渠基顺，谷家扬，韦 琪，杨 玥，张忠宇
(1.江苏科技大学 海洋装备研究院, 镇江 212003)
(2.江苏科技大学 船舶与海洋工程学院, 镇江 212100)
(3.中国船舶及海洋工程设计研究院，上海 200011)
波浪砰击过程涉及波浪强非线性、瞬时效应的物理特性，一直是海洋工程领域研究的热点，严重的砰击会对冲击区域产生巨大的冲击压力，造成局部结构破坏[1].浮式生产储卸油船(floating production storage and offloading，FPSO)作为油田开采核心设施，需永久停驻在恶劣的海洋环境中，对FPSO的设计提出了更高的要求.圆筒形FPSO比常规船型相比拥有更大的水线面面积，较好的稳性和水动力性能，能较好适用于深浅水各种海洋环境[2].如何准确评估砰击载荷作用下的结构安全性，一直是困扰工程届的难题.文献[3]采用模型试验方法研究半潜式钻井平台在不同浪向下的波浪砰击载荷及其分布，研究表明横浪环境波浪砰击最为严重，迎浪次之，砰击载荷在空间上具有明显的三维特征.文献[4]基于Fluent与Sesam分别计算了船体砰击压力系数和砰击瞬时船体与波浪之间的相对速度，采用“两步走”的方法对船首底部及外飘处的砰击载荷进行研究.考虑砰击载荷在船首区域的时空分布，将该载荷分区施加在船首结构表面，计算了船首结构在砰击载荷作用下的结构响应.文献[5]基于CFD求解器的STAR与有限元软件ABAQUS进行交互耦合计算，对船体模型在实验水池的砰击现象进行数值仿真，分析结构砰击压力、结构变形及应力应变分布情况.文中以国内某FPSO工程项目为例，基于砰击试验包络载荷和DNVGL规范获取载荷时历曲线，采用ABAQUS有限元软件显示动力学求解方法，对砰击载荷作用下平台结构响应进行评估，并研究砰击载荷爬升时间对结构响应的影响.
(1)
(2)
速度对时间的积分并加上在增量步开始时的位移以确定增量步结束时的位移：
(3)
式中，Δt为积分时间步长，应用显示求解时，模型的状态通过时间的增量发生变化，但时间增量不能超过稳定极限.
2.1 计算模型
2.1.1 有限元模型
文中研究对象为圆筒形FPSO，为周向对称结构，考虑砰击载荷为局部载荷，取1/8结构模型进行有限元建模.模型范围为垂向：水线18 m至工艺甲板33 m；
径向：R31 m舱壁至外板；
周向：R8(90°)舱壁至R12(135°)舱壁.为提高计算精度[6]，有限元模型全部采用板单元模拟，模型采用S4R减缩积分单元，局部采用S3R减缩积分单元过渡，厚度方向赋予5个辛普森积分点，网格尺寸约为150 mm×150 mm.外板设计时，飞溅区域距直线14.5 m至27.8 m，考虑了6 mm的腐蚀余量，有限元模型中去除.为保证计算精度，模型中所有的开孔和肘板都已精确模拟，圆筒形FPSO分段有限元模型如图1.
图1 FPSO局部结构有限元模型
2.1.2 弹塑性本构模型
根据DNVGL-RP-C208规范的要求，用于非线性有限元分析的材料模型应能够反映材料在加载和卸载的非线性行为.对于金属材料，通常使用与时间无关的弹塑性本构模型，初始屈服面条件取Mises屈服准则，强化模型采用各向同性强化模型.应力σ与应变ε关系，如图2，另外，需要考虑板厚对材料属性的影响，规范中给出了不同板厚所对应的材料参数，需对不同板厚的材料属性分类定义，平台均选用AH36高强钢.
图2 应变σ和应力ε关系定义
(4)
式中：C和p为常数，DHF表示材料的实际应力与应变率为0.001 s-1应力结果的比值.在工程应用中，规范建议船用钢材采用参数C=4 000 s-1和p=5，因此文中采用规范推荐参数.
2.2 计算载荷及工况
2.2.1 计算载荷
一般情况下，平台在迎浪的状态中最容易发生砰击.砰击模型试验(图3)在上海交通大学进行，波浪角度考虑0、30°和60°，吃水选取最大22.8 m、最小16.5 m和中间20.8、18.5 m总计4种，共计50种不同的试验工况.选取最大砰击载荷为南海百年一遇环境载荷，随机波浪有义波高为13.7 m，谱峰周期为15.1 s，波浪采用Jonswap谱，流速为1.99 m/s，模型试验数据取超越概率水平90%.采用此工况试验载荷(包络载荷)作为砰击强度校核的输入，换算到实尺度大小为438.2 kN/m2.
