姜 哲，崔維成，李 陽(yáng)，時(shí)忠民

(1. 上海海洋大學(xué) 深淵科學(xué)與技術(shù)研究中心(上海深淵科學(xué)工程技術(shù)研究中心)，上海 201306；2. 中海油研究總院，北京 100028)

張立腿平臺(tái)浮箱框架結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析方法研究

姜 哲1，崔維成1，李 陽(yáng)2，時(shí)忠民2

(1. 上海海洋大學(xué) 深淵科學(xué)與技術(shù)研究中心(上海深淵科學(xué)工程技術(shù)研究中心)，上海 201306；2. 中海油研究總院，北京 100028)

浮箱是張力腿平臺(tái)主體結(jié)構(gòu)的組成部分之一，它承受著由平臺(tái)甲板和立柱傳遞來(lái)的總體載荷以及局部靜水載荷。不同的浮箱結(jié)構(gòu)型式會(huì)對(duì)荷載路徑和受力大小產(chǎn)生影響，不同的設(shè)計(jì)需求會(huì)帶來(lái)不同的結(jié)構(gòu)型式設(shè)計(jì)。本文介紹 TLP 平臺(tái)浮箱框架的典型結(jié)構(gòu)型式以及基于有限元的強(qiáng)度分析方法，并通過浮箱橫向框架有支柱和無(wú)支柱 2 種不同型式的浮箱框架結(jié)構(gòu)案例分析予以闡述。

張立腿平臺(tái)；浮箱框架；基于有限元的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析

0 引 言

隨著南海深水油氣田勘探開發(fā)的不斷推進(jìn)，近年來(lái)多個(gè)深水或超深水油氣田陸續(xù)被發(fā)現(xiàn)，包括流花油田群（平均水深約 300～400m）和陵水氣田群（平均水深約 1 300～1 500m）等。隨著水深的增加，浮式平臺(tái)成為了重要的油氣田開發(fā)依托設(shè)施之一。張立腿平臺(tái)（Tension Leg Platform，TLP）以其優(yōu)良的運(yùn)動(dòng)性能以及可適應(yīng)干樹和濕樹采油等優(yōu)點(diǎn)[1]，成為了這 2 個(gè)油氣田開發(fā)的重點(diǎn)方案。張力腿平臺(tái)目前在世界主要石油產(chǎn)區(qū)海域均有應(yīng)用，已建成 24 座，在役 22 座，集中在墨西哥灣（16 座）。目前正在設(shè)計(jì)、建造的 TLP平臺(tái)還有 10 座。

TLP 平臺(tái)主要有傳統(tǒng)型 TLP、延伸式 TLP（E-TLP）、Seastar TLP 和mOSES TLP 幾種類型，其中傳統(tǒng)型 TLP應(yīng)用最為廣泛。傳統(tǒng)型 TLP 主體結(jié)構(gòu)包括上部組塊、立柱和浮箱，并通過張立腿將平臺(tái)系泊于海上。

目前，國(guó)內(nèi)尚沒有 TLP 平臺(tái)工程應(yīng)用，廣泛的研究開始于 2000 年后，主要集中在其水動(dòng)力特性（包括總體運(yùn)動(dòng)響應(yīng)[2-4]、高頻運(yùn)動(dòng)響應(yīng)[5-6]、內(nèi)波影響[7]）、張力腿性能[8]、頂張緊式立管[9]等方面的研究，對(duì)其結(jié)構(gòu)性能的研究有限。2013 年，“流花”油田前期開發(fā)項(xiàng)目首次將張力腿平臺(tái)作為依托平臺(tái)方案，又帶動(dòng)了國(guó)內(nèi)對(duì)張力腿平臺(tái)的研究熱潮。為適應(yīng)工程項(xiàng)目需要，研究領(lǐng)域也變得更加廣泛，從側(cè)重于水動(dòng)力學(xué)研究，拓展到結(jié)構(gòu)、安裝、運(yùn)輸?shù)榷囝I(lǐng)域研究。在結(jié)構(gòu)方面，例如采用設(shè)計(jì)波法開展傳統(tǒng)型張力腿平臺(tái)的整體總強(qiáng)度研究[10-11]，金苗[12]采用載荷抗力系數(shù)法對(duì)延伸式 TLP 進(jìn)行了整體強(qiáng)度校核；對(duì)于局部結(jié)構(gòu)，重點(diǎn)針對(duì) TLP 關(guān)鍵連接節(jié)點(diǎn)，包括船體與上部組塊、立柱與浮箱、立柱與張力腿以及上部組塊與立管間的連接節(jié)點(diǎn)等研究；梁瑜[13]對(duì) TLP 船體與上部組塊的連接立柱開展了局部強(qiáng)度研究；邵景華等[14]對(duì)張力腿平臺(tái)立柱與浮箱間連接節(jié)點(diǎn)開展了結(jié)構(gòu)可靠度分析；余建星等[15]人采用基于累積損傷的疲勞壽命譜分析方法，對(duì) 8 個(gè)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了疲勞可靠性分析。上述研究工作側(cè)重于連接結(jié)構(gòu)研究，對(duì)于非連接區(qū)域，例如立柱、浮箱、上部組塊等，同樣應(yīng)予以重視。

