型尾部端面節(jié)點(diǎn)上施加剛性約束,對(duì)月池筒體區(qū)域(水線至主甲板面區(qū)域)施加均布面壓力模擬爆炸載荷,根據(jù)船級(jí)社規(guī)范規(guī)定[6],封閉的內(nèi)轉(zhuǎn)塔式月池結(jié)構(gòu)爆炸壓力載荷的脈動(dòng)壓力峰值為 0.4MPa,因此以 0.04MPa 間隔單調(diào)遞增加載至 0.4MPa,得到月池結(jié)構(gòu)的彈塑性響應(yīng)結(jié)果,并繼續(xù)單調(diào)遞增(改為自動(dòng)載荷步)加載載荷至結(jié)構(gòu)失效,以獲取月池結(jié)構(gòu)的最大過(guò)壓載荷值,載荷步加載示意如圖3所示。
圖3 非線性靜力分析載荷步加載示意圖Fig.3 Load step of nonlinear static analysis
圖4 為脈動(dòng)壓力峰值為0.4MPa時(shí)的月池結(jié)構(gòu)應(yīng)力、應(yīng)變響應(yīng)云圖。此時(shí)FPSO艙段模型的最大應(yīng)力單元出現(xiàn)在月池筒壁結(jié)構(gòu)環(huán)形加強(qiáng)框架上,最大等效應(yīng)力為117MPa,最大等效應(yīng)變?yōu)?57E-6,月池內(nèi)部筒壁結(jié)構(gòu)最大等效應(yīng)力93MPa,最大等效應(yīng)變?yōu)?41E-6,結(jié)構(gòu)未發(fā)生塑性變形。
圖4 非線性靜力分析-0.4MPa 脈動(dòng)壓力Fig.4 Nonlinear static analysis-0.4MPa impulse load
隨著爆炸載荷的繼續(xù)增量加載,脈動(dòng)壓力峰值為3.89MPa時(shí),最大等效應(yīng)力為505MPa,最大等效應(yīng)變?yōu)?.153,材料單元發(fā)生塑性失效,月池結(jié)構(gòu)達(dá)到最大過(guò)壓載荷值,如圖5所示。
圖5 非線性靜力分析-3.89MPa 脈動(dòng)壓力Fig.5 Nonlinear static analysis-3.89MPa impulse load
與非線性靜力分析不同,動(dòng)力分析能夠考慮載荷隨時(shí)間變化時(shí)結(jié)構(gòu)的力學(xué)時(shí)歷過(guò)程,算法上可以考慮阻尼和慣性載荷,對(duì)于爆炸、沖擊類問(wèn)題尤為適用。為考察內(nèi)轉(zhuǎn)塔式FPSO月池結(jié)構(gòu)在過(guò)壓爆炸載荷作用下的時(shí)歷響應(yīng),采用顯式動(dòng)力分析方法對(duì)該過(guò)程進(jìn)行模擬,對(duì)比非線性靜力分析求解結(jié)果,并研究不同脈沖時(shí)間對(duì)月池結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響。
基于顯式動(dòng)力分析理論研究FPSO月池結(jié)構(gòu)在過(guò)壓爆炸載荷作用下的動(dòng)力響應(yīng),適于處理瞬態(tài)、大變形問(wèn)題。其動(dòng)力平衡方程如下:
由式(2)計(jì)算可得,節(jié)點(diǎn)加速度矢量為:
采用中心差分法計(jì)算節(jié)點(diǎn)速度矢量與位移矢量為:
對(duì)于動(dòng)力分析問(wèn)題,顯式算法非常適用于大矩陣方程的求解,由于顯式算法不需要進(jìn)行矩陣轉(zhuǎn)置與迭代,其所有非線性均包含在內(nèi)力矢量中,因此在同一時(shí)間步內(nèi),顯式算法較隱式算法的計(jì)算效率更高。
采用Ansys-Lsdyna軟件進(jìn)行顯式動(dòng)力分析求解,有限元模型如圖2所示。使用Ansys-Lsdyna隱式-顯式轉(zhuǎn)換功能建立顯式動(dòng)力分析模型,需轉(zhuǎn)換模型單元類型由Shell181,Beam188單元轉(zhuǎn)換為Shell163,Beam161單元,并重新進(jìn)行顯式單元屬性和材料定義,有限元模型純網(wǎng)格尺寸保持不變。
FPSO艙段模型采用分段線性塑性模型,該模型可直接定義與應(yīng)變率相關(guān)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。本構(gòu)模型中采用Cowper-Symonds模型考慮應(yīng)變率影響,本構(gòu)關(guān)系如下:
爆炸載荷由時(shí)間和空間因素共同定義,在爆炸空間場(chǎng)所(水線至主甲板面區(qū)域)基本確定后,決定爆炸載荷大小的主要是壓力上升時(shí)間、最大脈沖峰值及脈沖周期。基于船級(jí)社規(guī)范的簡(jiǎn)化確定方法,假定爆炸壓力隨時(shí)間變化的形狀函數(shù)為三角形脈沖載荷,脈動(dòng)壓力峰值為0.4MPa,脈沖周期為1s,壓力上升時(shí)間取 0s/0.15s/0.30s/0.50s,研究壓力上升時(shí)間對(duì)結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響,如圖6所示。
圖6 三角形載荷-壓力上升時(shí)間Fig.6 Triangular shape load-overpressure load raising time
