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《半潜式钻井平台极限强度及裂纹缺陷评估的分析》由会员上传分享，免费在线阅读，更多相关内容在行业资料-天天文库。
复旦大学博士后出站报告摘要半潜式钻井平台是海洋石油开发的关键设施之1平台在加工建造过程中不可避免地存在初始缺陷，在长期的生产过程中在海洋环境载荷作用下极易出现疲劳裂纹裂纹在结构服役过程中对环境载荷作用极为敏感，往往引起应力集电进而促进裂纹扩展直至结构最终失效如何评价现役海洋平台存在的各种裂纹对结构安全的影响一直是学术界面临的一大难题本文以南海五号半潜式平台为研究对象，基于‘合于使用’原则，采用ABAQUS软件，在BS7910等规范的基础上，对含裂纹平台结构进行分析评定，确定裂纹的拒收和接受同时对椭圆形表面裂纹前沿应力强度因子的分布规律，以及在极端环境条件下裂纹的极限尺寸进行研究，为含裂纹平台安全评价提供了一种科学方法。本研究报告以实际工程项目为依托，围绕着半潜式钻井平台的延寿评估，将有限元建模波浪载荷的计算整体结构分析局部应力评估裂纹断裂评价有机结合为一体本研究报告通过了海洋工程的权威机构——挪威船级社DNV的审核。本研究主要工作如下：根据DNV规范，并利用高级有限元软件ABAQUS对南海五号半潜式平台建立了详尽的有限元模型，研究了半潜式钻井平台运动流场非定常扰动势的定解条件，分别引入有限水深和无限水深频域Green函数，应用源汇分布法对三维水动力系数和绕射势进行了求解，研究了半潜式平台运动及波浪载荷的求解方法，并对波浪载荷进行了计算，对平台结构的整体及局部应力状况进行了详细评估。基于‘合于使用’原则，应用断裂力学的理论和方法，开发了含缺陷平台结构ECA(EngineeringCriticalAssessment)评估软件，对探伤发现的裂纹的可接受性进行了EeA评估，得到了裂纹可接受的临界尺寸，解决了大型工程结构裂纹评价的工程问题，具有重要的工程应用价值研究成果不仅可以应用于半潜式平台的裂纹评估，而且可以应用于固定式、自升式平台以及海底管线的裂纹评估。本研究利用ABAQU$软件强大的计算功能并将该软件首次应用于半潜式平台结构的评估，主要解决了如下问题：(1)大型工程结构的整体有限元分析与局部裂纹分析单元尺寸不协调性问题：(2)给定结构形式以及工作条件、裂纹类型、尺寸大小，判断该裂纹是否可接受：(3)给定结构形式、工作条件以及裂纹类型，确定该类裂纹的损伤容限(最大允许尺寸)；(4)船俸表面的脉动压力响应计算中的实际船体的三维效应问题；(5)三维波浪载荷的计算模块与结构有限元模型的协调匹配以及和ABAQUS的接口问题。关键词：ECA评估裂纹有限元半潜式平台波浪载荷ABAQUS 复旦大学博士后出站报告ABSTRACTTheSemi-submersibleplatformisoneofthemaininstallationsforoffshoreoildevelopment．CracksintheplatformareinevitableduetofabricationandenvironmentalloadsSincecracksaresensitivetoenvironmentalloads，theywillinducestressconcentrationandpropagateuntilthestructurefailureTheassessmentoftheinfluenceoftheexistingcracksintheplatformstructureshasbeenanacademicdifficultyfordecadesAsemi—submersibleplatformservicinginSouthChinaSeaisusedfortheanalysisinthispaper．Basedontheprincipleof“FitForService”andBS7910，thecrackedplatformisassessedandanalyzedbyusingABAQUSfocusingontheacceptanceofthecrackThedistributionofthestressintensityfactoroftheellipticaIsurfacecrackfrontandtheallowablemaximumdimensionofthecrackarestudiedinthispaperThefocusofthispaperistoprovideamethodforsafetyevaluationofthecrackedplatform．Thefiniteelementmodel．waveloadscalculation，theglobalstressanalysis，localstressandcrackfractureassessmentareintegratedintothelifeevaluationofthesemi—submersibleplatform，whichhasbeensuccessfullyappliedtoCNOOCengineeringprojectThisreporthaspassedDNV’sapprovalThemainworkincludes：Accordingto，thefiniteelementmodelofNANHAI5isestablishedbyusingABAQUS．ThedeterministicsolutionconditionsofnonconstantperturbationpotentialforSemi—submersibleplatformmotionflowfieldareinvestigated．TheGreenfunctionofshallowanddeepwaterisintroducedrespectively．The3-Dhydrodynamiccoefficientanddiffractionpotentialaresolvedbysink-sourcetheory．Themotionandwaveloadsonthesemi—submersibleplatformareinvestigatedandcalculated．Theoverallstressstateofthepla怕rmandlocalstressdistributionisevaluatedcomprehensively．Basedon“FitForService’’and“TheoryofFractureMechanic”．aspecificprogramisdevelopedtoassessthecrackedplatform．TheacceptabilityandthemaximumallowabledimensionofthedetectedcrackaredeterminedbyEngineeringCriticalAssessment(ECA)method．Theproblemofthecrackassessmentforlargescalestructuresissolved．Theachievementisnotonlyappliedtothesemi—submersibleplatform，butalsocanbeusedinthecrackassessmentonjack—up，fixedplatformandsubseapipelines．Themainproblemssolvedinthisreportareasfollow：《1)TheunmatchoftheelementdimensionoflocalcracksandelementsoflargescalestructureforglobalFEA．(2)Theacceptabilityofcrackunderspeci能structuralandcracktype，given 复旦大学博士后出站报告dimensionanddefiniteserviceconditions(3)Themaximumallowablecrackdimensions(DamageLimit)underdefinitestructuralandcracktype．givensewiceconditions．(4)Theproblemofthe3-DeffectofthepontoonsonthecalculationofpulsatingpressresponsesalongpontoonSUrface．(5)ThematchproblembetweenwaveloadscalculationmoduleandtheFEstructuremodelandtheinterfaceproblembetweenthedevelopedwaveloadsprogramandABAQUSKeywords：EOAassessment．Crack，FiniteeIementmethod．Semi-submersibIePIatformWaveloads．ABAOUS 南海五号半潜式钻并平台实景照片 复旦大学博士后研究工作报告第一章绪论第一章 复旦大学博士后研究工作报告1．研究背景石油——“工业的血液”、“黑色的金子”，作为国民经济发展的重要能源，从长远和全球的观点来看，所谓“能源问题”，确切的说就是“石油问题”。我国尽管幅员辽阔的大地上蕴藏着丰富的自然资源，却由于人口众多，消费需求量大，内陆油田的开采量根本不能满足工农业发展的需要。因此，大力发展海洋石油工业是解决我国能源紧缺问题的出路之一，向海洋要石油是今后较长时间发展的必然趋势。海洋平台作为开发海上石油的关键设施，能否安全作业，对于海洋石油的开采是极其关键的。同时，对于维护社会的稳定、保证国民经济的稳定快速发展具有重要的经济及政治意义。由于冶金、制造、环境条件及使用中的诸多原因，海洋平台结构在服役过程中通常会产生多种形式的缺陷。缺陷的存在除造成结构的不完整外，往往还加速结构失效，成为导致结构发生重大灾难性工程安全事故的根源，给人民的生命财产安全造成不可估量的损失。因此，评价含缺陷结构的安全性具有非常重要的现实意义。这一课题也成为20世纪末国际工程界十分关注的问题。经过几十年的发展，中国海洋石油总公司己具备足够的实力独立完成各项海上采油工程项目。尤其在平台建造、铺设海底油、气输送管线方面的能力日益加强，生产规模也不断扩大。然而，海洋平台是典型的焊接结构，各种缺陷和变形同样在生产过程及服役过程中不可避免。更为严重的是这类结构通常处于复杂的受力环境和恶劣的腐蚀性环境中，平台结构除承受重力、各种压力等静态力外，还要承受机械振动、海水反复冲击等动态力，更要承受台风、地震等不可预知的外力，大气腐蚀、海水腐蚀等不仅会加剧已有的缺陷和变形，还可能产生附加的诸如疲劳裂纹、各种腐蚀裂纹等缺陷。可见，这类结构中若存在缺陷，受力和服役环境会使缺陷不断加深和扩展直至平台整体失效，甚至断裂事故，造成生命财产的巨大损失和海洋环境的重大污染。因此，为保证工程质量和结构的安全经济运行，对含缺陷平台结构的安全性加以正确评价是非常必要的川。然而，我国目前尚无专用于海洋平台结构缺陷评估的标准，因此在这方面所做的工作也很少。多年来，中国海洋石油工程股份有限公司的工程缺陷评估工作一直出挪威船级社DNV来完成。然而，随着中国海洋石油总公司的不断发展壮大，承揽工程项目的数量增加、范围扩大，若一味委托DNV进行ECA评估，不仅费用昂贵，且极不便利。安全评估技术的欠缺越来越成为制约企业发展的瓶颈。有鉴于此，海洋石油工程公司特委托中国船级社段梦兰研究员开发了一套海底管线缺陷ECA评估软件，并在实际工程项目中得到了广泛的应用。基于这一课题，考虑到海洋平台和海底管线是相似的焊接结构，因此，进～步开展第一章3 复旦大学博士后研究工作报告了含缺陷海洋平台结构的工程评估研究。2。舍缺陷结构完整性评定的发展现状国际上广泛地将缺陷评定及安全评定称之为完整性评定或“合于使用”评定。合于使用原则首先由英国焊接研究所(Tvvl)提出，该原则与“完整结构”在概念上的区别是它明确承认结构存在构件形状、材料性能偏差和缺陷的可能性。但它又是建立于诸如断裂力学、材料试验、应力分析、质量检查或无损探伤等科学方法基础之上的。“合于使用”原则要充分保证所制造的结构不发生己知机制如脆性破坏、疲劳失效、应力腐蚀的失效事故。因此该原则为结构的设计、制造和操作提供了一个有效的手段。随着人们对缺陷研究的不断深入，基于“合于使用”原则建立的结构完整性技术及其相应的工程安全评定规程(或方法)应用而生，并越来越走向成熟。在一些国家的组织中已建立了用于焊接结构设计、制造和验收的标准。