本文將采用基于有限元的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析方法，針對(duì)橫向框架有支柱和無(wú)支柱 2 種 TLP 浮箱框架型式開展結(jié)構(gòu)強(qiáng)度研究。

1 基于有限元的浮箱框架強(qiáng)度分析方法

1.1 分析對(duì)象

本研究以傳統(tǒng)型 TLP 平臺(tái)浮箱結(jié)構(gòu)為分析對(duì)象。TLP 的浮箱結(jié)構(gòu)為加筋板殼結(jié)構(gòu)，主要結(jié)構(gòu)包括水密艙壁及其縱骨、外板及其縱骨、支撐艙壁的縱向框架、艙壁與外板間的水平連接肘板以及支撐外板和縱向框架的橫向框架。其中，根據(jù)浮箱尺寸和荷載大小的不同，橫向框架可采用有支柱和無(wú)支柱 2 種型式。

從功能上，浮箱被其中部的水密艙壁分隔成2個(gè)艙室，作為可變壓載艙，浮箱艙段結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)要承受內(nèi)部的靜水壓力和外部的靜壓力和動(dòng)壓力載荷，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)充分考慮包括完整與破損狀態(tài)，測(cè)試、運(yùn)輸、安裝、作業(yè)、生存和極限等全生命周期要求以及各種環(huán)境組合等各種可能的載荷工況，并針對(duì)最惡劣的工況組合進(jìn)行強(qiáng)度和屈曲校核。

1.2 分析流程與方法

浮箱框架結(jié)構(gòu)強(qiáng)度有限元分析重點(diǎn)在于水密艙壁及其縱骨、水密艙壁與外板間連接肘板、支撐水密艙壁的縱向框架以及支撐外板及縱向框架的橫向框架。基于有限元的浮箱框架強(qiáng)度分析可采用以下流程和 方法：

1）建立艙段有限元模型

采用成熟的有限元軟件開展結(jié)構(gòu)建模，如 Ansys、DNV GENI 等。結(jié)構(gòu)模型以水密艙壁為中心，包含兩側(cè)各延伸至 5～6 個(gè)框架距離內(nèi)的結(jié)構(gòu)，所有結(jié)構(gòu)皆采用板單元模擬。

2）設(shè)置邊界條件

浮箱框架結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析一般僅針對(duì)水密艙壁兩側(cè)3 個(gè)橫向框架距離以內(nèi)的結(jié)構(gòu)單元進(jìn)行強(qiáng)度校核。為了不影響有限元分析結(jié)果，約束邊界設(shè)置在距水密艙壁有一定距離（例如 5～6 個(gè)框架外）的艙室端部，并約束節(jié)點(diǎn)的水平位移。

3）確定載荷及工況組合

設(shè)計(jì)載荷主要包括浮箱內(nèi)外的靜水壓力和由環(huán)境力引起的動(dòng)壓力，一般靜水壓力可以用水壓頭來(lái)表示；對(duì)于動(dòng)壓力，同樣可用等量的水壓頭形式來(lái)表示。對(duì)于工況組合，一般要考慮以下幾方面：