3.3.1 應(yīng)力應(yīng)變結(jié)果
以壓力上升時(shí)間0.5s爆炸載荷工況為例,圖7為爆炸壓力載荷在t=0.5s時(shí)刻的等效應(yīng)力和等效應(yīng)變?cè)茍D,此時(shí)FPSO艙段模型最大等效應(yīng)力115MPa,最大等效應(yīng)變?yōu)?14E-6,月池內(nèi)部筒壁結(jié)構(gòu)最大等效應(yīng)力88MPa,最大等效應(yīng)變?yōu)?46E-6,結(jié)構(gòu)未發(fā)生塑性變形。
圖7 壓力上升時(shí)間 0.50s 爆炸載荷工況Fig.7 Blast condition with raising time=0.50s
3.3.2 壓力上升時(shí)間對(duì)結(jié)構(gòu)響應(yīng)影響
分析壓力上升時(shí)間 0s,0.15s,0.30s,0.50s爆炸載荷工況下的計(jì)算結(jié)果,在4個(gè)工況下最大等效應(yīng)力位置均出現(xiàn)于月池筒壁結(jié)構(gòu)環(huán)形加強(qiáng)框架上。圖8為4個(gè)工況下最大等效應(yīng)力和最大等效應(yīng)變隨載荷時(shí)間變化情況,隨著壓力上升時(shí)間的增長(zhǎng),最大等效應(yīng)力和等效應(yīng)變隨之下降。
3.3.3 能量吸收規(guī)律
壓力上升時(shí)間 0s,0.15s,0.30s,0.50s典型爆炸載荷工況下總能量(包括內(nèi)能、動(dòng)能、摩擦能、沙漏能,其中摩擦能和沙漏能量級(jí)太小可忽略)變化關(guān)系如圖9所示。結(jié)果表明,最大爆炸能量與脈沖壓力變化相似但最大峰值稍微滯后,壓力上升時(shí)間越短產(chǎn)生的爆炸能量越大,其中壓力上升時(shí)間0s工況的最大爆炸能量值為 8000kJ。
圖8 壓力上升時(shí)間 0s/0.15s/0.30s/0.50sFig.8 Raising time0s/0.15s/0.30s/0.50s
圖9 壓力上升時(shí)間 0s,0.15s,0.30s,0.50s:總能量變化曲線Fig.9 Raising time0s,0.15s,0.30s,0.50s:global energy curve
圖10 為壓力上升時(shí)間0.50s爆炸載荷工況下FPSO艙段各結(jié)構(gòu)能量吸收情況,由于直接承受爆炸過(guò)壓載荷,月池筒壁結(jié)構(gòu)能量吸收較大,約為總能量的22%,其中筒壁外板吸收能量最多,加強(qiáng)筋對(duì)能量吸收較小,提高月池筒壁外板板厚能較好的提高月池結(jié)構(gòu)防爆能力。
圖10 壓力上升時(shí)間 0.50s:各構(gòu)件能量吸收曲線Fig.10 Raising time0.50s:energy absorbing curve for different components
以某內(nèi)轉(zhuǎn)塔單點(diǎn)式FPSO首部月池結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象,通過(guò)采用非線性靜力和動(dòng)力分析2種計(jì)算方法,研究月池結(jié)構(gòu)在爆炸過(guò)壓載荷作用下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)變化規(guī)律,參數(shù)化研究不同壓力上升時(shí)間變化時(shí)爆炸脈沖載荷對(duì)結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響,對(duì)比2種分析方法計(jì)算結(jié)果的區(qū)別,得到如下結(jié)論:
1)基于規(guī)范確定內(nèi)轉(zhuǎn)塔式FPSO月池結(jié)構(gòu)爆炸過(guò)壓載荷的基本數(shù)據(jù),脈沖壓力峰值0.4MPa,脈沖時(shí)間1s,采用非線性靜力分析方法能夠獲得滿足工程應(yīng)用的計(jì)算結(jié)果。
2)非線性靜力分析方法不考慮時(shí)間、慣性效應(yīng),適用于不考慮載荷歷程影響的彈塑性分析,較非線性動(dòng)力分析方法具有一個(gè)顯著優(yōu)勢(shì)是可以通過(guò)細(xì)致的載荷步增量加載計(jì)算得到結(jié)構(gòu)的極限載荷。經(jīng)計(jì)算,研究目標(biāo)的結(jié)構(gòu)極限過(guò)壓載荷為3.89MPa。
3)非線性動(dòng)力分析方法能夠考慮更多設(shè)計(jì)因素:阻尼、慣性等影響,計(jì)算精度高。通過(guò)對(duì)壓力上升時(shí)間的參數(shù)化研究發(fā)現(xiàn),壓力上升時(shí)間越短,產(chǎn)生的爆炸能量越大,相應(yīng)的最大等效應(yīng)力和最大等效應(yīng)變也越大。在爆炸過(guò)壓載荷作用下,結(jié)構(gòu)響應(yīng)與脈沖載荷變化規(guī)律相似但最大峰值稍微滯后。
4)在爆炸過(guò)壓載荷作用下,直接承受爆炸載荷的月池筒壁結(jié)構(gòu)吸收較大部分爆炸能量,對(duì)月池筒壁進(jìn)行板厚加強(qiáng)并在筒壁周圍設(shè)置適當(dāng)加強(qiáng)結(jié)構(gòu)能夠有效提高月池結(jié)構(gòu)防爆能力。