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(shè)計(jì)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(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)過程中考慮的載荷主要是自重、靜水壓力、風(fēng)浪流載荷、地震載荷、設(shè)備工作載荷等。大部分海洋工程結(jié)構(gòu)的環(huán)境溫度介于-20～45 ℃，在這個(gè)范圍內(nèi)溫度對(duì)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的影響不明顯。在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范中涉及溫度的內(nèi)容主要包括：低溫會(huì)削弱鋼材沖擊韌性，低溫區(qū)域的結(jié)構(gòu)需要選用較高等級(jí)的鋼材(如D/DH、E/EH、F/FH等)；高溫會(huì)削弱鋼材力學(xué)性能(包括屈服強(qiáng)度和彈性模量)，在對(duì)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行分析時(shí)需對(duì)高溫區(qū)域鋼材的屈服強(qiáng)度和彈性模量進(jìn)行折減。在某些受熱不均勻的結(jié)構(gòu)(如管道、高溫液艙的邊界)處會(huì)產(chǎn)生熱應(yīng)力，正確考慮熱應(yīng)力的影響可優(yōu)化結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)并避免結(jié)構(gòu)因強(qiáng)度不足而失效。另外，海洋工程鋼結(jié)構(gòu)的某些防腐涂層在高溫下加速老化，隨著結(jié)構(gòu)變形逐漸出現(xiàn)裂紋，且高溫還會(huì)使某些犧牲陽極失效，從而加速結(jié)構(gòu)鋼材的腐蝕。因此，在海洋工程結(jié)構(gòu)物設(shè)計(jì)過程中高溫的影響不能忽略。

1 高溫對(duì)鋼材力學(xué)性能的削弱

常用海洋工程結(jié)構(gòu)鋼材在常溫下的彈性模量為206 GPa，屈服強(qiáng)度介于235～420 MPa，隨著溫度升高鋼材的屈服強(qiáng)度和彈性模量均會(huì)逐漸降低。常用海洋工程設(shè)計(jì)規(guī)范對(duì)鋼材屈服點(diǎn)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(huì)(API)的相關(guān)規(guī)范[1]指出，對(duì)于在經(jīng)歷高溫環(huán)境后不允許有殘余應(yīng)變的結(jié)構(gòu)，屈服點(diǎn)和彈性模量在100～600 ℃采用相同的折減趨勢(shì)。美國鋼結(jié)構(gòu)協(xié)會(huì)(AISC)的相關(guān)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(diǎn)有不同的折減系數(shù)。挪威船級(jí)社(DNV)的相關(guān)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(diǎn)下降20 MPa，但未要求對(duì)鋼材彈性模量進(jìn)行折減。法國船級(jí)社(BV)的相關(guān)規(guī)范[4]給出鋼材在90～300 ℃屈服點(diǎn)和彈性模量的折減系數(shù)。圖1為上述規(guī)范的各力學(xué)性能折減趨勢(shì)。

圖1 各規(guī)范鋼材力學(xué)性能隨溫度折減趨勢(shì)

在AISC規(guī)范中鋼材屈服點(diǎn)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(diǎn)折減系數(shù)以外，其他規(guī)范和參數(shù)的折減系數(shù)分布相對(duì)集中。AISC規(guī)范給出的鋼材屈服點(diǎn)折減方式與其他規(guī)范相比略不安全。美國船級(jí)社(ABS)沒有關(guān)于鋼材力學(xué)性能隨溫度升高需要折減的規(guī)定，因此一般入級(jí)ABS的海洋工程結(jié)構(gòu)都采用API相關(guān)規(guī)范對(duì)鋼材屈服強(qiáng)度和彈性模量進(jìn)行折減。在海洋工程結(jié)構(gòu)中需要考慮高溫對(duì)鋼材力學(xué)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(chǎng)中的鉆井平臺(tái)或生產(chǎn)平臺(tái)的火炬臂結(jié)構(gòu)；處于火災(zāi)和可燃?xì)怏w爆炸導(dǎo)致的高溫區(qū)域內(nèi)的鋼結(jié)構(gòu)。