①環(huán)境工況組合，即一年一遇、百年一遇、千年一遇等；

②完整與破損；

③裝載情況，包括單艙裝載、雙艙裝載等；

④平臺(tái)全生命周期的各個(gè)階段，包括打壓測(cè)試、運(yùn)輸、安裝、在位以及棄置等。

在考慮以上各種工況下的載荷情況后，結(jié)合不同工況對(duì)許用應(yīng)力要求的不同，針對(duì)可能的最危險(xiǎn)載荷工況組合開展有限元分析。

4）有限元分析及校核。

分別對(duì)結(jié)構(gòu)的 Von-Mises 應(yīng)力、軸向力和剪切應(yīng)力進(jìn)行校核。根據(jù)規(guī)范[16-17]，對(duì)于一年一遇完整工況，Von-Mises 應(yīng)力、軸向力和剪切應(yīng)力的許用應(yīng)力分別為屈服應(yīng)力的 70%，60% 和 40%；而對(duì)于百年一遇、一年一遇破損和打壓測(cè)試工況，Von-Mises 應(yīng)力、剪切應(yīng)力和軸向力的許用應(yīng)力分別為屈服應(yīng)力的90%，80% 和 53%。

2 案例分析

2.1 無(wú)支柱浮箱框架強(qiáng)度有限元分析

本節(jié)所研究的張立腿平臺(tái)是傳統(tǒng)型式 TLP，作業(yè)海區(qū)為墨西哥灣，設(shè)計(jì)作業(yè)水深 1 350m，設(shè)計(jì)排水量約 60 200 t，吃水 27.4m。其浮箱為近似矩形截面結(jié)構(gòu)，高 10.36m，寬 10.36m。

采用 DNV Geni 模塊進(jìn)行有限元建模，全部結(jié)構(gòu)采用板單元。模型包括水密艙壁及其縱骨、浮箱外板及其縱骨、支撐艙壁的 4 個(gè)縱向框架、艙壁與外板的連接肘板以及支撐外板和縱向框架的橫向框架。橫向框架中部無(wú)支柱支撐，有限元模型如圖1 所示。坐標(biāo)原點(diǎn)位于整個(gè)模型的對(duì)稱中心，即水密艙壁與底板相交線的中點(diǎn)，X 軸方向與水密艙壁呈正交，Y 軸延水密艙壁指向舷外側(cè)，Z 軸指向頂板。整個(gè)艙段被水密艙壁分隔成兩半，分別定義為艙（X +）和艙（X -）。

為避免約束邊界對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，艙壁兩側(cè)各取 6 個(gè)橫向框架的距離，但僅校核靠近水密艙壁的 3個(gè)橫向框架以內(nèi)的結(jié)構(gòu)，橫向框架間距 1.905m。在艙段兩側(cè)分別進(jìn)行邊界約束，約束節(jié)點(diǎn)三方向的水平位移，即 Ux=0，Uy=0，Uz=0，如圖1 所示。

圖1 浮箱艙段有限元模型Fig. 1 Pontoon structures FEMmodel and boundary setting

在考慮了各種可能載荷工況后，對(duì) 3 種危險(xiǎn)工況進(jìn)行有限元分析，包括過載打壓測(cè)試工況、一年一遇操作/完整工況和一年一遇破損工況。全部結(jié)構(gòu)的屈服應(yīng)力皆為 345mPa，各工況的載荷和許用應(yīng)力如表1所示，其中 LC1-1 和 LC1-3 的載荷施加如圖2 和圖3所示。

表1 各工況的載荷（水壓頭）和許用應(yīng)力Tab. 1 Load cases（pressure head，m） and allowable stresses（MPa）