例如英国焊接研究所提出的焊接缺陷安全评定的PD-6493—89“，英国中央电力局(cEGB)的“有缺陷结构的完整性评定标准”R／H／R6～REV，日本焊接协会提出的WES-2805K，德国GKSS焊接研究所提出的EFAM—ETa4一MM一90方法，国际焊接学会的“关于在设计、制造和检验中应用工程临界评定方法”对焊接产品进行“合于使用评定的IIW／]IS—SST一】157—90”，以及我国压力容器协会为首提出的CVDA一84和不久前重新编制的SAPV等。这些规范或标准在国际、国内已经得到了相当广泛的应用。随着科学技术的不断发展和实践经验的积累，各国的缺陷评定标准不断更新，如德国CKSS研究中心1991年发表了EFAMETM的工程缺陷评定方法，法国在其“核电厂部件在役检验规则”(RSE—MCode)的第五章中给出了“缺陷评定方法”，1996年瑞典又给出了“带裂纹构件安全评定规程(手册)SA／FOU—Report的修订版”。尤其引人关注的是近年来欧美安全评定规范的发展中的两件标志性事件。一是1996年在欧洲共同体资助下由共同体10余个焊接研究机构和学校在R6和EFA～t—ETM—MM一90方法基础上丌展的、计划在共同体国家内应用的标准“结构完整性评定方法”即‘SINTAP’，已于2000年发表并已形成了一个未来欧洲统一标准的草稿。由于英国R6、PD6493、德国的CKSS及瑞典技术中心都是SINTAP研究的核心成员，SINTAP也是他们共同参与研究后形成的共识。与此同时，鉴于SINTAP不久将要成为欧洲的统一标准．R6于2001年颁布了他的全新版(第4版)：PD6493于2000年颁布了他的修订版，但代号已改为BS7910：1999，取消了PD代号而正式列入正规的英国标准。第二件事是美国石油学会于2000年颁布了针对在役石油化工设备的合于使用评定标准API579，在内容上具有鲜明特色，反映了结构完整性，评定技术研究范围有了很大拓宽。第一章4 复旦大学博士后研究工作报告我国在锅炉、压力容器及压力管道等结构的完整性评定方面做了大量工作，然而早期在缺陷等级评定方面所做的工作情况不尽人意，存在各种问题。具体体现在：(1)规范标准不统一。检测标准尚未国际化，都是由国家、地区或部门制定，不同的标准在缺陷定量及评定方法上都有差别，如超声波探伤，有的标准采用长横孔进行灵敏度调节，有的标准则采用短横孔或柱孔进行灵敏度调节，不同的反射体反射当量均各有差异。在定量上，不同标准对同一级别规定的允许缺陷数量亦不相同。造成这种现象，一方面是因为标准的制定没有建立在一个统一的试验和理论分析基础上，另～方面则是因为检测技术上认识不统一造成的检测方法不统一。缺陷检测标准的不统一，不便于国际间的交流及产品质量的相互认可。(21标准的人为因素。焊接中产生的缺陷对材料的性能会发生很大影响，其影响程度随着缺陷的性质、大小、位置、厚度的不同而不同。但现行标准对缺陷等级评定并不能实际地反映这些特点，却带着明显的人为因素。如射线探伤对点状缺陷等级评定，规定不同级别允许缺陷点数随工件壁厚成几何级数变化，显然这不是缺陷大小对产品危害程度的体现，而是工作中记忆方便的数学规律，是人为加上去的。(3)缺陷等级评定只注重缺陷的平面大小、长度而忽视了高度和深度。没有考虑缺陷对不同材质的不同影响，在焊接检测标准中，对同一类材料不同材质的产品，在缺陷的定级上采用了同一种标准。(4)缺陷检测的局部性造成漏检，缺陷返修的严格性使得稍有缺陷就早早被淘汰而造成巨大浪费。追其原因，由于科学技术发展的局限，以前的缺陷等级评定都采用置信度和安全裕度较大的评定规范。不论缺陷的位置和被检产品的材质，一律按最严格的要求处理，以确保安全。近年来，尽管人们对缺陷在不同情况下的危害程度有了比较全面的认识，但由于构件本身要求提高了，制造难度加大，使用条件苛刻，人们出于保险起见就难于越过“越严越好”的传统观念。另外，尽管近年来无损检测学术研究十分活跃，但人们热衷于提高检测水平、更新设备、完善手段、提高检测灵敏度。对缺陷等级评定的研究却十分冷淡。缺陷检测标准的更新主要是工艺要求的变动，缺陷等级评定却始终如一或变动不大，缺陷等级评定发展的进程落后于工艺发展的进程。近十几年来，改革开放政策促进了我国与国际上同行业间在经验、技术等方面交流与合作，尤其为应对加入WTO以后所要面临的各种挑战，与国际接轨乃当务之急。受国外几大知名行业标准的影响，我国不少专家学者在结构完整性评定方面作了不懈的努力，其中，中国船级社在海底管线的检测监测和安全评估研究方面，提出了管道危险源评价、危险性缺陷检测、安全状况等级划分、管系内力计算与塑性极限载荷分析、含缺陷管道ECA评定等多第一章5 复旦大学博士后研究工作报告项关键技术、方法和标准，并开发出专用评估软件，解决了长期困扰企业海底管道安全管理和政府安全监察的技术难题，研究成果已经在中国海洋石油总公司进行了成功的应用，在确保安全的前提下，取得了重大的经济和社会效益n3．老龄平台为什么需要安全评估。老龄平台是指超过一定使用年限、存在不同程度的损伤破坏、业主关心其继续作业的能力和使用寿命的平台。这些平台由于长期在恶劣的海洋环境中作业，受到不同海洋环境载荷的作用(主要来自风、浪、流、冰和地震)，不可避免地产生各种损伤破坏，从而降低了平台承受外载的能力，甚至威胁着平台在这些环境中的作业安全，因此，平台继续作业的安全可靠性就成为业主十分关心的问题。(1)现代破坏力学关于海洋工程结构失效的观点自从力学从物理学分离出来以后，其理论和工程应用均取得了巨大的发展。对于工程结构，从运动学、动力学到材料力学，从结构力学、弹性体力学到塑性失稳、疲劳、断裂与损伤力学，力学促进了21世纪科学技术的迅猛发展。关于结构的破坏，人们认为是由于外载荷产生的结构应力超过了材料允许的强度极限，如屈服应力而发生的，因而在结构设计时提出了许用应力的设计方法。然而，经过几次重大事故如平台沉没、铁轨桥梁断裂、油罐爆炸等，人们发现在外载荷远远没有达到使构件屈服的极限载荷时仍然发生结构失效后，开展了大量结构破坏原因的分析和研究。现代破坏力学认为，结构失效的方式主要有：(a)过大的载荷使薄弱部位(包括诸如受到严重腐蚀的部位)的应力超过材料的屈服应力，即发生传统的强度破坏，这种破坏包括外载环境恒定而由于有效承载截面减小使截面应力达到和超过屈服应力导致的构件失效；(b)结构的内部应力并未达到材料的屈服应力值，但是结构整体出现失稳的现象，即偏离了平衡位置(如变弯、塌陷等)，承载能力大大下降甚至丧失，这种失效称为结构的屈曲：(c)构件受到交变载荷的作用，即使最大应力远小于屈服应力，均会导致构件出现疲劳裂纹，疲劳裂纹扩展晟后使构件失效，这种疲劳与损伤累积的低应力失效被认为是现代结构破坏的主要方式，占构件破坏的80％以上；(c1)由于低温和其它环境的影响，材料韧性降低，这时候很容易出现低温脆断事故。对于海洋结构，人们分析了大量实例，如北海亚历山大号平台，我国的老渤海二号平台等，认为：由于海洋结构出于安全的考虑，设计、制造均要求取足够的余量，安全系数比其它结构均取得大些，即在计入最极限外载条件的前提下其一般强度均有足够的保证，因此结构的失效是由于波浪(海冰或地震)的循环交互作用使构件产生疲劳，初始焊接缺陷很容易成为疲劳裂纹源，在海水等腐蚀环境中这种疲劳裂纹更加得到扩展，当裂纹扩展第一章6 复旦大学博士后研究工作报告到一定极限时裂纹失稳快速扩展，最后断裂pJ。(2)老龄平台设计制造时认识和技术局限性老龄平台一般指l5年以上的平台。我国的很多钻井平台设计于70年代初，建造、投产于70年中后期。作强度设计时采用的是许用应力法，即取一定的安全系数，使构件的应力水平不会超过材料的屈服强度。今天的结构，除了按许用应力设计外还要作疲劳设计或疲劳校核，要求更高的结构，还要进行断裂分析及各种损伤与可靠性评价。其次，结构是置身于自然环境中的～个整体，对它的分析不能只是针对结构本身的局部分析。海上钻井平台是一个宠大复杂的结构，70年代受设计计算技术所限，有限元技术还在发展之中，计算机的水平也较低，更没有大型结构计算软件，这就使得70年代的平台其设训计算结果的精度和可靠性受到技术发展的影响，所以今天就有必要对20年前的作法和结果进行校核。(3)8D年代中后期，人们提出并逐渐重视对在役结构的监测和结构再分析。对长期作业的海上平台除了受到环境载荷的交变作用发生疲劳损伤和出现疲劳裂纹外，还受到海水腐蚀和海生物的作用，同时还有靠船碰撞等偶然损伤发生，这些损伤不可避免地威胁着平台的安全和影响着作业年限。这些损伤就如埋在结构内部的定时炸弹，不知什么时候会突然爆炸。因此，对老龄平台，国内外都加强了对它们的状态监控和经常性的结构评估。中国海洋石油总公司对大部分超龄服役的平台进行了结构的重分析，对保证平台的安全作业起了积极的作用。(4)平台设计制造时只可能考虑某一个典型、特定的作业环境。而实际上平台的作业基本上是根据业主的要求和需要来决定的，不可能一啻固定在设计时的海域。作为移动平台，其作业的海域是广泛的，即使同一海域，根据不同的地质条件和钻井要求，其作业状况也是有区别的，因此，其平台的使用条件变化和损伤状况不是设计时所能估计到的，必须依据平台的实际作业位置与作业历史才能确定现有的损伤程度。所以必须对平台目前的状况进行分析评价。(5)海上平台的损坏应急评价的需要由于钻井平台作业过程中的固定性，即平台在完钻前不能离开井位，因此，一旦结构意外受损，需要决定(a)平台要不要撤离，其带损继续作业的安全可靠性：(b)采取什么样的应急措施能保证平台安全作业，措施效果需要进行评价。所以，平台应急评价是平台应急措施和决策的需要。而应急评价需要结构安全评估作为计算依据。(6)平台未来作业计划的依据作为承包商，业主对平台今后的作业计划是根据平台状况和市场需要来制订的，对那第一章7 复旦大学博士后研究工作报告些接近或超出平台操船手册规定的海域，业主担心其作业的安全可靠性。其次，业主希望所属的海洋平台有最长的使用年限，那么平台在什么样的环境条件下具有最长的使用期，就必须通过安全评价才能得出定量的结论。所以在保证安全的前提下最大限度地发挥平台的作用，将取得意想不到的经济效益和社会效益。(7)完善、充实和修改操船手册的需要平台的操船手册是设计时制订的，由于受设计时的条件所限，平台作业这么长时间后，平台本身的状况发生了不小的变化，不仅存在各种损伤，有的平台还经过多次不同程度的修理和改造，所以原来的操作手册就难以满足平台现在的现实要求，如现在平台的使用条件与原设计时不同等。因此，为了提高平台的生存能力和安全使用管理，必须对原有操作手册根据新的安全评估工作进行修改和补充。南海五号平台评估的必要性“南海五号”为中国南海地区著名的“Pacesetter”型柱稳式半潜平台，主体结构包括：两个浮箱、六个立柱(左、右各三)、连接左右浮箱及立柱的斜撑、工作甲板、生活模块。平台作业已经达到设计年限(30年)，海损、腐蚀、裂纹、海生物严重【2】0为保证此平台的安全作业，最大限度地发挥它的潜力，面临着下述问题需要考虑：(1)平台已经超过了它的设计使用期，根据我国海洋石油开采的需要和我国海洋石油钻井平台的现状，短期内不可能将南海五号退役报废，必须让它超期服役。平台现状能否安全作业?(2)20多年来平台受到了哪些方面的损伤?平台的损伤与腐蚀的现状如何?它们对平台的安全作业有什么影响?影响的程度如何(需要定量回答)?本报告主要根据DNV规范对平台主体结构构件在极端海况、作业、迁航条件下的应力状态进行分析，为业主的平台维护、安全作业提供有价值的参考。同时对平台结构存在的典型裂纹，依据断裂力学的方法和理论，对其进行ECA评估，判定其是否许可存在。5．本文主要内容在广泛查阅大量科技文献资料的基础上，收集并整理了国内外有关海洋平台结构强度评估、结构完整性评定标准，尤其是DNV标准与BS7910。在熟练掌握标准中针对强度评估与结构缺陷的各种条件下的评定规程和要求的前提下，对南海五号半潜式平台的设计、腐蚀现状、表面裂纹进行了评估。第一章8 复旦大学博士后研究工作报告本研究工作报告分为八章内容：第一章绪论：主要介绍了研究背景和与研究相关的技术现状。包括国内外比较知名的结构完整性评定标准及其发展概况，国内结构完整性评价的现状。第二章南海五号平台结构的模拟：根掘该平台结构的完工图纸，利用ABAQUS软件建立了详尽的有限元模型。并对材料属性、边界条件等进行了专门处理。第三章载荷及载荷工况：对固定载荷、可变载荷以及各种载荷的最不利组合进行分析。第四章波浪载荷的计算：应用源汇分布法对三维水动力系数和绕射势进行了求解，并对平台结构在各工况条件下的波浪载荷进行了计算。第五章平台结构的强度评估：对南海五号平台结构在自存、作业、迁航状态下的22种不利工况进行了系统全面的应力分析。第六章腐蚀现状评估：基于现场测厚报告，对南海五号平台结构的腐蚀现状进行了评估，研究了板材腐蚀对结构强度的影响。