極端海況下FPSO模塊支墩的動(dòng)態(tài)力學(xué)分析與試驗(yàn)研究

李 琴，陳 言，黃志強(qiáng)，高兆鑫，陳 振，敬 爽，付春麗

（1.西南石油大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，四川 成都 610500；2.石油天然氣裝備教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610500；3.中國(guó)石油集團(tuán)海洋工程有限公司，山東 青島 266000）

浮式生產(chǎn)儲(chǔ)油卸油裝置（floating production storage and offloading，F(xiàn)PSO）是用于海洋油氣開發(fā)，集生產(chǎn)、儲(chǔ)油、外輸、發(fā)電等于一體的綜合性海上油氣生產(chǎn)系統(tǒng)，如圖1所示。目前，F(xiàn)PSO可日處理原油19萬(wàn)桶，儲(chǔ)油量達(dá)200萬(wàn)桶，成為全海式油田開發(fā)工程中的核心單元。

圖1 FPSO示意圖Fig.1 FPSO schematic

近10年來，60%新發(fā)現(xiàn)的油氣田位于海上，預(yù)計(jì)未來40%的全球油氣儲(chǔ)量將集中于深海區(qū)域。隨著對(duì)海上油氣需求的增加，海洋油氣勘探和開發(fā)朝深海、超深海海域和邊際油田發(fā)展。FPSO長(zhǎng)期系泊定位于海上油田，要求其能抵御各種復(fù)雜、惡劣的海況。模塊支墩是FPSO上部模塊與主甲板的關(guān)鍵支撐連接結(jié)構(gòu)，其不僅承受FPSO上部模塊巨大的重力，還承受著風(fēng)、浪、流和液貨等載荷作用引起的巨大慣性力。一旦模塊支墩結(jié)構(gòu)發(fā)生失效破壞，將導(dǎo)致FPSO上部模塊整體傾覆，嚴(yán)重威脅海上油氣生產(chǎn)的安全。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)FPSO模塊支墩開展了結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、建造方法、安裝布置等相關(guān)研究。趙耕賢等［1］通過對(duì)比分析提出了新型模塊支墩結(jié)構(gòu)形式，改善了在惡劣海況下模塊支墩的受力狀態(tài)。遲少艷等［2］提出了模塊支墩的設(shè)計(jì)理念及設(shè)計(jì)特點(diǎn)，闡述了其設(shè)計(jì)原則和結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析方法。王璞［3］應(yīng)用一體化設(shè)計(jì)方法對(duì)組合形式的支墩模型進(jìn)行強(qiáng)度分析，消除了船體梁變形對(duì)模塊支墩的不利影響，避免了設(shè)計(jì)界面截?cái)嗪透鞣椒治瞿Ｐ偷牟黄ヅ鋯栴}。楊亞男等［4］利用有限元法開展了FPSO模塊支墩建造誤差對(duì)上部模塊強(qiáng)度和疲勞壽命的影響研究，提出了模塊支墩建造誤差控制方法。Sang-Woo［5］采用屈服強(qiáng)度準(zhǔn)則驗(yàn)證了FPSO模塊支墩及其相關(guān)支撐結(jié)構(gòu)均具有足夠的設(shè)計(jì)荷載和強(qiáng)度。Sung-Ryng［6］采用局部精細(xì)網(wǎng)格法和屈服強(qiáng)度準(zhǔn)則對(duì)FPSO模塊支墩模型進(jìn)行了分析和評(píng)價(jià)。Mespaque等［7］通過對(duì)FPSO模塊支墩的應(yīng)變和相對(duì)位移的監(jiān)測(cè)試驗(yàn)，分析了模塊支撐系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)力學(xué)行為。Henriksen等［8］用優(yōu)化的有限元方法分析了FPSO模塊支墩的結(jié)構(gòu)，研究了由船體梁變形、儲(chǔ)罐壓力和船舶運(yùn)動(dòng)引起的上層慣性載荷作用下的支墩結(jié)構(gòu)的受力情況。