2 高溫對(duì)管道及其支撐結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的影響

在FPSO甲板上會(huì)有貫穿艏艉的管道。管道內(nèi)部的流體密度、速度、溫度、壓力和船體運(yùn)動(dòng)的加速度產(chǎn)生的載荷都通過管支架傳遞到船體結(jié)構(gòu)上。其中由高溫流體在管道內(nèi)部產(chǎn)生的熱應(yīng)力對(duì)管道及其支撐結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)尤其重要。管道應(yīng)力分析和結(jié)構(gòu)有限元分析通常使用不同的軟件。在進(jìn)行管道應(yīng)力分析時(shí)約束點(diǎn)被假設(shè)為剛性，由此計(jì)算得到的反力施加到結(jié)構(gòu)有限元分析軟件中用于管支架結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。

以2個(gè)軸向約束點(diǎn)間距為20 m、直徑為300 mm、壁厚為12.7 mm的鋼制管道為例，當(dāng)內(nèi)部流體溫度增高40 ℃時(shí)，管道內(nèi)部的熱應(yīng)力達(dá)100.8 MPa，2個(gè)約束點(diǎn)的軸向反力達(dá)1 155 kN。

考慮到管支架和船體結(jié)構(gòu)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(yīng)變，管道的熱應(yīng)力、管道內(nèi)力、管支架反力都會(huì)因此降低。

假設(shè)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(yīng)力σ及由此產(chǎn)生的軸向力F(軸向約束點(diǎn)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(jì)算該算例，管道內(nèi)部的熱應(yīng)力及其導(dǎo)致的軸向力與管支架軸向約束剛度的關(guān)系如圖2所示。由圖2可知，管道軸向約束完全剛性的假設(shè)對(duì)于輸送高溫流體的管道本身、管支架、船體局部結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)都過于保守，正確評(píng)估管支架結(jié)構(gòu)剛度可優(yōu)化管道本身及管支架結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)。

圖2 管道熱應(yīng)力、軸向力與軸向約束剛度的關(guān)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(shè)計(jì)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(shè)計(jì)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(jìn)而根據(jù)式(1)計(jì)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(qiáng)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(shí)管道自身承受的熱應(yīng)力也顯著下降，管道壁厚可適當(dāng)降低，管支架下方的船體結(jié)構(gòu)加強(qiáng)也可優(yōu)化。

圖3 不同規(guī)格型鋼管支架

表1 管支架強(qiáng)度校核結(jié)果

FPSO主甲板上管廊內(nèi)的管道排布密集，根據(jù)管支架剛度調(diào)整管道應(yīng)力計(jì)算，可減輕管道和管支架結(jié)構(gòu)重量，減少管支架結(jié)構(gòu)占用空間。但是考慮到管支架還須承載管道自身和內(nèi)部流體的慣性力，管支架的剛度不能太弱。

3 高溫對(duì)船體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)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(zhuǎn)變形等，承擔(dān)的主要載荷為兩側(cè)液艙的面外壓力、四周結(jié)構(gòu)(甲板、外板、底板)傳遞過來的面內(nèi)載荷。橫艙壁基本使用普通鋼材(屈服強(qiáng)度為235 MPa)建造。橫艙壁結(jié)構(gòu)因強(qiáng)度不足而需要加強(qiáng)的實(shí)例較少出現(xiàn)，然而位于渤海的某FPSO污油水艙橫艙壁中間出現(xiàn)大范圍骨材翼緣發(fā)生側(cè)向變形的現(xiàn)象。