圖2 十年一遇作業(yè)工況（LC1-1）載荷設(shè)置Fig. 2 Load case LC1-1 setting

圖3 打壓測(cè)試（艙 X +）（LC1-3）工況載荷設(shè)置Fig. 3 Load case LC1-3 setting

采用 DNV Sestra 模塊進(jìn)行結(jié)構(gòu)計(jì)算，得到各工況下的浮箱結(jié)構(gòu) Von-Mises 應(yīng)力如表2 所示，工況 1-4中主要結(jié)構(gòu)的 Von-Mises 應(yīng)力云圖如圖4～圖7 所示（云圖坐標(biāo)系基于英制單位 kips，1 kips=6.9mpa）。水密艙壁和縱向框架的軸向應(yīng)力和剪切應(yīng)力如表3 所示，其中，σx，σy和 σz表示三向軸向力，τ 表示剪切力。由表2 和表3 可見，浮箱框架結(jié)構(gòu)強(qiáng)度滿足許用應(yīng)力要求。表3 中標(biāo)注了工況 1-工況 4（艙 X-打壓測(cè)試）為主控工況，即相比其他工況，該工況下水密艙壁和縱向框架所承受軸向力和剪切應(yīng)力最大，在設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)以該工況作為結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)荷載工況。

表2 浮箱框架結(jié)構(gòu) Von-Mises 應(yīng)力（MPa）Tab. 2 MaximumVonmises stresses on all structural components（MPa）

表3 水密艙壁和縱向框架軸向應(yīng)力和剪切應(yīng)力（MPa）Tab. 3 Maximumcomponent stresses on the bulkhead and longitudinal frames（MPa）

圖4 艙壁 Von-Mises 應(yīng)力云圖Fig. 4 Von-Mises stress plot of the bulkhead

圖5 縱向框架 Von-Mises 應(yīng)力云圖Fig. 5 Von-Mises stress plot of longitudinal frames

圖6 橫向框架 Von-Mises 應(yīng)力云圖Fig. 6 Von-Mises stress plot of transverse frames

2.2 有支柱浮箱框架強(qiáng)度有限元分析

本節(jié)所研究的張立腿平臺(tái)同樣為傳統(tǒng)型式 TLP，設(shè)計(jì)作業(yè)水深 1 500m，作業(yè)海域?yàn)橹袊?guó)南海，設(shè)計(jì)排水量約 73 000 t，吃水 30m。其中，其浮箱為近似矩形截面的結(jié)構(gòu)，高 9.5m，寬 12.35m。

仍采用 DNV Geni 模塊進(jìn)行有限元建模，主要結(jié)構(gòu)與 2.1 節(jié)相同，艙壁兩側(cè)各取 5 個(gè)橫向框架的距離，其中僅校核靠近水密艙壁的 3 個(gè)橫向框架，橫向框架間距 1.95m。水密艙壁由 6 個(gè)縱向框架支撐。為顯示方便，去除外板的浮箱艙段如圖8 所示。橫向框架采用了有支柱的形式。

圖7 外板 Von-Mises 應(yīng)力云圖Fig. 7 Von-Mises stress plot of outer shell

圖8 浮箱艙段有限元模型（除外板）Fig. 8 Pontoon structures FEMmodel（except outer shell）

同樣，在艙段兩側(cè)進(jìn)行邊界約束，約束節(jié)點(diǎn)三方向的水平位移，即 Ux=0，Uy=0，Uz=0，如圖9 所示。坐標(biāo)系定義與 2.1 節(jié)相同。

圖9 約束邊界Fig. 9 Boundary condition

在考慮了各種可能載荷工況后，對(duì) 3 種危險(xiǎn)工況進(jìn)行有限元分析，包括過載打壓測(cè)試工況、一年一遇作業(yè)工況和一年一遇破損工況。全部結(jié)構(gòu)的屈服應(yīng)力皆為 345mPa，各工況的載荷和許用應(yīng)力如表4 所示。

表4 各工況的載荷（水壓頭）和許用應(yīng)力Tab. 4 Load cases（pressure head，m） and allowable stresses（MPa）