图3 FPSO砰击试验
载荷的时历分布参照规范DNV_GL_OTG14相关要求获得，最大砰击载荷(包络载荷)作为峰值，结合图4不同持续时间对应的载荷和峰值载荷的比值关系和图5载荷时历曲线的获取方法，最终得到用于文中计算的砰击压力P的时历曲线(图6).
图4 不同压力水平下持续载荷和峰值载荷的比值
图5 基于规范的载荷时历曲线
图6 砰击载荷时历曲线
图5为文中计算的砰击载荷时历曲线，时间总长110 ms，计算砰击载荷爬升时间取10 ms.
2.2.2 计算工况
根据规范[8]，载荷作用区域为矩形区域，骨材跨距不小于3 m.文中载荷作用区域是个矩形，高度方向3 m，宽度方向为外板4个骨材间距(>3 m).考虑载荷中心点分别施加在宽度和高度方向上的强框、普通框架、舱壁处，共计18个工况，如表1.工况1～9的载荷作用区域是上下两个水平桁之间的外板区域，工况10～18载荷作用区域为水平桁上下各自1.5 m区域，如图7.
图7 各工况载荷施加示意图
表1 各工况载荷中心作用区域
边界条件：模型R8(90°)舱壁至R12(135°)舱壁采用关于舱壁对称约束，其余边界条件采用简支约束，尽量减少边界条件对计算结果的影响.
3.1 失效衡准
文中衡准依据规范[9]，在规定的平板上施加面内载荷CC01和组合载荷CC02求出临界应变值，判断平台结构的最大应变值是否小于临界应变值.平板结构选用AH36钢材，通过计算得出面内载荷模式CC01和组合载荷模式CC02对应的临界应变衡准如表2，δx，σz分别表示x和z方向的强迫位移.对于面内整体失效衡准采用CC01计算结果，临界失效应变取0.045；
当面内塑性主应变大于0.02的区域长度小于20倍板厚的情况，临界失效应变取0.083；
对于面外局部失效衡准采用CC02计算，临界失效应变取0.108.
文中首先采用面内整体失效衡准0.045进行评估，对于超标区域再判断是面内局部失效和面外局部失效并校核.
3.2 计算结果
基于砰击载荷时历载荷，采用弹塑性本构材料模型，利用ABAQUS/Explicit显示积分求解结构动态响应.计算结果显示：表3为18种计算工况下FPSO结构响应刚进入塑性应变阶段，没有产生大的塑性应变，最大塑性主应变产生在工况17窗户旁T型材面板处，大小为5.8×10-3，结构塑性主应变远小于面内整体失效衡准4.5×10-2,平台结构安全裕度大.这说明通过传统规范设计方法获得的结构尺寸相对比较保守，有一定的优化空间.
从图8应变和应力云图可以看出：当载荷中心作用于强框时，应力最大区域集中在外板；
当载荷中心作用于两个强框中间时，应力最大区域集中在竖向T型材面板或外板上；
当载荷作用于窗户区域时，应力最大区域集中于窗框角隅处，以上区域应为设计重点评估区域.
3.3 砰击载荷爬升时间对结构响应影响分析
砰击载荷爬升时间对结构强度和应变均有影响，分别选取爬升时间5、10、15、20 ms，载荷峰值和载荷持续时间相同，如图9，探究砰击载荷爬升时间对砰击强度和应变的影响.选取应力、应变最大工况17进行非线性结构强度计算，计算结果详见表4.砰击强度和应变峰值位置没有变，均发生在外板T型材面板处，但砰击强度和应变幅值发生变化.
图9 不同砰击载荷爬升时间时历曲线
从表4可以看出，砰击爬升5 ms工况和10 ms工况砰击强度基本相同，相差0.14%，塑性主应变相差3%.随着砰击载荷爬升时间的增加，砰击强度和塑性主应变减少幅度变大，当爬升时间达到20 ms，砰击强度相差1.73%，塑性主应变相差20.22%.这是由于砰击载荷爬升时间越小，材料应变率越高，高应变率使塑性变形则更集中于某一局部区域，塑性变形不均匀，这种不均匀限制了塑性变形的发展，导致材料强度提高.当载荷爬升时间超过10 ms，应力和塑性应变的增大趋势加快，塑性变形发展的更加充分，因此，评估砰击载荷作用下的结构响应需对载荷爬升时间做敏感性分析.
表4 不同砰击载荷爬升时间结构响应分析结果
(1) 基于砰击载荷的FPSO结构非线性响应分析结果表明，结构最大塑性主应变为5.8×10-3，满足衡准要求，且安全裕度较大.
(2) 砰击载荷爬升时间越小，材料应变率越高，高应变率使塑性变形则更集中于某一局部区域，塑性变形不均匀，限制了塑性变形的发展，导致材料强度提高.
(3) 砰击载荷爬升时间超过10 ms时，应力和塑性应变的增大趋势加快，塑性变形发展的更加充分.因此，采用规范[10]推荐的方法评估砰击载荷作用下结构响应时需对载荷爬升时间做敏感性分析.
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