目前針對(duì)FPSO模塊支墩的動(dòng)態(tài)力學(xué)分析的研究較少，尤其是針對(duì)模塊支墩薄弱危險(xiǎn)點(diǎn)的研究。本文通過有限元分析軟件建立FPSO上部模塊的有限元模型，開展模塊支墩的動(dòng)態(tài)力學(xué)分析，評(píng)價(jià)在極端海況條件下FPSO上部模塊整體的安全性，以保障模塊支墩的可靠性，并通過試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證，以期為FPSO模塊支墩的設(shè)計(jì)和制造提供可靠的理論和試驗(yàn)參考依據(jù)。

1 極端海況下FPSO運(yùn)動(dòng)響應(yīng)分析

1.1 FPSO設(shè)計(jì)參數(shù)和主要性能指標(biāo)

本文以由最新技術(shù)建造、服役年限最低、功能模塊齊全的“海洋石油118”FPSO（以下簡(jiǎn)稱為“FPSO”）作為研究對(duì)象［9］。采用Creo三維建模軟件建立FPSO模塊艙段幾何模型，如圖2所示。

FPSO隸屬于中國(guó)海洋石油集團(tuán)有限公司恩平24-2油田。恩平24-2油田位于我國(guó)南海珠江口盆地北部，所在海域水深為86～96 m。FPSO設(shè)計(jì)參數(shù)和主要性能指標(biāo)如表1所示。

圖2 FPSO模塊艙段幾何模型Fig.2 FPSO module cabin geometry model

表1 FPSO設(shè)計(jì)參數(shù)和主要性能指標(biāo)Table 1 FPSO design parameters and main performance indicators

1.2 海洋環(huán)境分析

根據(jù)國(guó)家海洋環(huán)境預(yù)報(bào)中心發(fā)布的南海風(fēng)浪流采集和統(tǒng)計(jì)參數(shù)，確定了南海1年一遇、10年一遇、100年一遇的風(fēng)浪流環(huán)境參數(shù)，如表2所示［10］。

表2 南海風(fēng)浪流環(huán)境參數(shù)Table 2 Environmental parameters of wind,wave and flow in the South China Sea

1.3 運(yùn)動(dòng)響應(yīng)理論分析

FPSO在海洋環(huán)境載荷作用下具有6個(gè)自由度的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)結(jié)果，包括縱蕩、橫蕩和垂蕩三個(gè)平動(dòng)分量和橫搖、縱搖和首搖三個(gè)轉(zhuǎn)動(dòng)分量。其中，橫搖對(duì)FPSO上部模塊結(jié)構(gòu)件的影響最大，是導(dǎo)致FPSO模塊支墩結(jié)構(gòu)破壞、失效的關(guān)鍵因素，因此筆者主要分析在南海的極端海況條件下FPSO的橫搖運(yùn)動(dòng)響應(yīng)規(guī)律。在南海的極端海況條件下FPSO橫搖運(yùn)動(dòng)響應(yīng)結(jié)果如表3所示。

表3 南海極端海況條件下FPSO橫搖運(yùn)動(dòng)響應(yīng)結(jié)果Table 3 FPSO rolling motion response result in extreme sea conditions in the South China Sea

假設(shè)FPSO船體按正橫規(guī)則波作小角度橫搖，則可認(rèn)為其阻尼力矩與橫搖加速度呈線性關(guān)系，恢復(fù)力矩與橫搖角呈線性關(guān)系，而船寬遠(yuǎn)小于波長(zhǎng)，因而可認(rèn)為波浪對(duì)船體的作用相當(dāng)于一個(gè)作簡(jiǎn)諧角振蕩的波平面對(duì)船體的作用［11］，如圖3所示。在以上假設(shè)下，作用在船體的力矩，除了船在靜水中橫搖所受的力矩外，還有波浪擾動(dòng)力矩。