根據(jù)FPSO結(jié)構(gòu)圖紙使用GeniE軟件建立有限元模型，根據(jù)裝載手冊(cè)設(shè)置液艙裝載、壓載并設(shè)置吃水等載荷，結(jié)合國際船級(jí)社協(xié)會(huì)(IACS)相關(guān)規(guī)范[5]對(duì)該橫艙壁結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析。分析結(jié)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(qiáng)度和穩(wěn)定性都足夠。該板格應(yīng)力結(jié)果如下：垂向應(yīng)力為25.0 MPa；橫向應(yīng)力為34.6 MPa；面內(nèi)剪應(yīng)力為13.7 MPa；面外壓力為83.0 kPa。該骨材翼緣的最大壓應(yīng)力僅25.0 MPa，遠(yuǎn)低于翼緣自身的側(cè)向歐拉強(qiáng)度(196.0 MPa)，翼緣不會(huì)發(fā)生側(cè)向失穩(wěn)變形。上述結(jié)果表明橫艙壁結(jié)構(gòu)在所有載況下的強(qiáng)度和穩(wěn)定性足夠，不應(yīng)該發(fā)生大范圍翼緣側(cè)向變形。

在查閱FPSO操作手冊(cè)時(shí)發(fā)現(xiàn)船體內(nèi)各液艙都有不同的加熱/保溫溫度。為評(píng)估高溫在橫艙壁內(nèi)產(chǎn)生的熱應(yīng)力，使用ANSYS軟件建立橫艙壁模型，根據(jù)周邊艙室設(shè)計(jì)溫度將甲板、外板和底板溫度設(shè)置為0 ℃，污油水艙溫度設(shè)置為90 ℃，船中設(shè)置對(duì)稱邊界。計(jì)算得到橫艙壁結(jié)構(gòu)的溫度場(chǎng)分布如圖4所示。

圖4 橫艙壁溫度場(chǎng)

根據(jù)此溫度場(chǎng)分布計(jì)算橫艙壁結(jié)構(gòu)內(nèi)部的熱應(yīng)力，查詢骨材變形區(qū)域的熱應(yīng)力結(jié)果：橫向應(yīng)力為25.8 MPa；垂向應(yīng)力為6.7 MPa。將熱應(yīng)力結(jié)果與原載況的應(yīng)力進(jìn)行疊加，將橫向應(yīng)力修正為為60.4 MPa、垂向應(yīng)力修正為31.7 MPa。將這些應(yīng)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(dá)1.12，說明在考慮熱應(yīng)力的情況下橫艙壁會(huì)發(fā)生橫向失穩(wěn)。根據(jù)IACS規(guī)范核算橫艙壁失穩(wěn)的臨界橫向壓應(yīng)力約53.9 MPa。

使用USFOS軟件模擬這部分板架結(jié)構(gòu)，計(jì)算考慮非線性的板架變形。第一個(gè)載荷步在側(cè)面施加83.0 kPa面壓，第二個(gè)載荷步在橫向施加線載荷。當(dāng)?shù)诙€(gè)載荷步加載至橫向應(yīng)力約61.0 MPa時(shí)，橫艙壁結(jié)構(gòu)突現(xiàn)如圖5(正視圖和俯視圖)所示的變形，在下一個(gè)載荷子步板架的橫向剛度大幅度降低，可認(rèn)為此時(shí)板架發(fā)生失穩(wěn)，失穩(wěn)時(shí)的臨界橫向應(yīng)力約61.0 MPa。在失穩(wěn)前板架骨材翼緣板側(cè)向變形趨勢(shì)與現(xiàn)場(chǎng)觀測(cè)結(jié)果一致。

圖5 板架臨界失穩(wěn)的變形趨勢(shì)

根據(jù)ABS相關(guān)規(guī)范[6]計(jì)算得到該板格橫向臨界失穩(wěn)應(yīng)力為59.3 MPa，根據(jù)共同結(jié)構(gòu)規(guī)范計(jì)算的臨界應(yīng)力為53.9 MPa，根據(jù)USFOS有限元法計(jì)算的臨界應(yīng)力為61.0 MPa，3種方法計(jì)算的臨界應(yīng)力結(jié)果基本上可相互印證?？烧J(rèn)為貨油艙的高溫使橫艙壁內(nèi)部產(chǎn)生橫向熱應(yīng)力，導(dǎo)致橫艙壁結(jié)構(gòu)的橫向應(yīng)力超過失穩(wěn)臨界值，進(jìn)而使板架橫向失穩(wěn)，導(dǎo)致骨材發(fā)生側(cè)向變形。