第七章裂纹断裂ECA评估：针对现场探伤发现的表面裂纹，基于断裂力学的理论和方法，在前面几章工作的基础上对裂纹进行了ECA断裂评估，并得到了裂纹允许存在的极限尺寸。第八章结论：总结全文，并做出结论。第一章9 复旦大学博士后出站报告第二章南海五号平台结构的模拟第二章 复旦大学博士后出站报告1．南海五号平台结构概述南海五号半潜式钻井平台结构复杂，主尺度较大，建模困难。如何利用有限元方法真实、可靠的模拟平台结构是进行后续工作的基础。同时在建模时还要考虑浮体边界条件(平衡问题)、自重、波浪载荷的作用(波浪载荷接口问题、单元精度问题)、裂纹ECA评估的要求(断裂力学问题)。平台为典型的空间板梁结构，需要对加强筋与板材的偏心问题进行特殊处理以保证模型与真实结构的一致性(加强筋、肋的偏心问题)。目前，通用的海洋工程结构评估软件有SACS、STRU—CAD，但这两种软件主要适用于细长杆件结构，如固定式平台11。对于半潜式平台结构，上述软件具有一定的局限性，主要体现在波浪载荷的计算与施加、裂纹问题的处理等方面。本研究利用ABAQUS软件强大的计算功能与较强的适应性建立有限元模型并进行计算分析。对平台水线以下部分建模时还要考虑到波浪载荷计算的要求与波浪载荷的施加。1．1平台结构主尺寸南海五号平台结构主尺寸见表2．1。表2．1南海五号平台结构主尺寸[11,12】平台结构主尺寸米(m)英尺(ft)平台总长92350303．00平台型宽68000223．00前、后立柱中线间距58．864180．00左、右弦立柱间距45．720150．oo管道对场甲板中心高度38．634125752Piperackdeck．stbd．／port38440126．115生活模块顶层高度39904’30．919主甲板标高33604110249作业状态最大吃水2338076706浮箱型高7．62025008浮箱型宽1524050000浮箱舭部半径1．5245．000最大立柱的直径1112536500最小立柱的直径9．754320001．2主甲板主甲板由六个立柱支撑，立柱与甲板之间通过三个横向箱型梁连接，同时每～个箱型梁又通过2个斜撑在第7、第25、第43站处与立柱相连。主甲板有4个纵桁分别位于左、右弦距中5．486m和22．860m处。距中5．486m处的第二章12 复旦大学博士后出站报告两个纵桁为箱型结构，其上部为钻井结构及设备。其他两根纵桁与纵向支撵相连。间距为3．048m的纵骨以及间距为O．630m的横粱构成了甲板的骨架。为减轻结构重量，甲板的纵桁及强横梁采用了高强钢，以保证主要承载结构的强度。T1．3甲板上层建筑上层建筑主要分为两个部分：生活楼和操作楼。生活楼共两层，占用范围：从左弦距中22．860m处到右弦距中22．860m处，前后范围为从38站到47站。里面有操舵室、发报室、医务室和船员宿舍。生活楼的地板为由纵骨及横梁加强的板材构成，纵骨间距2．9m，横梁间距0．762m。生活楼的墙壁为由垂直骨材加强的板材构成。操作区占用空间为：生活楼至25站之后O．610m处。操作楼的顶板为钢板制成。同时咀纵骨和横粱加强。所有舱壁为钢板制造，同时以垂直和水平骨材加强。操作楼包括：仓库、压缩机室、BOP控制室、发电室、电话交换机室、控制室、泵舱、备用发电房、办公室等等。泥浆振动筛位于工作甲板左弦后部的一个独立的舱室内。直升机甲板的最大承载能力为20吨，位于生活楼顶层右弦一侧。1．4管道堆场管道堆场位于操作楼顶部右弦一侧，能排放31根15．24m的管道。1．5钻台钻台位于平台上层建筑的顶部中心位置。为一个四腿支撑的框架，钻台面积为6096m×6．096m。钻台为由横向骨材加强的板材构成。横向骨材由两根纵向的纵桁支撑。四根支撑腿与纵桁相连接。1．6立柱平台主甲板由矗立与浮箱上面的4个大立柱与2个小立柱支撑。船头与船尾处的立柱为大立拄，位于7站及43站处。小立柱位于两个大立柱之间(25站处)。立柱内部在浮箱甲板与主甲板之间有两层环形水平加强筋板。立柱右板材制作，内部有环形加强筋板，立柱直径分别为11125m(大立柱)、9．754m(小立柱)。为保证平台在受到破坏时有足够的浮力，立柱内部被分割成若干具有水密性的舱室。为保证平台浮力，在左弦船头立柱和右弦船尾立柱的推进器舱内附加了若干水密箱。大立柱内部预制成若干压载舱。立柱内部5号加强筋至平台主甲板之间为存放压载水的空舱室。两根位于中间的立柱内部5号加强筋至平台主甲板之间为油舱。左弦中间立柱5号加第二章 复旦大学博士后出站报告强筋至12号加强筋之间的舱室用于存放材油和钻探用水。右弦中间立柱同位置舱室用于存放泥浆和钻探用水。右弦12号加强筋与主甲板之间的舱室用于用于存放生活用淡水。左弦同位置为空舱室。1．7浮箱浮箱截面为矩形，舭部为圆角过渡。船头、船尾为流线型。浮箱内部被纵舱壁、横舱壁分隔成19个水密舱，用于存放燃料、钻探用水、压载水。位于船舯部位的两个舱室用于存放泥浆及水泥。浮箱底板、侧板及甲板均由纵骨和间距为1524m的横梁加强。浮箱底板及上部甲板的纵向骨材间距为0．488m，侧板骨材间距为O．508m。1．8管状斜撑左弦与右弦的立柱通过管状斜撑相连接。在垂直平面内，斜撑为由一根水平撑(连接左右两个浮箱)及两根斜撑(连接浮箱及主甲板)构成的三角形桁架结构。另外平台左右弦部还有两个纵向桁架斜撑。起连接前、中、后三个立柱的作用。第二章 复旦大学博士后出站报告2．结构有限元模拟2．1几何模型本研究使用高级有限元软件ABAQUS对平台结构进行模拟。模型主要包括：6个立柱、2个浮箱、3个横向支撑、4个水平K型节点、4个倾斜管支撑、6个垂直的K型节点以及其他的一些基本结构。根据‘DNVRulesforClassification’．为保证分析结果的正确，模型至少要包括下列首要结构和构件：表2．2有限元模型中需要包括的结构或构件[67,8,10】{1)浮箱浮箱底板、侧板、上部甲板纵舱壁及加强横舱壁及加强横向框架和纵向桁架《2)立柱板壳及加强结构水平环向加强结构水平甲板纵向舱壁《3)主甲板主要承载梁及舱壁次要梁加强结构板材(4)浮箱一立柱连接、立柱一甲板连接结构连接的细节(5)立柱一斜撑连接结构连接的细节为保证分析结果的精确，严格按照南海五号平台结构图纸建立有限元模型。2．2结构材料平台主要结构的材质为高强钢，材料性能如下屈服强度(唧)=355MPa；弹性模量(E)=2．1×105MPa，第二章15 复旦大学博士后出站报告泊松比(v)=O．3密度(P)=7．8x103Kg／m32．3结构偏心的处理南海五号平台为典型的空间板梁结构。板材用壳单元模拟，加强筋用梁单元模拟。当用壳单元以及梁单元模拟板加强筋结构时，壳单元的中性面与梁单元的中性轴公用一个节点，导致有限元模型与实际结构的差异，如图2．1所示。为解决这个问题，需要在ABAQUS输入文件中使用OFFSET命令，将梁单元中性轴偏置，以使有限元模型与实际结构保持一致。图2．1为OFFSET命令使用前与使用后的效果对比。SarnenodeusedfershelIandbeamelementsca)(b)图2．1OFFSET命令使用前后的对比2．4边界条件边界条件包括载荷边界条件和位移边界条件。由于涉及在不同工况下平台结构重心的调整、甲板以及舱室静载和活载的分布、波浪载荷的计算等，因此，对本研究而言‘载荷边界条件更为重要也更难确定。本研究中，波浪载荷的计算根据三维衍射理论进行。为了避免三维结构模型的刚体位移，按图2．2对平台的自由度进行约束[7,321。第二章16 复旦大学博士后出站报告图2．2边界条件示意图2．5整体有限元模型利用有限元软件将南海五号平台模拟成为空间板梁组合结构。板材构件例如：外壳、舱壁、甲板、等等用4节点或者3节点壳单元模拟。平台骨架包括：纵桁、纵骨、横梁、强横梁等加强结构用2节点梁单元模拟。平台结构模型的原点为：浮箱底板的对称中心。X轴为平台纵向，正向为船尾指向船头：Y轴为平台横向，正向为右弦指向左弦；Z轴为平台垂向，正向为向上方向。南海五号平台结构几何模型及有限元模型见图2．3-2．22。2．5．1南海五号平台结构整体模型第二章17 复旦大学博士后出站报告图2．3南海五号平台结构整体几何模型图2．4南海五号平台结构整体有限元模型第二章 复旦大学博士后出站报告图2。5南海五号平台结构整体有限元模型2．5．2主甲板及上层建筑图2．6主甲板、上层甲板及生活模块有限元模型第二章19 复旦大学博士后出站报告2．5．3生活模块图2．7上层建筑有限元模型2，5，6立柱立柱完全按照结构图纸建模，甚至内部细节也给予了足够考虑。立柱结构模型三维显示如下图，模型包括了环向加强筋、肋、以及舱壁。加强筋的截面为L型。第二章 复旦大学博士后出站报告图2．8立柱的有限元结构模型(纵、横舱壁用壳单元模拟)图2．9立柱内部结构有限元模型第二章 复旦大学博士后出站报告图2．10立柱结构内部细节放大显示2．5．7浮箱为保证波浪载荷的计算精度，浮箱的有限元模型与结构图纸完全一致，包括船头、船尾部位的流线形状，完全与图纸保持一致。浮箱有限元模型见图2．16和图217。浮箱内部结构细节见图2．18—2．22。浮箱网格密度根据结构加强筋的间距而定。通常两个加强筋之间划分两个单元。但立柱与浮箱相交的部位，网格根据实际情况而定，通常那里的网格更密，以保证计算应力的真实性。第二章 复旦大学博士后出站报告图2．11浮箱有限元模型图2．12浮箱内部细节的有限元模型第二章 复旦大学博士后出站报告图213浮箱内部结构模型(外壳去除)图2．14浮箱内部结构三维显示第二章 复旦大学博士后出站报告2．58管状支撑管状斜撑用壳单元模拟。图2．15斜撑有限元模型图2．16K型接头有限元模型第二章 复旦大学博士后出站报告图2．17斜撑和立柱连接的有限元模型(船尾)图2．18斜撑和立柱连接的有限元模型(船头)第二章 复旦大学博士后出站报告图219中间立柱与斜撑的有限元模型3．本章小结针对半潜式平台结构特点、波浪载荷计算要求、裂纹评估的需要，本研究在国内首次应用高级有限元软件ABAQUS建立了南海五号平台结构有限元模型，并对边界条件进行处理。南海五号平台结构有限元模型共有150320个节点．273065个单元。包括158380个四边形单元(S4R5)，5307个三角形单元(S3R)，95357个梁单元(B31)，以13021个质量单元。为下一步的评估计算做好了准备。本章主要解决了如下问题：(1)半潜式平台大型结构的整体有限元模拟：(2)板梁结构的偏心问题；(3)波浪载荷计算网格的划分；(4)浮体边界条件(平衡问题)；(5)整体模型与裂纹局部评估单元的协调性问题。第二章27 复旦大学博士后研究工作报告第三章载荷及载荷工况第三牵 复旦大学博士后研究工作报告1．工况概述平台在波浪中的载荷与平台的载荷状况，波浪的波高，周期，波浪方向和相位都有密切的关系。在平台的使用过程中，这些因素有多种不同的组合状态。而且平台是一个复杂的结构，各部分构件在不同的波浪条件下产生最大应力。所以进行平台强度校核时，需要对平台的多个受力状态进行分析。对于有波浪载荷的工况，需要对一系列波浪周期和不同入射波相位进行循环，在得到的结果中选取最危险的情况进行有限元强度分析。根据DNV规范的规定，平台在作业状态，自存状态和迁航状态下，分别需要进行受静水载荷和受最大环境载荷条件下的总强度分析，对作业状态，还需要对突发情况的环境载荷进行总强度分析。根据工程的实践和规范的要求，本研究报告评估了平台结构在下列几个典型计算工况下的结构强度。2．功能载荷2．1可明确计算的设备重量在有限元模型里面，可明确计算出的设备重量用质量单元模拟。质量单元的位置和质量的大小要根据设备的实际重量以及其重心位置来确定。这部分重量用睨表示。2．2不能明确计算的设备重量在自存、作业、迁航条件下，平台压载水的重量及分布由平台操作手册确定，这部分重量用哌表示。其他设备重量，如建模型时忽略的结构、设备重量可由下式确定：彬=∥一(吸+％+％)(3．1)其中：∥一作业条件下的排水量；形，．一结构模型熏量：重量哆用质量单元模拟。2．3模型重量统计结构有限元模型重量统计见表31。表3．1重量统计作业条件自存条件迁航条件岷67331t67331t6733．1t睨2447．Ot2447．Ot2447．Ot质量矿6624Ot6335．Ot5662．Ot％91520t5855．Ot1020Ot第三章 复旦大学博士后研究工作报告3．环境载荷环境载荷通常与结构所处的环境条件具有直接或者间接的关系。所有出环境活动所引起的载荷定义为环境载荷。如：风载荷、波浪载荷、流载荷、地震载荷等等。主要的环境载荷分为两类：风，流载荷、波浪载荷。与波浪载荷相比，流载荷对半潜式平台结构的总体强度影响较小，可以忽略。流载荷主要会对平台锚链以及推进器的约束反力产生一定的影响。在实际生产操作中，风载荷引起的平台倾斜可以通过压载水以及锚链来控制，可以将平台倾斜角度控制在3。以内。因此，与百年一遇的波浪相比，风载荷对半潜式平台结构强度的影响也可以忽略。