圖3 FPSO船體橫搖簡(jiǎn)諧運(yùn)動(dòng)示意Fig.3 Schematic of FPSO rolling simple harmonic motion

根據(jù)動(dòng)平衡原理［12］，作用于FPSO橫搖運(yùn)動(dòng)的總力矩為零，由此可以建立FPSO在正橫規(guī)則波作用下橫搖運(yùn)動(dòng)的微分方程式：

式中：Jφφ為船體的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；ΔJφφ為船體的附加慣性矩；Nφφ為船體的阻尼系數(shù)；D為船體排水量；h為船體初穩(wěn)心高度；Xφ為波面角修正系數(shù)；α0為最大波面角；ω為波浪強(qiáng)迫橫搖圓頻率。

通過式（1）可求解橫搖相對(duì)波面角的幅頻響應(yīng)函數(shù)Kφα0和橫搖的相頻響應(yīng)函數(shù)εφα。

由于海浪運(yùn)動(dòng)較為復(fù)雜，將波浪簡(jiǎn)化為規(guī)則的簡(jiǎn)諧波，可以確定波浪的波面角方程。FPSO船體屬于二階線性系統(tǒng)，可得到FPSO船體橫搖簡(jiǎn)諧運(yùn)動(dòng)方程為：

φ=φα?sin(ωt+εφα)

結(jié)合假設(shè)的波浪運(yùn)動(dòng)，得出在南海1年一遇、10年一遇、100年一遇的極端海況條件下FPSO船體的橫搖運(yùn)動(dòng)響應(yīng)：

2 FPSO模塊支墩有限元模型的建立

1）模型簡(jiǎn)化。

將實(shí)物模型作如下簡(jiǎn)化：①將船體艙段視為剛體，簡(jiǎn)化成甲板；②考慮上部模塊動(dòng)、靜設(shè)備的重力作用，其中在操作工況下原油處理器的重量為2 294 N，輸送泵的重量為225 N；③忽略連接管線。

2）網(wǎng)格劃分。

利用有限元分析軟件建立FPSO模塊整體有限元模型，如圖4所示。模塊甲板為工字梁結(jié)構(gòu)，模塊支墩為箱式薄殼結(jié)構(gòu)，支撐管為圓柱管式結(jié)構(gòu)，因此均可采用三維四節(jié)點(diǎn)Solid187梁?jiǎn)卧獎(jiǎng)澐志W(wǎng)格，如圖5所示。模塊支墩和支撐管的材料為AH36高強(qiáng)度鋼，其屈服強(qiáng)度為355 MPa；船體甲板，模塊甲板和上部模塊動(dòng)、靜設(shè)備的材料為Q235型鋼。

圖4 FPSO模塊整體有限元模型Fig.4 Finite element model of the whole FPSO module

圖5 FPSO模塊整體有限元模型的網(wǎng)格劃分Fig.5 Meshing of finite element model of the whole FPSO module

3）邊界條件。

FPSO采用兩端固定滑動(dòng)式、中間固定式的箱式結(jié)構(gòu)，中間的兩固定支墩固定約束，四邊角上滑動(dòng)支墩的支撐結(jié)構(gòu)與箱體摩擦接觸，其摩擦系數(shù)為0.3?？紤]重力加速度，根據(jù)FPSO的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)理論分析結(jié)果，選擇船體重心處甲板的一條邊線為固定約束，作為施加橫搖角位移的邊界條件。各模塊支墩間相互獨(dú)立，不計(jì)模塊支墩之間的影響。

3 FPSO模塊支墩動(dòng)態(tài)力學(xué)分析

采用有限元分析方法，開展在南海1年一遇、10年一遇、100年一遇的極端海況條件下模塊整體及其關(guān)鍵部位的位移、應(yīng)力和應(yīng)變分析，以掌握模塊支墩結(jié)構(gòu)在不同極端海況下的變形、受力規(guī)律，從而對(duì)其進(jìn)行安全性評(píng)價(jià)。