據(jù)此分析結(jié)果，針對(duì)橫艙壁的加強(qiáng)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(yīng)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(qiáng)度滿足要求。

在FPSO的船體內(nèi)部，貨油艙、污油水艙等艙室在作業(yè)過程中會(huì)出現(xiàn)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(huì)受到外圍結(jié)構(gòu)(如甲板、外板、壓載艙內(nèi)橫框架)的限制，從而在橫艙壁結(jié)構(gòu)中產(chǎn)生沿水平方向的受壓熱應(yīng)力。一般FPSO的橫艙壁骨材都采用垂向布置，其橫向結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性較弱，在整個(gè)橫艙壁板架的中部區(qū)域適當(dāng)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(jié)構(gòu)失穩(wěn)的風(fēng)險(xiǎn)。

4 高溫對(duì)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(xiàn)滲漏點(diǎn)?，F(xiàn)場(chǎng)調(diào)研發(fā)現(xiàn)：污油水艙內(nèi)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(diǎn)；壓載水艙內(nèi)的舷側(cè)外板上涂裝基本完好，鋼材無明顯腐蝕痕跡；出現(xiàn)泄漏點(diǎn)的縱艙壁在壓載水艙一側(cè)腐蝕嚴(yán)重，甚至出現(xiàn)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(nèi)部均設(shè)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(shí)間高溫作用下狀態(tài)良好，無鋼材裸露的情況出現(xiàn)；壓載水艙內(nèi)舷側(cè)外板一側(cè)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(xiàn)；縱艙壁在壓載水艙一側(cè)的環(huán)氧耐磨涂料AC因縱艙壁的高溫作用而出現(xiàn)鼓包、開裂等情況導(dǎo)致鋼材裸露?？梢酝茢喹h(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(cè)也應(yīng)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(jié)構(gòu)的防腐設(shè)計(jì)，其使用溫度不應(yīng)高于49 ℃，否則會(huì)發(fā)生極性逆轉(zhuǎn)現(xiàn)象。在該FPSO的污油水艙內(nèi)及腐蝕嚴(yán)重的縱艙壁上的鋅陽極在15 a內(nèi)幾乎沒有消耗，而裸露的鋼材發(fā)生嚴(yán)重腐蝕，也印證此現(xiàn)象。

鋁陽極也是一種海洋工程常用的犧牲陽極，當(dāng)溫度高于49 ℃時(shí)不會(huì)發(fā)生類似鋅陽極的極性逆轉(zhuǎn)。在高溫艙室中使用鋁陽極代替鋅陽極可更有效地保護(hù)船體鋼結(jié)構(gòu)，但鋁陽極會(huì)導(dǎo)致艙內(nèi)海水酸化，加速陽極消耗，因此在高溫艙室的鋁陽極設(shè)計(jì)階段須確保其滿足設(shè)計(jì)壽命，在年檢時(shí)也須詳細(xì)記錄陽極消耗情況。

該縱艙壁的修理方案為換掉腐蝕嚴(yán)重的板材和骨材，在壓載艙內(nèi)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(jié) 語

在海洋工程結(jié)構(gòu)物設(shè)計(jì)規(guī)范中，有關(guān)溫度對(duì)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)影響的條款較少，局部區(qū)域的高溫對(duì)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的影響易被忽略，可能對(duì)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)產(chǎn)生不利影響。歸納各海洋工程設(shè)計(jì)規(guī)范中關(guān)于高溫削弱鋼材力學(xué)性能的規(guī)定；介紹高溫管道及其支撐結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)方法；分析FPSO高溫艙室對(duì)其橫艙壁結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的影響，認(rèn)為熱應(yīng)力對(duì)高溫艙室周邊結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的影響不可忽略；介紹高溫對(duì)FPSO液艙內(nèi)部鋼材防腐涂層和陰極保護(hù)等防腐效果的削弱。研究內(nèi)容為其他涉及高溫狀態(tài)的海洋工程結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供參考。