可以说作用于半潜式平台结构上的环境载荷主要是由波浪的运动所产生。根据‘DNVRulesforClassification’，在对南海五号平台结构总体强度进行分析时，环境载荷只考虑波浪载荷，选择百年一遇的波浪作为极端环境条件。有关波浪载荷的计算理论及计算方法见第四章“设计条件下南海五号半潜式平台结构波浪载荷的计算”。3．1设计环境条件最大水深457．2m最大风速11OKn最大波高32m最大流速3Kn迁航速度7Kn3．2重量和稳性参数根据南海五号平台操作手册，在作业、自存和迁航状态下，平台重量和稳性参数见表3．2。表3．2南海五号平台重量和稳性参数[1"3,14J类别作业自存迁航排水量(吨)249562137015862吃水(m，fromB．L．)19．813．727．32重心(m，fromB．L¨)15．5916．9920，71水线面积(m2)5385382093初始横向稳心高度(m)3．892．9657．66初始纵向稳心高度(m)4．333．4748．443．3波浪参数按照设计波方法可以得到规则波的相关参数，例如波高和波浪周期。根据DNV规范 复旦大学博士后研究工作报告百年一遇的波浪最大波高为32m，与其对应的波浪周期为18s。百年一遇的波浪，其波高与周期的关系可以用下式描述19】=1日。。。c卅，={丁：，。。．，+0。．2。2：x。T。丁2：,一T，。<，}r，。。cs—z，波浪周期的变化范围为6s一18s。平台的迁航速度为7Kn。4．载荷工况工况1：静水状态工况2：中拱(迎浪)工况3：最大总纵弯曲(迎浪)这个工况主要校核平台的总纵强度，平台迎浪时受到波浪造成的弯矩和剪力。对浮体和立柱抵抗剪力的能力和平台总体的抗弯能力进行检查。需要对不同的波浪周期和波浪相位进行计算，选取总弯矩最大的情况进行校核。最大总纵弯曲状态示意见图3．2。图3．2最大总纵弯曲状态工况4：斜浪一最大扭转状态这个工况主要校核平台的扭转强度。波浪平行平台对角线方向入射时平台所受的波浪扭转力矩最大。主要对浮体和立柱抵抗剪力的能力和平台总体的抗扭转变形能力进行检查。需要对不同的波浪周期和波浪相位进行计算，选取总扭矩最大的情况进行校核。晟大总纵弯盐状态示意见图3．3。图3．3最大扭转状态第三章 复旦大学博士后研究工作报告工况5：横浪(最大横向拉伸)以及横浪(最大横向压缩)这个工况主要校核平台的横向强度，平台横浪，当波峰接近平台中线时，平台两侧浮体受到向外的分离力：当波谷接近平台中线时，平台浮体受向内的挤压力。对浮体和各撑竿的强度进行检查。需要对不同的波浪周期和波浪相位进行计算，选取横向分离力和横向挤压力最大的情况进行校核。最大横向受力状态示意见图34a)和b)．a)最大横向拉伸b)最大横向压缩图3．4最大横向受力状态工况6：地震(加速上升状态)这个工况主要分析平台有升沉运动时的结构强度。虽然平台处于静水中，但是在一些突发事件引起海面上升时(如涌浪，海啸等)，平台将产生升沉运动，此时平台向上有一定的加速度，从而受到与重力方向一致的惯性力作用，使结构处于不利状态。规范中一般规定校核时取加速度15—2．5m／s2左右．本计算中取最大的情况，垂直方向加速度2．5m／s2。平台结构加速上升状态示意见图3．5。图3．5平台加速上升状态第三章 复旦大学博士后研究工作报告5。南海五号计算工况平台的载荷工况由波高、波浪周期、波浪入射角、波浪相位等因素决定。对平台作业载荷和海洋环境载荷组合，按以下原则进行【28】：(1)作业状态最大环境载荷+固定载荷+正常作业状态最大活载荷(2)自存状态最大环境载荷+固定载荷+预压状态最大活载荷(3)迁航状态最大环境载荷+固定载荷+自存状态最大活载荷本研究根据半潜式平台结构特点以及“DNVRulesfofClassification”，共确定22种载荷工况进行结构强度分析。工况明细见表33．表33载荷工况明细载荷工况图号范围压载水吃水O．1静水O．1．1～O．1．200．2横浪(split)0—2．1～O一2．19O一3横、『E(compact)O一3．1一O．3．19O一4迎浪(sagging)O一4．1一o．419作业9152．0t1980mO．5迎浪(hogging)O．5，1一O．5．19O。6地震(heave)O一6．1～O．6．19O一7斜浪．1sO一7．1～O一7．19O一8斜浪一tmO一81～O．8．19S．1静水S．1．1～S．119S．2横浪(split)S．2．1一S．2．19S．3横、7E(compaG)S一3．1～S一3．19自存S．4迎浪(sagging)S一4，1一S．4．195855．0t13．72mS．5迎'2E(hogging)S一5．1一S一5．19S．6制浪一lsS一6．1一S。6．19S．7斜；)E-tmS．7．1一S．7．19T-1静水T_1．1一T_119T-2横浪(split)T．2．1一T．2．19T-3横浪(compact)T_3．1一T_3．19迁航T-4迎浪(sagging)T_4．1一T．4．191020．0t7．32mT_5迎浪(hogging)T_5．1一T-5．19T_6斜浪．1sT_6．1～T-6．19T_7斜浪．tmT-7．1一T-7，19第三章 复旦大学博士后研究工作报告6．本章小结根据DNV规范对南海五号平台的评估工况进行整理、统计。确保评估工况能够代表平台在静水、自存、作业条件下的最不利状态，使评估结果全面可靠。第三章 复旦大学博士后研究工作报告第四章南海五号平台结构设计条件下波浪载荷的计算 ————————————————————————————————————————————————一一堑呈奎兰堕主亘堕塞三堡堡宣一1．概述在风浪工况下，半潜式平台始终处于运动状态，因此，对于平台的载荷和强度计算是一个非常复杂的动力问题，难于精确计算。目前比较普遍的方法是把平台的动力问题化为准静力问题来处理，从而大大简化计算。方法是计算平台在某一瞬时的所有外力和运动状态，将平台加速度转换为惯性力以平衡外载荷，将这一瞬时状态作为静力问题来计算。由于平台总体的固有频率通常要远高于外激励如波浪等的频率，按准静力问题来计算平台总强度具有工程上满意的精度，为工程界普遍接受p^”1。波浪载荷是半潜式平台所受环境载荷的主要部分，对平台的总强度校核起决定的作用a根据DNV对半潜式平台的强度校核规范，在使用百年一遇的最大波浪校核平台总强度时，可以不考虑风和流的影响。由于波浪是一个随机的过程，而通常平台强度计算校核需要得到确定的结果，所以需要采取一定的分析方法对波浪载荷进行处理。目前的方法主要有谱分析法和设计波法两种。本研究中对平台总体强度计算时的波浪载荷采用设计波法进行计算∞371。设计波法是海洋平台强度校核的常用方法。根据平台工作地区的环境条件和设计的要求，选取平台可能遇到的最大的波浪作为设计波，规范通常规定使用百年一遇的最大规则波。然后计算平台在设计波作用下的运动、载荷和构件应力，并根据规范的强度要求校核平台的结构安全性。由于不同的浪向，不同的周期以及不同的波峰位置(波浪相位)下波浪对平台的作用力有很大的差异。因此在计算中要选取若干个不同的浪向，周期的波浪在不同相位对平台的载荷进行计算。从中选取最不利的情况进行有限元分析计算p。海洋结构物常用的波浪力计算方法主要有Morison方程法，切片法和三维格林函数法(边界元法)。Morison方程法是一种一维的经验公式法。计算简单，精度能满足一般工程需要，是常用的一种计算波浪力的方法。但是它的计算系数主要基于实验的方法，对于不同的结构形式需要仔细的分析和验证，否则结果不够准确。而且只能给出平台各部分总的波浪力，不能给出平台表面的波浪力分布，不适合本计算中的平台总体有限元模型。切片法计算能够给出平台表面的波浪力分标，但是计算精度较低，只适用于细长体的计算，不适合半潜状态的平台的计算。三维格林函数法办称边界元法、奇点分布法或源汇分布法。它的算法复杂，计算速度慢，但是计算精度高，而且在应用上相当灵活，对边界的适应性很强，能给出平台表面的波浪力分布m4”。基于线性化自由表面和物面条件，浮体在波浪中所受的波浪力可以分为由波浪入射引起的入射力和由于浮体本身运动而产生的辐射力。其中辐射力可以表示为平台的阻尼系数和附加质量系数。对于某一特定周期的波浪，可以通过在在物体的表面上划分网格，在网格上分布满足自由表面条件的源、汇或偶极子，使用适当的格林函数及其导数，利用物面边界条件求得源强或偶强的分布函数，进而计算出这些奇点的总体在域内任一点引起的速度势。求得流场内的速度分布和水动压力，进而得到平台的水动力系数和入射波浪力，代入运动平衡方程得到平台的运动状态和所受的总外力。再将平台所受外力积分得到弯矩、剪力和扭矩[43,44]。 复旦大学博士后研究工作报告在本研究中，采用设计波方法以及三维格林函数法对南海五号平台结构在作业、自存、迁航状态下不同工况的波浪载荷进行了计算。为进行强度分析计算，需要把计算得到的波浪载荷分布到ABAQUS建立的结构模型上。由于网格数目太大，计算工况众多，不可能手工处理。同时，平台浮箱内各液货舱内装载物品产生的惯性力也需要加载到结构模型上。为解决这个问题，编写了处理程序进行波浪载荷数据到ABAQUS结构有限元模型加载数据的转换工作。根据ABAQUS程序提供的参考资料，ABAQUS提供了宏命令文件的方式对有限元模型进行操作。ABAQUS宏命令格式简单，文件为纯文本格式，便于用程序生成。因此决定采用ABAQUS宏命令作为有限元模型自动加载的命令接口。2．设计环境条件最大水深457．2m最大风速110Kn最大波高32m最大流速3Kn迁航速度7Kn3．海上浮式结构波浪载荷计算理论3．1坐标系为了描述入射波、船舶运动和流场速度势以及船体剖面载荷，本文引入了以下三个右旋坐标系(如图4．1所示)：坐标系1：空间固定坐标系O—XYZ，原点O位于未扰动的水平面上；坐标系2：随船平动坐标系。一×yz，原点O位于未扰动的水平面上；坐标系3：固连于船体的坐标系G—x6y。％，原点G为船舶的重心。设船舶以航速U沿X轴正方向航行，入射波沿X轴负方向传播，浪向角为0(迎浪时13=0)。船舶重心G在坐标系2中的坐标为ZG。YoX(a)图4．1坐标系39 复旦大学博士后研究工作报告3．2浮式结构的三维水动力“5。”按照线性势流理论，在坐标系2中船舶周围的流场总速度势中b，Y，：，f)可作如下分解：中G，y，z，f)=【_￡氏+西，G，”z)]+Re移，0，y，zk‘j(4—1)其中，U为船舶向前运动的速度，【-魄+巾。b，Y，z)】分别为由坐标变换引起的定常势和定常兴波势，Reb，如，y,Zk‘“J为非定常势，其空间部分可进一步分解为入射波势、绕射势和辐射势：办G，Y，z)=卉G，Y，z)+九b，y，z)+九(墨Y，z)(4—2)以及，≯，x，Y，z)=乞九b，Y，z)(4—3)九(w，z)=主l∞仉．一G，y,Z)](4．4)J=I≯。e，Y，z)=f。庐，G，_y，z)(4—5)其中，f。为波浪幅值，九、≯，和≯7分别为：入射波势、辐射势和绕射势。入射波势可以九@y力掣g。‘。‘。。034一””们——有限水深时(4．6)表述如下：||堕％0y0=cos／3-y九堡‰Peiko(xsin／3)——无限水深时(4—7)其中‰为波数根据物面条件，丸可以进一步分解为≯?与庐?之合，即：铲≯?+黔(4-8)上面已构造了频域内有航速船舶运动流场速度势所满足的完整的定解条件。目前，对于上述定解问题的求解还未完善，本文采用假设对该定解问题作了简化。当略去中。时，有：l∥=0(／=1～4){妒；=硝(4—9)l猷=一定当假设波浪频率不低，速度势不高时有：∞>>U旦(4·10)出以及 复旦大学博士后研究工作报告ff珊一(，目2．。--0)2(4—11)Lcqx／此时，辐射势≯?和绕射势刃满足下列方程：对域内条件【U，V2庐?=0(，=1，2，A，7)(4—12)对线性自由面条件旧，g娑∥矿：o(删√=1，2，人’7)g言叫‘唠刮(弘o，7叫，2，A’7)(4-13)对物面条件【S】，昙秽：一拿九留咖(4—14)；≯?=H，(J=l，2，A，6)On。对底部条件[BJ，_矿，o=00：一^√=1，2，，7)——有限水深时(4．15)V≯，斗00一一c。，J=1,2，，7)——无限水深时(4—16)对远方条件[R】：腮瓶篇硪肛。(j=1,2,A7)(4-17)可见，此时的定解条件与无航速船舶运动流场速度势的定解条件具有相同的形式，R是自由面条件中需用遭遇频率ta}代替自然频率uo。对于满足上述定解条件的旁?，可以用源汇分布法进行求解。将速度势≯?表示成物面上的分布源形式：矿如)=』『盯白)G0，9)搬。(4—18)其中，盯∽0)为分布源强，GO,，q)为满足前述定解条件中除物面条件以外所有条件[拘Green函数。根据速度势矿?