3.1 模塊整體動(dòng)態(tài)力學(xué)分析

在FPSO甲板兩側(cè)及其與支墩連接處以及FPSO上部模塊甲板及其與動(dòng)、靜設(shè)備連接處模塊整體的變形較大。如圖6所示，受上部模塊重力作用以及甲板兩端的固定影響，甲板變形沿船體橫向方向逐漸呈對(duì)稱性增大，F(xiàn)PSO甲板中間的變形量較小，甲板邊緣的變形量最大。模塊支墩變形主要發(fā)生在支撐管、肘板以及支墩邊角受力集中部位。

圖6 FPSO模塊整體變形云圖Fig.6 Deformation nephogram of the whole FPSO module

模塊整體應(yīng)力主要集中在支墩結(jié)構(gòu)與甲板關(guān)鍵連接處，如圖7所示。從6個(gè)支墩的應(yīng)力狀況來看，由于支墩對(duì)稱布置，受上部模塊橫搖運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的慣性載荷以及不均勻重載的作用，中間兩固定支墩Z(yǔ)D1、ZD2和靜設(shè)備端側(cè)邊滑動(dòng)支墩Z(yǔ)D3的應(yīng)力較大，多處出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象。

圖7 FPSO模塊整體應(yīng)力云圖Fig.7 Stress nephogram of the whole FPSO module

3.2 關(guān)鍵支墩動(dòng)態(tài)力學(xué)分析

1）關(guān)鍵支墩變形分析。

通過對(duì)不同極端海況下FPSO模塊關(guān)鍵支墩Z(yǔ)D1、ZD2、ZD3變形分析可知，主支墩箱體梯形面、側(cè)支撐筋板、斜支撐肘板和斜支撐管的變形相對(duì)明顯。隨著海洋風(fēng)浪流沖擊的加劇，橫搖運(yùn)動(dòng)頻率幅值增大，則立管和斜支撐管彎曲曲率增大，變形面積擴(kuò)大，但總體上縱向斜支撐的變形量大于橫向斜支撐的變形量。如圖8所示，在南海100年一遇的極端海況條件下，ZD1側(cè)支撐筋板的變形為29 mm，ZD2斜支撐管與肘板連接處的變形為36.77 mm，ZD3箱體橫向梯形面的變形為30 mm，且縱向面變形小于橫向面。以上變形均屬于彈性變形階段，滿足結(jié)構(gòu)安全條件。

2）關(guān)鍵支墩應(yīng)力分析。

FPSO模塊關(guān)鍵支墩的應(yīng)力主要集中在支墩邊角、斜支撐肘板以及側(cè)支撐筋板。為進(jìn)一步掌握支墩各部位的應(yīng)力分布規(guī)律，進(jìn)行關(guān)鍵支墩Z(yǔ)D1、ZD2、ZD3應(yīng)力集中關(guān)鍵點(diǎn)的數(shù)值仿真，結(jié)果如圖9所示，其中：N1為側(cè)支撐筋板與墊板接觸邊角處，N2為支墩與甲板接觸邊角處，N3為斜支撐肘板與墊板接觸邊角處，N4為斜支撐肘板與立撐管上接觸角處，N5為側(cè)支撐筋板與立撐管接觸角處，N6為支墩與墊板接觸邊角處。

圖8 南海100年一遇的極端海況條件下FPSO關(guān)鍵支墩變形區(qū)域及變形量Fig.8 Deformation area and deformation amount of FPSO key stools in extreme sea conditions of once in a hundred years in the South China Sea

3）關(guān)鍵支墩屈服強(qiáng)度分析。

根據(jù)中國(guó)船級(jí)社發(fā)布的《海上浮式裝置入級(jí)規(guī)范》的規(guī)定［13-14］，對(duì)模塊支墩的關(guān)鍵部位進(jìn)行屈服強(qiáng)度校核，其準(zhǔn)則如下：