采用 DNV Sestra 模塊進(jìn)行結(jié)構(gòu)計(jì)算，得到各工況浮箱結(jié)構(gòu) Von-Mises 應(yīng)力如表5 所示，LC2-2 下主要結(jié)構(gòu)的 Von-Mises 應(yīng)力云圖如圖10～圖13 所示。水密艙壁和縱向框架的軸向應(yīng)力和剪切應(yīng)力如表6 所示。對(duì)于水密艙壁和縱向框架所承受軸向力和剪切應(yīng)力，LC2-3（艙 X-打壓測(cè)試）為主控工況。由表5 和表6可見，浮箱框架結(jié)構(gòu)強(qiáng)度滿足許用應(yīng)力要求。由圖6和圖12 橫向框架 Von-Mises 應(yīng)力云圖可見，不論是有支柱還是無(wú)支柱型式，最大應(yīng)力發(fā)生在框架 4 個(gè)角隅處，而對(duì)于 2.2 節(jié)中所研究的 TLP，由于其浮箱寬度更大，需要在橫向框架間采用支柱結(jié)構(gòu)以減少結(jié)構(gòu)跨距，降低框架角隅處的應(yīng)力。支柱的設(shè)置對(duì)于改善局部應(yīng)力是有幫助的，但應(yīng)特別關(guān)注支柱結(jié)構(gòu)的在壓應(yīng)力作用下的屈曲問題。

表5 浮箱框架結(jié)構(gòu) Von-Mises 應(yīng)力（Mpa）Tab. 5 MaximumVonmises stresses on all structural components（Mpa）

表6 水密艙壁和縱向框架軸向應(yīng)力和剪切應(yīng)力（MPa）Tab. 6 Maximumcomponent stresses on the bulkhead and longitudinal frames（MPa）

圖10 艙壁 Von-Mises 應(yīng)力云圖Fig. 10 Von-Mises stress plot of the bulkhead

圖11 縱向框架 Von-Mises 應(yīng)力云圖Fig. 11 Von-Mises stress plot of longitudinal frames

圖12 橫向框架 Von-Mises 應(yīng)力云圖Fig. 12 Von-Mises stress plot of transverse frames

圖13 外板 Von-Mises 應(yīng)力云圖Fig. 13 Von-Mises stress plot of outer shell

3 結(jié) 語(yǔ)

浮箱是張力腿平臺(tái)主體結(jié)構(gòu)的重要組成部分之一。本文針對(duì) 2 個(gè) TLP 工程設(shè)計(jì)中浮箱框架校核，介紹了浮箱框架的典型結(jié)構(gòu)形式以及基于有限元的浮箱框架結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析方法。通過對(duì)比 2 種不同型式的浮箱設(shè)計(jì)（即橫向框架有支柱和無(wú)支柱），對(duì)不同設(shè)計(jì)型式帶來(lái)的結(jié)構(gòu)應(yīng)力變化進(jìn)行了初步討論。

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Research on the structural strength analysismethod of tlp pontoon bulkheads

JIANG Zhe1, CUI Wei-cheng1, LI Yang2, SHI Zhong-min2
(1. Hadal Science and Technology Research Center (Shanghai Engineering Research Center of Hadal Science and Technology), Shanghai Ocean University, Shanghai 201306, China; 2. China National Offshore Oil Corporation General Research Institute, Beijing 100028, China)

Pontoon bulkhead structures of Tension Leg Platforms (TLPs) are designed to withstand both local and global loads. The pontoon configuration will affect the load path and stress level such that different design tasksmay result in different configurations. This paper introduced general configurations of TLP pontoon structures and elaborates the structural strength analysismethod based on the finite elementmethod by giving two engineering cases with different structural configurations, i.e. transverse frames with stanchions and without stanchions.

tension leg platform；pontoon bulkhead；structural strength analysis based on finite elementmethod

P751

：A

1672 - 7619(2016)10 - 0056 - 06

10.3404/j.issn.1672-7619.2016.010.011

2016 - 06 - 12；

2016 - 07 - 25

國(guó)家重大專項(xiàng)資助項(xiàng)目(2011ZX05026)；上海市科學(xué)技術(shù)委員會(huì)資助項(xiàng)目(14DZ1205500, 14DZ2250900, 15DZ1207000)；上海海洋大學(xué)博士啟動(dòng)基金資助(A2-0203-00-100323)

姜哲(1982 - )，男，副研究員，研究方向?yàn)楦∈狡脚_(tái)總體設(shè)計(jì)和水動(dòng)力性能。