的物面条件，分布源强盯“’(g)满足下面的积分方程：：舻㈦+∥㈨毒如嘏=仁煮九㈣(P在S上)下面，将分别引入三维无航速有限水深和无限水深频域Green函数，采用面元法将上述积分方程转化成线性代数方程组进行求解。4l 复旦大学博士后研究工作报告由于南海五号平台作业海域水深远远大于波浪波长，因此在计算时假设为无限水深无论是在作业还是自存条件假设船速[，为零。3．3浮式结构在规则波中的运动方程根据刚体动力学理论，以浮式结构重心G为矩心的结构运动方程可以描述如下：M]·汹))_{F(O)_㈤·e”‘(4—20)其中，融]为浮式结构的质量矩阵，扩(f)}为浮式结构上的流体载荷列向量(不包括与结构自重相平衡的静水浮力)。作用于浮式结构上的流体载荷可以分解为：由结构偏离平衡位置引起的流体静力载荷伊。(f)}以及由结构和波浪运动引起的水动力{F。(f)}即：扩(f)}_{Fs(f)j+扩。(r)}(4．21)流体静力载荷可由船舶静力学得到：护8(r)}-一[cm(r))(4—22)其中，[c】静态恢复力系数矩阵。水动力可以通过对浮式结构湿面压力进行积分求得。根据对流速势场的分解，水动力可以分解为：入射波压力、绕射压力和辐射压力，即：护。(f)}={‘(f)}+{F』j(r)}+{R(r)}f4-23)波浪主干扰力和波浪绕射力可合并为波浪干扰力：沙(r)}_∽(哪+{‘，(r)}(4--24)辐射力可表示为：豫O)}=一[爿】{瓣)}一咣砖))f4．25)其中，阻]．[B]为三维水动力系数。于是，规则波中船舶运动微分方程可整理成为：(阻]+_D．{瓣)}+陋】㈣)}+[C协t)}=杪O)}={厂妒‘(4-26)3．4浮式结构表面脉动压力与与剖面载荷在求解了速度势∥(，=1，2，A，7)并获得规则波中船舶运动响应的稳态解仉U=1，2，A，6)之后，非定常扰动势九和≠。便可r：h式(4—3)和式(4—4)确定。c于是，根据线性化的的伯努利方程，并计入静水压力变化部分的贡献，即得总的脉动压力：42 复旦大学博士后研究工作报告p(x,y,z,O：Re∞，肛P]]p(x，y，z)=Ps(x，y，=)一尸-ico瞄，(x，)，．z)}(4—27)+九x，Y，z)+九(x，Y，=川其中，Ps(x，Y，=)=一卢g(叩3+y774一x775)这样，就可以得到各个面元控制点上的压力载荷，从而获得船体的脉动压力载荷分布。在得到了规则波中船舶运动响应和脉动压力载荷后，就可以应用达朗伯原理计算船舶剖面内的波浪诱导力和力矩，包括垂向与水平的剪力和弯矩以及轴力和扭矩。3．5南海五号半潜式平台结构波浪载荷计算网格如图42所示，南海五号平台湿面共划分了1348个单元用于波浪载荷的计算。与临界波长相比，斜撑的尺寸相对较小，因此在计算波浪载荷时将斜撑部分的波浪载荷忽略。36波浪载荷计算值与现场测试值的比较按照上述方法计算的波浪载荷数值与南海五号操作手册中现场测试值的比较见图43。图4．2南海五号湿面网格(作业工况)43 复旦大学博士后研究工作报告2．22．01．81．61．41．21．00．80．60．4五E毋m，毋兰．IaE∞∞)订m工0．200—0251015202530T(s)Fig4．3Transferfunctionforheaveresponse《Operationaldraught)4．南海五号平台主要参数4．1重最和稳性参数根据南海五号平台操作手册，在作业、自存和迁航状态下，平台重量和稳性参数见表4．1。表4．1南海五号平台重量和稳性参数类别作业自存迁航排水量(吨)249562137015862吃水(m，fromB．L．)19．813．72732重心(m，fromB．L．)15．5916．992071水线面积(m2)5385382093初始横向稳心高度(m)3．8929657．66初始纵向稳心高度(m)4．333．4748444．2波浪参数按照设计波方法可以得到规则波的相关参数，例如波高和波浪周期。根据DNV规范，百年一遇的波浪最大波高为32m，与其对应的波浪周期为18s。百年一遇的波浪，其波高“ 复旦大学博士后研究工作报告与周期的关系可以用下式描述：乩删=hn，+。0．2呱2xT。r2：,瑙T_。。洚28，波浪周期的变化范围为6s--18s。平台的迁航速度为7Kn。5．载荷工况的选取5．1载荷工况作用于平台结构上的波浪载荷与平台状态、波高、波浪入射角度、波浪周期和波浪相位有关。在进行整体有限元分析之前要确定平台最不利的载荷工况。根据DNV规范，半潜式平台在作业、自存和迁航状态下要承受静水压力以及最大环境载荷。同时，平台在作业条件下，波浪的入射载荷也需要考虑。在本研究中，选取了下列载荷工况作为平台的控制工况。I工况1：静水状态工况2：地震状态。平台在作业条件下以一定的加速度向上运动。根据DNV规范，加速度取值为2．5m／s2。工况3：最大总纵弯曲状态。当平台承受迎浪作用时，其结构响应为最大总纵弯曲状态。工况4：最大扭转状态。当平台承受斜浪作用时，其结构响应为最大扭转状态。此时，平台结构的水平及垂直斜撑将承受最大的轴向载荷。工况5：最大纵向剪切状态。当平台结构承受斜浪作用时，平台结构响应为最大剪切状态。与最大扭转状态相比，载荷分量相同，但在此状态下，浮箱及立柱的纵向载荷最大。在波浪作用下，此状态的2个平台浮箱将在纵向及垂向上向相反的方向运动，因此导致横向斜撑产生弯矩。工况6：最大拉伸态。当平台承受横浪作用时，平台的浮箱将承受最大的拉力。此状态下，平台横向水平支撑将承受最大轴向力。5．2临界载荷工况参数5．2．1作业状态平台在作业状态下，工况1及工况2不涉及波浪载荷的计算，其他工况波浪载荷的计算参数如下：a．最大总纵弯曲状态迎浪作用下，平台结构响应为最大总纵弯蓝状态。垂直弯矩响应幅值及相位见图4．4和图4．5，从图中可以看出，当波浪周期为14s以及波浪相位为178．8。时，平台结构总级弯矩响应最大。因此，这两个参数值被确定为结构强度计算时的控制参数。45 复旦大学博士后研究工作报告EZ邑Z田；0681012141618T(s)Fig．4．4Amplituderesponseforverticalbendingmoment(Operationaldraught)400350300250口200出150《壹100500—506810他141618T(s)Fig．4．5Phaseresponseforverticalbendingmoment(Operationaldraught) 复旦大学博士后研究工作报告b．最大扭转状态当波浪入射角为40。时，平台结构呈现最大扭转响应。如图4．6和图4．7所示，当波浪周期为8s相位角为184．3。时，扭矩最大。EZ邑：p-0681012141618T(s1Fig．4．6Amplituderesponsefortorsionmoment(Operationaldraught)200180160—140曼12021000-80604020681012141618T(s1Fig．47PhaseresponsefortorsionmOment(Operationaldraught)4"7 复旦大学博士后研究工作报告c．最大剪切状态当波浪入射角为40。时，平台结构呈现最大扭转响应。如图48和图4．9所示，当波浪周期为10s相位角为2．9。时，纵向剪力最大。12000Z—uI∞400020006B18T(s)Fig．48Amplituderesponseforlongitudinalshearforce(Operationaldraught)一山∞《伽喜；{||珊瑚伽俩∞。勋681018T(s诲4．9Phaseresponseforlongitudinalshearforce(Operationaldraught) 复旦大学博士后研究工作报告d．最大拉伸状态当波浪入射角为900时，平台结构呈现最大拉伸响应。如图4．10和图411所示，当波浪周期为9s相位角为18．4。时，平台承受最大横向拉力，当波浪周期为9s相位角为1984。时，平台承受最大横向压力。喜}∞伽∞ZY湖∞U(，)枷∞伽∞681012141618T(s)Fig．4，10Amplituderesponseforsplitforce(Operationaldraught)懈伽仍一∞mLUc，)懈《Q-伽懈伽681012141618T(s)Fig．4．11Phaseresponseforsplitforce(Operationaldraught) 复旦大学博士后研究工作报告5‘22自存状态a．最大总纵弯曲状态迎浪作用下，平台结构响应为最大总纵弯曲状态。垂直弯矩响应幅值及相位见图412和图4．13，从图中可以看出，当波浪周期为13s以及波浪相位为358．9。时，平台结构总纵弯矩响应最大。而且中拱弯矩大于中垂弯矩。因此，这两个参数值被确定为结构强度计算时的控制参数。300000250000200000堇150000乏j100000500000T(sFig．412Amplituderesponseforverticalbendingmoment(Survivaldraught)伽锄喜|黝瑚㈨一口mp)山∞《工正伽∞o邶T(s)Fig．4．13Phaseresponseforverticalbendingmoment(Survivaldraught) 复旦大学博士后研究工作报告b．最大扭转状态当波浪入射角为400时，平台结构呈现最大扭转响应。如图414和图4．15所示，当波浪周期为8s相位角为1960。时，扭矩最大。300000E2；2000000681012141618T(s)Fig4．14Amplituderesponsefortorsionmoment(Survivaldraught)180一160山∽至140120681012141618T(S)Fig．4．15Phaseresponsefortorsionmoment(Survivaldraught)51 复旦大学博士后研究工作报告C．最大剪切状态当波浪入射角为400时，平台结构呈现最大扭转响应。如图4．16和图4．17所示，当波浪周期为9s相位角为7．9。时，纵向剪力最大。∞∞∞∞∞∞∞∞一z苦吗∞_]加∞加∞O681012141618T(s)吼416Amplituderesponseforlongitudinalshearforce(Survivaldraught)400350300250200150一靠∞已山∞《z乱10050O．50Fig．417Phaseresponseforlongitudinalshearforce(Survivaldraught)52 复旦大学博士后研究工作报告d．最大拉伸状态当波浪入射角为90。时，平台结构呈现最大拉伸响应。如图4．18和图4，19所示，当波浪周期为9s相位角为25．90时，平台承受最大横向拉力，当波浪周期为9s相位角为2059。时，平台承受最大横向压力。5000040000Zi30000C02000010000681012141618T(s)Fig．4．18Amplituderesponseforsplitforce(Survivaldraught)185180175170165=1603155山翌150王145140135130125681012141618T(s)Fig．4．19Amplituderesponseforsplitforce(Survivaldraught)53 复旦大学博士后研究工作报告52．3迁航状态迁航状态下最大许可波高按按设计波方法进行计算。迁航状态下，平台承受迎浪作用时，最大许可纵向弯矩为262800kNm，斜浪作用时，最大许可扭矩为502000kNm，最大许可纵向剪力为10690kN，横浪作用时最大许可拉力为58600kN。因此，可以计算出迁航状态下的最大许可波高，具体见表42。表4．2迁航状态下最大许可波高迎浪(O。)斜浪(40。)横浪(90。)波浪H100许可许可周期纵向弯矩许可波高扭矩纵向剪力许可波高拉力(m)波高波高(s)(kNm)(m)(kNm)(kN)(m)(kN)(m)(m)68672803124128520122．0512686744461610155710。310747125，171876102754722515，225818103．7181267734442．972202062883669720185471013．549157742505．0926812528．08772520．756772512971017．39031145．032970592923794023295593418121119．58090416333323602947776426874257426，861221．67096228004343782498621337203246539021323．6458259135313111790．36424659422514954991425．540740016411321099672391469．