式中：fi為單元的應(yīng)力強(qiáng)度，即Von Mises應(yīng)力；fL為板元長(zhǎng)度方向的面內(nèi)應(yīng)力，包括第一類應(yīng)力和第二類應(yīng)力；fT為板元寬度或高度方向的應(yīng)力，只包括第二類應(yīng)力；fLT為單元的剪應(yīng)力；fy為材料的屈服強(qiáng)度，為355 MPa；Sm為材料屈服強(qiáng)度的簡(jiǎn)縮系數(shù)，為0.908。

在南海的極端海況條件下FPSO關(guān)鍵支墩屈服強(qiáng)度分析結(jié)果如表4所示。

由表4可知，ZD1、ZD2和ZD3的最大應(yīng)力分別在N3、N4和N4節(jié)點(diǎn)處，ZD1和ZD3的應(yīng)力相差不大，ZD2的應(yīng)力值最大，約為ZD1和ZD3的2倍，其中ZD2在N4處的應(yīng)力最大，達(dá)到51.875 MPa，而其許用應(yīng)力為322.34 MPa，滿足強(qiáng)度條件。從分析標(biāo)準(zhǔn)差可知，最大標(biāo)準(zhǔn)差在N3處，說明斜支撐肘板受波浪橫搖沖擊作用較大，導(dǎo)致其應(yīng)力波動(dòng)幅值相對(duì)較大。

對(duì)FPSO模塊支墩結(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元強(qiáng)度分析，重點(diǎn)關(guān)注關(guān)鍵區(qū)域的關(guān)鍵點(diǎn)。模塊支墩結(jié)構(gòu)屈服衡準(zhǔn)如下：

圖9 FPSO關(guān)鍵支墩應(yīng)力分布及應(yīng)力集中關(guān)鍵點(diǎn)Fig.9 Stress distribution and key stress concentration points of FPSO key stools

表4 南海極端海況條件下FPSO關(guān)鍵支墩屈服強(qiáng)度分析結(jié)果Table 4 Analysis result of yield strength of FPSO key stools in extreme sea conditions in the South China Sea

λy≤ 0.9(S+D)

其中：

式中：λy為單元的屈服利用因子；σvm為數(shù)單元的Von Mises等效應(yīng)力；σrod為桿單元軸向應(yīng)力；σyd為規(guī)定的材料屈服應(yīng)力；k為材料系數(shù)。

FPSO模塊支墩關(guān)鍵點(diǎn)的屈服評(píng)估結(jié)果如表5所示，其中λp為支墩許用屈服利用因子。

表5 FPSO模塊支墩關(guān)鍵點(diǎn)屈服評(píng)估結(jié)果Table 5 Yield evaluation result of key points of FPSO module stools

由表5可知，關(guān)鍵點(diǎn)ZD1-N3、ZD2-N4和 ZD3-N4的屈服利用因子均小于其許用屈服利用因子，符合屈服強(qiáng)度規(guī)范的要求，滿足FPSO在南海海洋載荷作用下的安全運(yùn)行條件。但ZD2-N4的屈服利用因子遠(yuǎn)大于ZD1-N3和ZD3-N4，說明ZD2斜支撐肘板處較容易屈服失效?？赏ㄟ^加大肘板筋板厚度和改善支墩結(jié)構(gòu)來提高其結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，增強(qiáng)FPSO模塊支墩在南海惡劣海況條件下的適應(yīng)性和安全性。

4 極端海況下FPSO模型的模擬試驗(yàn)

開展FPSO模型在不同極端海況下的模擬試驗(yàn)，掌握試驗(yàn)條件下FPSO模塊支墩的應(yīng)力響應(yīng)規(guī)律，評(píng)價(jià)其安全性，并與有限元分析結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。

4.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1）相似理論。

在海洋工程的模擬試驗(yàn)中，常采用相似原理與量綱分析方法設(shè)計(jì)試驗(yàn)?zāi)Ｐ?。利用弗洛德?shù)Fr作為相似基準(zhǔn)［15］，則重力相似準(zhǔn)則為：

