總縱彎曲對設備基座結構影響及解決方法

王 培，蔣振亞，王 婕

(1.北京數碼易知科技發展責任有限公司，北京 100007；2.南通中遠海運船務工程有限公司，江蘇 南通 226001)

0 引言

浮式生產儲油裝置(Floating，Production，Storage and Offloading，FPSO)因擁有巨大的油料貨艙而具有良好的儲油能力(一般常規運貨輪的方形系數約為0.8，而FPSO的方形系數大于0.9)，滿載時其貨油重量約占全船重量的3/4～4/5，且大部分重量作用在船中，所以FPSO受到的總縱彎曲影響遠大于一般常規貨輪。當FPSO主甲板抵抗總縱彎曲時，主甲板上布置的大量配套設備基座結構將會一同參與到受力當中，從而不可避免地會遭受到結構性損傷。

為此，本文提出了一種創新型“隔斷式”基座設計方法，并使用MSC.PATRAN&NASTRAN軟件將其與常規基座設計方法進行數值仿真比較，以驗證該設計方法的可靠性。

1 有限元模型

本文將以某型FPSO的局部分段為研究對象，依據法國船級社(BV)相關標準進行研究對比。分段相關參數見表1，設備相關信息見表2。

表1 分段參數

表2 設備信息

本文將采用有限元方法，利用MSC.PATRAN建立分段及設備基座模型進行對比研究，具體模型見圖1。分段模型依據笛卡爾坐標系，原點定為Fr161與中縱剖面和基線相交點；原點沿船長方向為方向，以艏部為正；原點沿船寬方向為方向，以左舷為正；原點沿垂向為方向，以豎直向上為正。本模型網格大小根據研究目標及實際因素考慮，采用逐層過渡至設備基座及坐落區，目標網格最終取50 mm×50 mm。

圖1 某型FPSO分段模型

本文研究的某型FPSO，其鋼材特性詳見表3。設備基座結構及坐落甲板區域涉及鋼材種類均為AH32級鋼，其最小屈服應力為315 MPa。

表3 鋼材特性

本次計算將分別在Fr161、Fr246肋位確定剖面中性軸位置，建立多點約束(MPC)點對兩段剖面進行約束，并于兩端面的MPC點上分別施加對應總縱彎矩，具體約束見表4。

表4 邊界條件

2 隔斷式基座設計思路

設計設備基座結構時，一般根據其輪廓及墩放點位置，在該設備下方設立腹板及面板組成T型材或L型材進行支撐，同時配以肘板進行結構加強，見圖2，圖中箭頭表示結構連續。

圖2 常規基座示意圖

FPSO作為特殊海洋結構物，其主甲板上布置大量專用設備，其中部分特殊設備投影面積大，固定連接點多，對應基座加強不可避免地增加了結構跨度尺寸。FPSO受總縱彎曲影響較一般船型明顯，因此大跨度的基座結構會參與到總縱彎曲的影響中，從而導致基座結構遭受損傷。其結構仿真計算結果遠大于許用標準，而增加基座結構的板厚、肘板數量等常見加強方式無法起到明顯作用(在某項實際案例中，甚至出現了5 t以下設備，采用18 mm板厚都無法滿足結構強度要求的情況)。

針對上述情況，從載荷傳遞方式的角度出發，本文將采用隔斷式基座設計來減小總縱彎曲對基座造成的影響，見圖3。該設計采用減少腹板、肘板與主甲板之間的接觸來切斷總縱彎曲的傳遞路徑，同時該基座上連續的結構依然可以為設備提供固定連接點以維持基座的穩固。

圖3 隔斷式基座示意圖

3 對比計算

在拖航工況下，本文以某型設備為例建立A、B 2種基座模型，其中：模型A為常規設計，模型B為隔斷式設計。2個模型除基座結構不同外，其余參數信息，如連接點位置、基座板厚等均一致。如圖4、圖5所示，首先確定設備重心位置點，建立MPC(REB2)抓取設備基座連接點。

圖4 常規基座MPC抓取受力點

圖5 隔斷式基座MPC抓取受力點

設備水平力設定為8個典型方向進行分析，見圖6。方向1、3、5、7的水平力由沿向(向)加速度乘以設備拖航質量得到；方向2、4、6、8的水平力由向值與向值進行三角函數分解得到。

圖6 水平受力示意圖

圖7 垂向受力示意圖

設備垂向力由向加速度乘以設備拖航質量，并同時疊加設備自重得到。某設備各項受力值見表5。設備坐落區四周根據甲板載荷布置施加甲板載荷，同時由于本次計算為拖航工況，故施加由船舶垂向運動產生的額外甲板載荷，由甲板載荷乘以垂向運動加速度得到。

表5 某設備各項受力值 單位：N

根據該型FPSO的總縱彎矩包絡曲線，選取對應截面的靜水中垂彎矩與波浪中垂彎矩進行疊加，詳見表6。

表6 中垂彎矩 單位：N·mm

圖8、圖9為疊加后的中垂彎矩值施加于模型兩端的示意。

圖8 Fr161端面彎矩施加

圖9 Fr246端面彎矩施加

本次計算除上述描述的載荷外，還將于點施加設備重量并在全局施加結構自重。同時,為了進一步證明隔斷式基座設計的必要性，模型A、B中均增加一個對比計算，即所有工況載荷一致，但不包含總縱彎曲影響。

4 計算結果

根據法國船級社規范要求，許用應力由如下公式計算得出：

=1.1

式中：為工況系數，拖航工況取值為0.8；為材料屈服強度，本次研究區域結構強度均為AH32級鋼材，所以許用應力為277 MPa。

表7～表9分別為剪切應力、正應力、綜合應力結果對比。本文僅選LC01的綜合應力進行展示，見圖10～圖13。

表7 剪切應力結果對比 單位：MPa

表8 正應力結果對比 單位：MPa

表9 綜合應力結果對比 單位：MPa

圖10 LC01下常規式基座(無總縱彎曲)

圖11 LC01下常規式基座(含總縱彎曲)

圖12 LC01下隔斷式基座(無總縱彎曲)

圖13 LC01下隔斷式基座(含總縱彎曲)

從對比結果可發現，無總縱彎曲影響時，常規基座與隔斷式基座的剪切應力、正應力、綜合應力均符合設備自身載荷作用的實際效果，且兩者的3項應力差值均在10 MPa以內。當施加總縱彎曲影響后，常規基座綜合應力達到459 MPa，隔斷式基座綜合應力256 MPa，兩者綜合應力均大幅提升(由于剪切應力與正應力的變化規律與綜合應力相同，故后續以綜合應力進行分析)。通過結果數據分析發現，設備自身實際載荷已無法產生該作用力，且基座綜合應力值幾乎不再隨工況浮動，由此可判定總縱彎曲已完全代替設備自身載荷作為結構強度的主要影響因素。而隔斷式基座受力明顯小于常規式基座，且所有工況均符合許用強度標準，2種基座的應力差值達到200 MPa以上。因此,隔斷式基座的設計方法可有效抵抗總縱彎曲帶來的不良影響。同時通過對比結果也發現，隔斷式基座在總縱彎曲影響下，綜合應力增值幅度也較大，該原因與隔斷式基座橫向構件依然大面積接觸主甲板有關。因此，在后續實際運用中，應根據實際情況酌情考慮隔斷間隔的設置。

5 結論

(1)較傳統設計方法，隔斷式基座設計思路更能滿足總縱彎曲影響下的結構強度要求。

(2)本文僅單一分析了隔斷式基座的結構強度，還未考慮該結構形式的疲勞強度。因此，后續可將該形式基座結構疲勞強度作為研究重點。