521986775081628836472820，721064411356528711071112955130101831．631405326．4280132197．832061163．838818209．84由于迁航状态下的最大许可波高为5．03m，同时在斜浪和横浪作用下产生最大水动力的波浪周期小于此波高对应的波浪周期，因此确定在斜浪和横浪作用时，迁航状态下的最大许可波高为5．03m。a．最大总纵弯曲状态迎浪作用下，平台结构响应为最大总纵弯曲状态。当波浪周期为10s、波浪相位为186．8。时，平台结构纵向中垂弯矩最大。当波浪周期为10s、波浪相位为68。时，平台结构纵向中拱弯矩最大。b．最大扭转状态当波浪入射角为40。时，平台结构呈现最大扭转响应。当波浪周期为8s相位角为3435。时，扭矩最大。c．最大剪切状态当波浪入射角为400时，平台结构呈现最大扭转响应。当波浪周期为9s相位角为315。54 复旦大学博士后研究工作报告6。时，纵向剪力最大。d。最大拉伸状态当波浪入射角为90。时，平台结构呈现最大拉伸响应。当波浪周期为8s相位角为53。时，平台承受最大横向拉力，当波浪周期为9s相位角为233。时，平台承受最大横向压力。6．南海五号平台结构波浪载荷计算结果6．1作业状态作业条件下需要考虑的工况为：静水工况、地震工况、最大总纵弯曲工况、最大扭转工况、最大拉伸工况。其中前两种工况不涉及波浪载荷的计算。其他工况波浪载荷计算结果如下：a工况3：最大总纵弯曲状态当波浪周期为14s，波浪媚位为178．8。时，平台总纵(中垂)弯矩最大，具体数值见下表：最大中垂弯矩238000kNrn位移升沉-5．446m纵摇0364×10。rad横摇00rad加速度X向0300x10‘1m／s2Y向0．0m，s‘Z向1097m／s2绕X轴0．0rad／s。绕Y轴一0733x10。3rad／s2绕Z轴0．0rad／s2当波浪周期为14S，波浪相位为3588。时，平台总纵(中拱)弯矩最大，具体数值见下表最大中拱弯矩238000kNrl3位移升沉5446m纵摇一0364×10。rad横摇00rad加速度X向．0．300×10‘1m／s2Y向00m，s‘Z向．1097m／s2绕X轴O．0radls2绕Y轴O733×10。3radls2绕Z轴O．0rad／s‘b．工况4：最大扭转状态当波浪周期为8s，波浪相位为184，3。时，平台扭矩最大，具体数值见下表最大扭矩232500kNm位移升沉-0545m纵摇0．916×10。tad横摇0274×10。rad加速度X向0184×10。1m／s2Y向．0．187×10。1m／s2Z向0336mlsz绕X轴．O169×10’2rad／s2绕Y轴一0．565×10。3rad／s2绕Z轴0,473X10‘2rad／s255 复旦大学博士后研究工作报告C．工况5：最大纵向剪切状态当波浪周期为10s，波浪相位为2．9。时，平台纵向剪力最大，具体数值见下表最大纵向剪力11280kN位移升沉2541m纵摇O．311×10。rad横摇0383×10。rad加速度X向O．546x10‘1m／s2Y向．0．404x10。1ml$2Z向一1003m／s2绕X轴一0．151x10。2rad／s2绕Y轴一0123x10—2rad／s2绕z轴一0377x10{rad／s2c．工况6：最大横向拉伸状态当波浪周期为gs，波浪相位为18．4。时，平台横向拉力最大，具体数值见下表最大横向拉力51820k叫位移升沉0．782m纵摇．0．345x10’3rad横摇0．271x10。1tad加速度X向一0．478xlO-4m／s2Y向一0259×10。1m／s2Z向．0381mts2绕X轴．o．132×10一1rad／s2绕Y轴0168x10—3rad／s2绕Z轴一o415X104rad／s2当波浪周期为9s，波浪相位为198．4。时，平台横向压力最大，具体数值见下表最大横向压力51820kN位移升沉．0．782m纵摇0．345x10—3rad横摇．0271×10。1rad加速度X向0．478x10’4m／s2Y向0259x10‘1m／s2Z向0381m／s‘4绕X轴0．132x10‘1radis2绕Y轴一0．168X10‘3rad／s2绕Z轴0415×10rad／s26．2自存状态自存条件下需要考虑的工况为：静水工况、最大总纵弯曲工况、最大扭转工况、最大纵向剪切工况、最大横向拉伸工况。其中第一种工况不涉及波浪载荷的计算。其他工况波浪载荷计算结果如下：a．工况3：最大总纵弯曲工况当波浪周期为14s，波浪相位为1795。时，平台纵向中垂弯矩最大，具体数值见。r表纵向中垂最大弯矩262800kNm位移升沉．7748m纵摇0246×10。rad横摇O0rad加速度X向0．109×10。1m／s2Y向O．Om，s2Z向1．561m／s2绕X轴00radfs2绕Y轴一0．496x10’3rad／s2绕Z轴00radts‘55 复旦大学博士后研究工作报告当波浪周期为14s，波浪相位为359．50时，平台纵向中拱弯矩最大，具体数值见下表级向中拱最大弯矩262800kNm位移升沉7．748m纵摇一O．246×10’2tad横摇0．0rad加速度X向一0109×10—1mrs2Y向00m／s2Z向．1．561m／s。绕X轴O．0rad／s。绕Y轴0496×10。3rad／s2绕Z轴00rad／s。b．工况4：最大扭转工况当波浪周期为8s，波浪相位为1960。时，平台扭矩最大，具体数值见下表最大扭矩502000kNill位移升沉一0．820m纵摇0151×10咆rad横摇0550x10。rad加速度X向．O．832×10。1m，s2Y向0．464×10-2m『s2Z向0506m／S。绕X轴．0．339×10’2rad／s2绕Y轴．0．933x10‘2rad／s2绕Z轴O664×10‘2rad／s2c．工况5：最大纵向剪切工况当波浪周期为9s，波浪相位为7．9。时，平台纵向剪力最大，具体数值见下表Maximumlongitudinalshearforce10690kq位移升沉2．158m纵摇0．592×10。rad横摇0528×10。rad加速度X向0608×10‘1m／s2Y向．O326×10。1m／s2Z向一1052mls2绕X轴．0．257×10。rad／s2绕Y轴一0288×10。2rad／s2绕z轴．0606X10。rad／s，d．工况6：最大横向拉压状态当波浪周期为9s，波浪相位为25．9。时，平台横向拉力最大，具体数值见下表最大横向拉力58600kN位移升沉1．025m纵摇一0．347x10。tad横摇0．521×10。rad加速度X向．0．208x1o-3m，s2Y向一030m／s2Z向一050mts2绕X轴．0254x10～rad／s2绕Y轴0．169×10’3rad／s2绕Z轴0．22610。4rad／s2当波浪周期为9s，波浪相位为205．9。时，平台横向压力最大，具体数值见下表最大横向压力58600kN位移升沉一I．025m纵摇0．347×10‘3tad横摇．0．521×t0。rad加速度X向0208X10。3m／s2Y向0．30m／s2Z向0．50mts‘绕X轴0254X10～rad，s2绕Y轴一O．169×10。rad／s2绕Z轴．O226×104rad／s2 复旦大学博士后研究工作报告6．3迁航状态作业条件下需要考虑的工况为：静水工况、最大总纵弯曲工况、最大扭转工况、最大纵向剪切、最大横向拉压工况。其中第一种工况不涉及波浪载荷的计算。其他工况波浪载荷计算结果如下：a．工况3：最大总纵弯曲当波浪周期为10S，波浪相位为186．8。时，平台中垂弯矩最大，具体数值见下表最大中垂弯矩262800kNm位移升沉．3．019m纵摇0724×1011tad横摇0．0tad加速度X向一0．289m／s2Y向O．0m，s2Z向1805m，s2绕X轴0．0rad／s2绕Y轴．0433×10‘1rad／s2绕Z轴O．0radIs2当波浪周期为10s，波浪相位为68。时，平台中拱弯矩最大，具体数值见下表最大中拱弯矩262800kNm位移升沉3019m纵摇一0724X10“rad横摇O0rad加速度X向0289m／s‘Y向00m／s。Z向．1．805m／s2绕X轴00rad／sz绕Y轴0．433×10—1rad／s2绕Z轴00rad／s‘b．工况4：最大扭转状态当波浪周期为8s，波浪相位为343．5。时，平台扭矩最大．具体数值见下表最大扭矩87650kNm位移瞬沉．1111m纵摇Io297×10。2rad横摇．0565x10。rad加速度Ix向0．326x10‘1mts2Y向|0．185X10。1m／s2Z向1021m，s2绕X轴0．520x10‘2rad／s2绕Y轴10．273x104rad／s2绕Z轴．0112)<1011rad／s2c．工况5：最大纵向剪切状态当波浪周期为7s，波浪相位为3156。时，平台纵向剪力最大，具体数值见下表最大纵向剪力3533kN位移升沉．0．375x10“m纵摇0．851×10。tad磺摇L0．258×10“rad加速度X向．0288×10+1mls2Y向1230mIs2Z向0474x10“m／s2绕X轴0．326x10。1rad／s2绕Y轴．0．108x10’2rad／s2绕Z轴一0376×10。2rad／s2 复旦大学博士后研究工作报告d．工况6：最大横向拉压状态当波浪周期为8s，波浪相位为53。时，平台横向拉力最大，具体数值见下表最大横向拉力21770kN位移升沉．1．193m纵摇．0．604×10。rad横摇．0484×10。1rad加速度X向D346×10。1m／s2Y向．O．700m／s2Z向0．736m／s。绕X轴0299×10。1rad／s2绕Y轴0．3"73x10。2rad／s2绕Z轴．0525×10。3rad／s2当波浪周期为8s，波浪相位为233。时，平台横向压力最大，具体数值见下表最大横向压力21770kN位移升沉1．193m纵摇0604×10。rad横摇0，484×10“rad加速度X向P0．346x10’1mfs2Y向0．700m∥Z向-0．736mIs2绕X轴10．299x10’1radts2绕Y轴．O．373×10—2rad／s2绕Z轴D525×10‘3radts27．本章小结本章建立了半潜式钻井平台运动流场非定常扰动势的定解条件。然后，分别引入有限水深和无限水深频域Green函数，应用源汇分布法对三维水动力系数和绕射势进行了求解，研究了半潜式平台运动及波浪载荷的求解方法，并对波浪载荷进行了计算。本研究在国内首次将半潜式平台结构波浪载荷计算与ABAQUS有限元结构模型连接，将FORTRAN程序的波浪载荷计算结果与ABAQUS软件的DLOAD接1：3命令连接．实现了半潜式钻井平台波浪载荷的施加。主要解决如下问题：(1)三维格林函数的数值计算研究，使用三维格林函数法对波浪载荷进行了计算，与切片法、Morison方程法比较，三维格林函数法计算结果更为精确；(2)对不同波浪方向、周期和相位组合下的波浪载荷综合分析，找出最危险的状态进行计算；(3)开发了波浪载荷数据与ABAQUS有限元模型的命令接口程序。59 复旦大学博士后研究工作报告第五章南海五号设计条件下极限强度评估第五章 复旦大学博士后研究工作报告1．简介国内若干大学和科研机构曾经对南海五号进行过类似研究分板，但由于项虱难度大、计算复杂，需要解决若干瓶颈问题，如：模型的建立、波浪载荷的计算、波浪载荷模块与有限元模型的接口问题、平台结构的平衡问题、腐蚀的处理等等。最终，项目不了了之。中国船级社在国内首次将ABAQUS软件应用于大型半潜式平台结构的评估研究，并解决了波浪载荷与ABAQUS软件的接口问题，将项目圆满完成。本章主要对南海五号平台结构在自存、作业、迁航状态下的各个工况的应力状况进行研究分析。研究分析的意义在于为中国海洋石油总公司提供决策依据。该平台已经服役30年，达到设计年限，目前平台应力状况是否符合规范要求?能否安全作业?基于本章研究内容，中国海洋石油总公司决定该平台继续作业。在风浪作用下，船体始终处于运动状态。因此，对于船体运动与荷载计算是～个非常复杂的动力问题。目前比较普遍的方法是把船体的动力问题化为准静力问题来处理，从而大大简化计算。具体方法是计算船体在某一瞬时的所有外力和运动状态，将船体加速度转换为惯性力以平衡外载荷，将这一瞬时状态作为静力问题来计算。由于船体的固有频率通常要远高于外激励如波浪等的频率，按准静力问题来计算船体总强度具有工程上满意的精度，为工程界普遍接受。本研究即采用此种准静态方法对南海五号平台结构极限强度进行分析。2．平台材料和安全系数平台主要结构材料的屈服强度为355MPa[29,30]。平台结构安全系数见表5．1。表5。1安全系数工况条件abCde系数值O．608O．