式中：v為速度；l為長(zhǎng)度；g為重力加速度。

為了滿足重力相似準(zhǔn)則，要求Fr模型與原型一致：

據(jù)此可推導(dǎo)出：

λσ= λE

式中：λv、λl、λg分別為速度比尺、幾何比尺、重力加速度比尺；λa、λE、λρ、λσ分別為加速度比尺、彈性模量比尺、密度比尺、應(yīng)力比尺。

在滿足重力相似準(zhǔn)則條件的弗洛德常數(shù)Fr情況下，應(yīng)力比值和材料彈性模量比值接近于1。當(dāng)試驗(yàn)?zāi)Ｐ团c試驗(yàn)對(duì)象采用相同材料制作，且支墩模型與原型同時(shí)滿足邊界相似、幾何相似和物理量參數(shù)相似，即遵守相似三定理［16-17］，則認(rèn)為試驗(yàn)?zāi)Ｐ团c試驗(yàn)對(duì)象所受應(yīng)力近似。

2）模型試驗(yàn)縮尺比。

模型試驗(yàn)縮尺比一般為1/40～1/100。FPSO上部模塊屬于FPSO子結(jié)構(gòu)模型，可增大縮尺比以減小誤差［18］。結(jié)合模型尺寸、模擬平臺(tái)尺寸、模擬平臺(tái)承載能力、制作成本和測(cè)試精度的要求，確定FPSO上部模塊的試驗(yàn)?zāi)Ｐ涂s尺比為1∶10。

3）試驗(yàn)設(shè)備。

試驗(yàn)采用電動(dòng)六自由度平臺(tái)系統(tǒng)模擬南海極端海況下FPSO的運(yùn)動(dòng)。平臺(tái)有效載荷為5 t，最大角速度為10°/s，角加速度20°/s2，最大速度為500 mm/s，加速度為0.1g。試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)如圖10所示，配備TZT3826E靜態(tài)信號(hào)測(cè)試分析系統(tǒng)、TST5928分布式動(dòng)態(tài)信號(hào)測(cè)試分析系統(tǒng)、電阻式應(yīng)變片、加速度傳感器、帶有信號(hào)測(cè)試分析軟件的計(jì)算機(jī)及若干導(dǎo)線。

圖10 FPSO模擬試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)Fig.10 FPSO simulation test site

4）試驗(yàn)加載與測(cè)試。

在電動(dòng)六自由度平臺(tái)控制系統(tǒng)界面輸入設(shè)置的數(shù)據(jù)，在南海1年一遇、10年一遇、100年一遇的極端海況條件下FPSO橫搖簡(jiǎn)諧運(yùn)動(dòng)的幅值φ和周期T為主要輸入?yún)?shù)。通過輸出系統(tǒng)實(shí)時(shí)反饋FPSO的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)參數(shù)，監(jiān)測(cè)電動(dòng)六自由度平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)穩(wěn)定性，并判斷FPSO的運(yùn)動(dòng)擬合精度，以提高測(cè)試的真實(shí)性。測(cè)試并分析FPSO模塊支墩的動(dòng)力學(xué)性能，主要測(cè)試模塊支墩支撐筋板和焊縫區(qū)域的應(yīng)力以及支墩與模塊甲板連接處的應(yīng)力，如圖11所示。

4.2 仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的比較

測(cè)試并采集在南海1年一遇、10年一遇、100年一遇的極端海況條件下ZD1、ZD2、ZD3關(guān)鍵點(diǎn)的應(yīng)力數(shù)據(jù)。由試驗(yàn)結(jié)果可知，在ZD1-N3、ZD2-N4處的應(yīng)力較大，這與仿真結(jié)果一致。ZD1-N3、ZD2-N4處的應(yīng)力變化曲線如圖12、圖13所示。

由圖12和圖13可知：

圖11 FPSO模塊支墩關(guān)鍵點(diǎn)的應(yīng)力測(cè)試Fig.11 Testing of stress on key points of FPSO module stools