8101Oa)功能荷载；b)最大环境载荷及相关功能荷载；c)随机载荷+随机功能荷载；d)一年一遇环境条件下的环境载荷+意外事故以后的功能荷载e)一年一遇环境条件下的环境载荷十升沉状态的功能荷载；第五章 复旦大学博士后研究工作报告3．分析结果3．1作业状态3．1．1作业，静水工况(0-1)在作业静水工况条件下，平台的应力源于结构、设备自重以及海水的浮力。在此工况条件下，结构的许用应力为I盯I=213MPa。结构的最大等效应力为187．2MPa，最大应力点位于主甲板上，该点坐标为(O，。3．41，31．273)。平台各主要结构的最大等效应力以及相应单元、节点坐标见表5．2。由该表可知，在作业／静水工况条件下，浮箱的最大等效应力为134．7Mpa，立柱的最大等效应力为90．71Mpa，斜撑的最大等效应力为108．18MPa，远远低于结构在此工况下的许用应力。表5．2平台各主要结构的最大等效应力(Pa)(作业，静水工况)([o-]=213MPa)构件名称工况最大应力单元号节点号X(m)Y(m)Z(m)浮箱1．347E85382733932．3．048．28．912410704立柱9．071E713172273643352787．22．30948382静水斜撑10818E818615310671518．796．228631．716I主甲板1．872E82164601175260．34131．276图5．1作业，静水工况平台整体应力第五章 复旦大学博士后研究工作报告图5．2作业，静水工况平台立柱应力图5．3作业／静水工况平台浮箱应力第五章 复旦大学博士后研究工作报告图5．4作业，静水工况平台浮箱内部应力图5．5作业／静水工况平台斜撑应力第五章 复旦大学博士后研究工作报告3．1．2作业／横浪，最大横向拉伸工况(O一2)本工况主要对由横浪所产生的平台最大横向拉力以及平台功能荷载联合作用下的平台结构应力响应进行研究。对双浮箱式搬半潜平台结构丽言，当波浪波长约为平台左、右浮箱外测间距的2倍(波峰位于浮箱中间)时，连接左右两个浮箱的横向水平支撑将承受最大横向拉力。此工况条件下主要结构的许用应力[o-]=284MPa，结构的最大等效应力为160．3MPa。平台各主要结构的最大等效应力以及相应单元、节点坐标见表53。表53平台各主要结构的最大等效应力(Pa)(作业，横浪／最大横向拉伸工况)([o-]=284MPa)l构件名称工况最大应力单元号节点号X(m)Y(m)Z(m)!浮箱1555E873567303—914416．807665496I立柱横浪，摄大1117E81329106898827．4321—17749285335I斜撑横向拉伸1，480E817478097955—26．0858．0．0938669，638541主甲板1．603E82164601175260—3413127631．3作业，横浪，最大横向压缩工况(o．3)本工况主要对作业条件下，由横浪所产生的平台最大横向压力以及平台功能荷载联合作用下的平台结构应力响应进行研究。当波浪波长约为平台左、右浮箱外测间距的2倍(波谷位于浮箱中间)时，连接左右两个浮箱的横向水平支撑将承受最大横向压力。此工况条件下主要结构的许用应力I盯I=284MPa，结构的最大等效应力为224．OMPa。平台各主要结构的最大等效应力以及相应单元、节点坐标见表54。表5．4平台各主要结构的最大等效应力(Pa)(作业，横浪，最大横向压缩工况)([o']=284MPa)构件名称工况最人应力单元号肯点号x(m)Y(m)Z(m)浮箱1．496E85382733932—3．048．28．912410704立柱横浪，最大横1．084E813830778570．2743221．39758．382斜撑向压缩1．173E8t}8860310615227432—2．74331．716主甲板2．240E8216494117550034131．2763．1．4作业／迎浪，中垂工况(O．4)本工况主要对作业条件下，由迎浪所产生的平台最大纵向弯矩以及平台功能荷载联合作用下的平台结构应力响应进行研究。在此工况下，波浪波长略大于平台浮箱的长度，波浪的过零周期点位于平台船舯部位，导致平台产生反向弯矩。此工况条件下主要结构的许用应力l盯j=284MPa，结构的最大等效应力为218．4MPa。平台各主要结构的最大等效应力以及相应单元、节点坐标见表5．5。第五章66 复旦大学博士后研究工作报告表5．5平台各主要结构的最大等效应力(Pa)(作业，迎浪，中垂工况)([o-]=284MPa)构件名称工况最大应力单元号节点号X(m)Y(m)Z(m)浮箱1．064E832559223293911620．44675．588立柱作业，迎9．808E714310180682．23．180122．8625．146斜撑浪，中垂1．235E818615310671518．796．228631．716主甲板2．184E82164601175260—34131．2763．1．5作业，迎浪，中拱工况(O一5)本工况主要对作业条件下，由迎浪所产生的平台最大纵向弯矩以及平台功能荷载联合作用下的平台结构应力响应进行研究。在此工况下，波浪波长略大于平台浮箱的长度，波浪的波峰点位于平台船舯部位，导致平台产生弯矩。此工况条件下主要结构的许用应力o-I=284MPa，结构的最大等效应力为170．6MPa。平台各主要结构的最大等效应力以及相应单元、节点坐标见表5．6。表5．5平台各主要结构的最大等效应力(Pa)(作业／迎浪／中拱工况)([cr]：284MPa)最大应f构件名称工况单元号节点号X(m)Y(m)Z(m)力浮箱1．706E85382733932．3．048．28．91241．0704立柱作业，迎浪／1．207E813172273643352787．223G948382斜撑中拱工况9052E718615310671518．796．228631．716I主甲板1596E8216494117550034131．2763．1．6作业，地震工况(0—6)本工况主要对由波浪所产生的垂直加速度(a：=2．5m／s2)以及平台功能荷载联合作用下的平台结构应力响应进行研究。此工况条件下主要结构的许用应力[盯]=284MPa，结构的最大等效应力为235．06MPa，位于主甲板。浮箱最大等效应力为169MPa。立柱最大等效应力为113．8MPa，斜撑最大等效应力为1356MPa。平台各主要结构的最大等效应力以及相应单元、节点坐标见表57。表5．7平台各主要结构的最大等效应力(Pa)(作业，土电震工况)(p】=284MPa)构件名称工况最大应力单元号节点号X(m)Y(m)Z(m)浮箱1．690E85382733932．3，048．28．912410704立柱1．138E81317227364335．2787．2230948．382作业，地震斜撑1．356E818615310671518796—22．8631．716主甲板2．350E82164601175260．3．4131276第五章 复旦大学博士后研究工作报告3．1．7作业，斜浪，纵向剪切工况(O一7)本工况主要对作业条件下，由斜浪所产生的平台最大纵向剪力以及平台功能荷载联合作用下的平台结构应力响应进行研究。当平台结构承受斜浪作用，如果波浪波长为平台浮箱对角线距离的1．5倍时，平台纵向剪力响应最大。对平台结构的水平支撑而占，此工况为控制工况。此工况条件下主要结构的许用应力b]=284MPa．结构的最大等效应力为228．5MPa。平台各主要结构的最大等效应力以及相应单元、节点坐标见表5．8。表5．8平台各主要结构的最大等效应力(Pa)(作业，斜浪，最大纵向剪切工况)([o']=284MPa)构件名称工况最大应力单元号节点号X(m)Y(m)Z(m)浮箱1．493E8744794743839．116．250033508立柱作业／斜浪，纵1958E811826059670．374622—197379106682斜撑向剪切工况1324E81869121074161879622．8631716主甲板2．285E82164601175260．34131276318作业／斜浪，最大扭SEZ况(O一8)本工况主要对作业条件下，由斜浪所产生的平台最大扭矩以及平台功能荷载联合作用下的平台结构应力响应进行研究。当平台结构承受斜浪作用，如果波浪波长与平台浮箱对角线距离相同时，平台扭矩将达到最大值。此工况条件下，平台结构的水平对角斜撑以及垂直对角斜撑将产生最大轴向力。此工况条件下主要结构的许用应力[c]=284MPa，结构的最大等效应力为212．8MPa。平台各主要结构的最大等效应力以及相应单元、节点坐标见表5．9。表5．9平台各主要结构的最大等效应力(Pa)(作业／斜浪／最大扭转工况)([o"]=284MPa)构件名称工况最大应力单元号节点号X(m)Y(m)Z(m)浮箱1．422E852565300—15．24290968630915立柱作业／剁浪，最1．849E811826059670．374622—19737910．6682斜撑大扭矩1．333E8187982108336—27432．3．47722314203主甲板2．128E82164601175260—34131276第五章 复旦大学博士后研究工作报告3．2自存状态32．1自存，静水工况(S·1)在自存静水工况条件下，平台的应力源于结构、设备白重以及海水的浮力。在此工况条件下，结构的许用应力为I盯l=213MPa。结构的最大等效应力为180．6MPa，最大应力点位于主甲板上，该点坐标为(O，．341．31．276)。平台各主要结构的最大等效应力以及相应单元、节点坐标见表5．10。由该表可知，在作业，静水工况条件下，浮箱的最大等效应力为84．25MPa，立柱的最大等效应力为79．74MPa，斜撑的最大等效应力为105．8MPa，远远低于结构在此工况下的许用应力。表5．10平台各主要结构的最大等效应j](Pa)(自存／静水工况)([o-]=213MPa)构件名称工况最大应力单元号节点号X(m)Y(m)Z(m)浮箱8．425E784388633-304816．807665496立柱7．974E71293817253023．1801．228625．146自存／静水斜撑1．058E818615310671518．796．22．8631716主甲板1806E82164601175260．341312763．2．2自存／横浪，最大横向拉伸zSL(s·2)本工况主要对自存条件下，由横浪所产生的平台最大横向拉力以及平台功能荷载联合作用下的平台结构应力响应进行研究。对双浮箱式搬半潜平台结构而言，当波浪波长约为平台左、右浮箱外测间距的2倍(波峰位于浮箱中间)时，连接左右两个浮箱的横向水平支撑将承受最大横向拉力。此工况条件下主要结构的许用应力[o']=284MPa，结构的最大等效应力为186．9MPa。平台各主要结构的最大等效应力以及相应单元、节点坐标见表5．11。表5．11平台各主要结构的最大等效应力(Pa)(自存，横浪，最大横向拉伸)([G]=284MPa)构件名称工况最大应力单元号节点号X(m)Y(m)Z(m)浮箱1．647E8946490620277387112立柱自存，横浪，最1．441E813291068988274321—17749285335斜撑大横向拉伸1．869E817848910072926．0858．0．0938669．63854主甲板1．516E82164601175260．3．41312763．23自存，横浪，最大横向压缩工况(S-3)本工况主要对自存条件下，由横浪所产生的平台最大横向压力以及平台功能荷载联合作用下的平台结构应力响应进行研究。当波浪波长约为平台左、右浮箱外测间距的2倍(波谷位于浮箱中间)时，连接左右两个浮箱的横向水平支撑将承受最大横向压力。此工况条件下主要结构的许用应力[o-]=284MPa，结构的最大等效应力为2543MPa。平台各主要结构的最大等效应力以及相应单元、节点坐标见表5．12。第五章69 复旦大学博士后研究工作报告表5．11平台各主要结构的最大等效应力(Pa)(自存，横浪，最大横向压缩)([G]=284MPa)构件名称工况最大应力单元号节点号X(m)Y(m)Z(m)浮箱1．816E8409072010．2743217．29757112立柱自存，横rE／最1084E813830778570．27．4322139758．382斜撑大横向压缩1434E8178489100729260858—00938669，63854主甲板2．543E8216494117550034131．27632．4自存，迎浪，中垂工况(S-4)本工况主要对自存条件下，由迎浪所产生的平台最大纵向弯矩以及平台功能荷载联合作用下的平台结构应力响应进行研究。在此工况下，波浪波长略大于平台浮箱的长度，波浪的过零周期点位于平台船舯部位，导致平台产生反向弯矩。