圖12 ZD1-N3處應(yīng)力變化曲線Fig.12 Variation curve of stress on ZD1-N3

1）在南海1年一遇、10年一遇、100年一遇的極端海況條件下模塊支墩動(dòng)力學(xué)性能測(cè)試與仿真中，危險(xiǎn)部位相同，危險(xiǎn)工況相似，對(duì)應(yīng)的危險(xiǎn)時(shí)刻相同；ZD1-N3、ZD2-N4處的應(yīng)力變化曲線相似，近似呈周期性變化，其波峰與波谷位置相近，當(dāng)橫搖角最大時(shí)應(yīng)力達(dá)到最大；在100年一遇的極端海況條件下支墩應(yīng)力最大，在ZD1-N3、ZD2-N4處的應(yīng)力測(cè)試值分別為22.0，46.6 MPa，ZD2-N4處的應(yīng)力約為ZD1-N3的2倍，均小于許用應(yīng)力322.34 MPa，滿足強(qiáng)度條件。

2）在南海1年一遇、10年一遇、100年一遇的極端海況條件下ZD1-N3、ZD2-N4受海洋載荷作用，其應(yīng)力近似呈簡(jiǎn)諧正弦周期性變化，應(yīng)力幅值隨海況條件惡劣程度的提高呈增大趨勢(shì)。ZD1-N3、ZD2-N4處的最大應(yīng)力仿真值分別為26.3，51.9 MPa，均滿足強(qiáng)度條件，且ZD1-N3、ZD2-N4處應(yīng)力測(cè)試值與仿真值的相對(duì)誤差分別為16%，10%，在誤差允許范圍內(nèi)，可認(rèn)為仿真結(jié)果具有一定的準(zhǔn)確性。

圖13 ZD2-N4應(yīng)力變化曲線Fig.13 Variation curve of stress on ZD2-N4

5 結(jié)論

1）結(jié)合水動(dòng)力學(xué)和耐波性理論分析了南海FPSO的運(yùn)動(dòng)規(guī)律，利用有限元仿真方法對(duì)FPSO模塊整體進(jìn)行動(dòng)態(tài)力學(xué)分析，研究在南海極端海況條件下其關(guān)鍵支墩結(jié)構(gòu)的變形、受力規(guī)律。結(jié)果顯示，F(xiàn)PSO的最大應(yīng)力出現(xiàn)在支墩Z(yǔ)D2-N4處，為51.9 MPa，但仍符合強(qiáng)度規(guī)范要求。

2）采用電動(dòng)六自由度平臺(tái)模擬南海1年一遇、10年一遇、100年一遇的極端海況條件，設(shè)計(jì)了縮尺比為1∶10的FPSO上部模塊試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，開展了FPSO模塊整體動(dòng)態(tài)力學(xué)模擬試驗(yàn)。試驗(yàn)結(jié)果表明：支墩Z(yǔ)D1-N3、ZD2-N4處的應(yīng)力近似呈周期性變化，在100年一遇的極端海況下其最大應(yīng)力分別為22，46.6 MPa，均滿足結(jié)構(gòu)安全條件；在試驗(yàn)測(cè)試與仿真計(jì)算中，模塊支墩的危險(xiǎn)點(diǎn)相同，危險(xiǎn)工況相似，對(duì)應(yīng)的危險(xiǎn)時(shí)刻相同；ZD1-N3、ZD2-N4處最大應(yīng)力測(cè)試值與仿真值的相對(duì)誤差分別為16%，10%，可認(rèn)為仿真結(jié)果具有一定的準(zhǔn)確性。

3）通過仿真與試驗(yàn)可知，F(xiàn)PSO模塊支墩的應(yīng)力主要集中在斜支撐肘板處。加大肘板筋板厚度和改善支墩結(jié)構(gòu)是提高其結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的有效方式。本研究為海洋工程設(shè)計(jì)和FPSO的建造提供了可靠的數(shù)值計(jì)算和模型試驗(yàn)方法。