此工况条件下主要结构的许用应力l盯l=284MPa，结构的最大等效应力为219．1MPa。平台各主要结构的最大等效应力以及相应单元、节点坐标见表5．13。表5．13平台各主要结构的最大等效应力(Pa)(自存，迎浪伸垂)([G]=284MPa)构件名称工况最大应力单元号节点号X(m)Y(m)z(m)浮箱1067E870804。4038321336．22．86762立柱9147E714310180682—231801228625146白存／迎浪，中垂斜撑1254e十0818615310671518．796．22．8631．716f主甲板2．191E．082164601175260—34131．2763．2．5自存，迎浪／中拱工况(S一5)本工况主要对自存条件下，由迎浪所产生的平台最大纵向弯矩以及平台功能荷载联合作用下的平台结构应力响应进行研究。在此工况下，波浪波长略大于平台浮箱的长度，波浪的波峰点位于平台船舯部位，导致平台产生弯矩。此工况条件下主要结构的许用应力|盯I=284MPa，结构的最大等效应力为1419MPa。平台各主要结构的最大等效应力以及相应单元、节点坐标见表5．14。表5．14平台各主要结构的最大等效应力(Pa)(自存／迎浪／中拱)([o-]=284MPa)构件名工况最大应力单元号节点号X(m)Y(m)Z(m)称浮箱1085E85382733932—3048．28．912410704立柱7．472E71293817253023．1801．22．8625146白存t迎浪，中拱斜撑8．654E+0718615310671518796．228631716主甲板1419E+08216460117526O．3．4131276第五章 复旦大学博士后研究工作报告3．2．6自存，斜浪，纵向剪切工况(s一6)本工况主要对自存条件下，由斜浪所产生的平台最大纵向剪力以及平台功能荷载联合作用下的平台结构应力响应进行研究。当平台结构承受斜浪作用，如果波浪波长为平台浮箱对角线距离的1．5倍时，平台纵向剪力响应最大。对平台结构的水平支撑而言，此工况为控制工况。此工况条件下主要结构的许用应力l仃l=284MPa，结构的晟大等效应力为245．9MPa。平台各主要结构的最大等效应力以及相应单元、节点坐标见表5．15。表5．15平台各主要结构的最大等效应力(Pa)(自存，斜浪，纵向剪切)([o-]=284MPa)构件名称工况最大应力单元号霄点号X(m)Y(m)Z(m)浮箱1293E86475943270．25．908—169927．62立柱自存／斜浪，纵2．459E811826059670—374622．19．7379106682斜撑向剪切1．443E81869121074161879622．8631716主甲板2．303E82164601175260—3，4131。2763．2．7自存，斜浪，最大扭矩工况(S一7)本工况主要对自存条件下，由斜浪所产生的平台最大扭矩以及平台功能荷载联合作用下的平台结构应力响应进行研究。当平台结构承受斜浪作用，如果波浪波长与平台浮箱对角线距离相同时，平台扭矩将达到最大值。此工况条件下，平台结构的水平对角斜撑以及垂直对角斜撑将产生最大轴向力。此工况条件下主要结构的许用应力l盯『=284MPa，结构的最大等效应力为248．5MPa。平台各主要结构的最大等效应力以及相应单元、节点坐标见表5．16。表5，16平台各主要结构的最大等效应力(Pa)(自存，斜浪，最大扭矩)(p]=284MPa)构件名称工况最大应力单元号17点号X(m)Y(m)z(m)浮箱1．285E86475943270—25908—16992762立柱白存，斜浪，最2．485E811826059670—3．74622-197379106682斜撑大扭矩1．552E8187982108336—27432-347722314203主甲板2．246E82164601175260—341312763．3迁航状态3。3．1迁航，静水工况(T11)在迁航静水工况条件下，平台的应力源于结构、设备自重以及海水的浮力。在此工况条件下，结构的许用应力为[o']=213MPa。结构的最大等效应力为166．5MPa，最大应力第五章 复旦大学博士后研究工作报告点位于主甲板上，该点坐标为(0，一3．41，31．273)。平台各主要结构的最大等效应力以及相应单元、节点坐标见表5．17。由该表可知，在迁航，静水工况条件下，浮箱的最大等效应力为93．63MPa，立柱的最大等效应力为74．27MPa，斜撑的最大等效应力为102．9MPa，远低于结构在作业／静水工况下的实际应力。表5．17平台各主要结构的最大等效应力(Pa)(迁航，静水)([o-]=213MPa)构件名工况最大应力单元号节点号X(m)Y(m)Z(m)称浮箱9363E7708044038321336—22．867．62立柱7427E712938172530231801．22．8625146迁航／静水斜撑1，029E818615310671518．796—22．8631716主甲板1．665E82164601175260—341312763．3．2迁航，横浪，最大横向拉伸工况(T-2)本工况主要对迁航条件下，由横浪所产生的平台最大横向拉力以及平台功能荷载联合作用下的平台结构应力响应进行研究。对双浮箱式搬半潜平台结构而言，当波浪波长约为平台左、右浮箱外测间距的2倍(波峰位于浮箱中间)时，连接左右两个浮箱的横向水平支撑将承受最大横向拉力。此工况条件下主要结构的许用应力I盯l=284MPa，结构的最大等效应力为216．1MPa。平台各主要结构的最大等效应力以及相应单元、节点坐标见表5．18。表518平台各主要结构的最大等效应力(Pa)(迁航，横浪／最大横向拉仲)([o-]=284MPa)构件名称工况最人应力单元号1，点号X(m)Y(m)Z(m)浮箱1．066E82810114826213362286762立枉迁航I横浪，最9818E7169765919192743219．5162124824大横向拉伸斜撑1193E818691210741618．796228631716主甲板2161E821649411755003．41312763．3．3迁航，横浪，最大横向压缩工况(T-3)本工况主要对迁航条件下，由横浪所产生的平台最大横向压力以及平台功能荷载联合第五章 复旦大学博士后研究工作报告作用下的平台结构应力响应进行研究。当波浪波长约为平台左、右浮箱外测间距的2倍(波谷位于浮箱中间)时，连接左右两个浮箱的横向水平支撑将承受最大横向压力。此工况条件下主要结构的许用应力[o-]=284MPa，结构的最大等效应力为230．1MPa。平台各主要结构的最大等效应力以及相应单元、节点坐标见表5．19。表5．19平台各主要结构的最大等效应力(Pa)(迁航，横浪，最大横向压缩)([o']=284MPa)构件名称上况最大应力单元号节点号X(m)Y(m)Z(m)浮箱1081E8623714141327．432-1729757．112迁航，横浪，立柱最大横向压6．490E712938172530231601-22．8625．146斜撑缩1245E818860310615227432．274331716l主甲板2．301E82164601175260．34131．2763．3．4迁航，迎浪，中垂工况(T-4)本工况主要对迁航条件下，由迎浪所产生的平台最大纵向弯矩以及平台功能荷载联合作用下的平台结构应力响应进行研究。在此工况下，波浪波长略大于平台浮箱的长度，波浪的过零周期点位于平台船舯部位，导致平台产生反向弯矩。此工况条件下主要结构的许用应力o-I=284MPa，结构的最大等效应力为190．2MPa。平台各主要结构的最大等效应力以及相应单元、节点坐标见表5．20。表5．20平台各主要结构的最大等效应力(Pa)(迁航，迎浪，中垂)([o-]=284MPa)构件名称工况最大应力单元号节点号X(m)Y(m)Z(m)浮箱1．046E8916225050235．052．24．15567．4033立柱迁航，迎1．736E812938172530231801．22．8625．146斜撑浪，中垂1．543E818615310671518796．22．8631716主甲板1，902E82164601175260．341312763．3．5迁航／迎浪，中拱工况(T-5)本工况主要对作业条件下，由迎浪所产生的平台最大纵向弯矩以及平台功能荷载联合作用下的平台结构应力响应进行研究。在此工况下，波浪波长略大于平台浮箱的长度，波浪的波峰点位于平台船舯部位，导致平台产生弯矩。此工况条件下主要结构的许用应力[(了-]：284MPa，结构的最大等效应力为142．8MPa。平台各主要结构的最大等效应力以及相应单元、节点坐标见表5．21。甭五i—————————————一两 复旦大学博士后研究工作报告表5．21平台各主要结构的最大等效应力(Pa)(迁航，迎浪，中拱)([o-]=284MPa)构件名称工况最大应力单元号节点号X(m)Y(m)Z(m)浮箱1．028E8708044038321336．22．86762立柱迁航／迎浪，9．033E714310180682．231801228625．146斜撑中拱7．803E7185628106316．5．261022286102294主甲板1428E821649411755003．413’．27633．6迁航，斜浪，纵向剪切工况(T-6)本工况主要对迁航条件下，由斜浪所产生的平台最大纵向剪力以及平台功能荷载联合作用下的平台结构应力响应进行研究。当平台结构承受斜浪作用，如果波浪波长为平台浮箱对角线距离的1．5倍时，平台纵向剪力响应最大。对平台结构的水平支撑而言，此工况为控制工况。此工况条件下主要结构的许用应力I盯I=284MPa，结构的最大等效应力为204．1MPa。平台各主要结构的最大等效应力以及相应单元、节点坐标见表5．22。表5．22平台各主要结构的最大等效应力(Pa)(迁航，斜浪，纵向剪切工况)([o']=284MPa)构件名称工况最大应力单元号节点号X(m)Y(m)Z(m)浮箱9556E7708044038321．336—2286762立柱迁航，斜浪／9．809E71696079541623．1801228625．146斜撑纵向剪切1．059E818691210741618796228631716主甲板2．041E8216460117526O．3．4131，2763．3．7迁航／斜rE／最大扭矩Z况(T-7)本工况主要对迁航条件下，由斜浪所产生的平台最大扭矩以及平台功能荷载联合作用下的平台结构应力响应进行研究。当平台结构承受斜浪作用，如果波浪波长与平台浮箱对角线距离相同时，平台扭矩将达到最大值。此工况条件下，平台结构的水平对角斜撑阻及垂直对角斜撑将产生最大轴向力。#l-,z况条件下主要结构的许用应力I盯l=284MPa，结构的最大等效应力为181．2MPa。平台各主要结构的最大等效应力以及相应单元、节点坐标见表5．23。表523平台各主要结构的最大等效应力(Pa)(迁航，斜浪，最大扭矩)(H=284MPa)构件名称上况最人应力单元号悼点号X(m)Y(m)Z(m)浮箱1．026E828101148262133622867．62立柱迁航，斜浪，最9021E71696079541623，180122．8625．146斜撑人扭矩1111E818691210741618．796228631716主甲板1812E62164601175260．3．4131276第五章74 复旦大学博士后研究工作报告4．本章小结本研究在国内首次将ABAQUS软件应用于大型半潜式平台结构的状态评估，圆满解决了有限元模型与波浪载荷的接口问题，结束了该类结构计算只能由国外承担的历史，填补了国内空白。通过比较各工况条件下平台结构的应力分布，可以得出在作业、自存、迁航状态下，平台结构应力状态符合规范有关许用应力的要求。由于有上部立柱的约束，因此平台浮箱的变形没有一般船体结构的变形大。平台浮箱具有足够的总纵强度。平台结构横向变形大于其他方向的变形，原因在于：在横浪作用下，平台浮箱和立柱具有向两侧变形的趋势，而同时，水平横向支撑约束了平台结构的变形趋势。平台浮箱、立柱、斜撑、主甲板的最大应力数值见附录表5A．1—5A．4，从中得出如下结论：·对浮箱而言，在作业状态一迎浪中拱工况下应力最大，其值为1706Mpa。其次为地震工况加速上升时，其应力值为1690Mpa。与自存和作业状态相比，在迁航状态下，浮箱的应力水平较低。·对立柱而言，自存状态、斜浪作用时，应力值最大，其值为2485Mpa。与自存和作业状态相比，在迁航状态下，立柱的应力水平较低。·对斜撑而苦，自存状态／横浪，最大横向拉力工况下应力值最大，其值为186．9MPa。·根据比较平台在各工况下的应力状态，可知：迎浪造成的应力较小，而斜浪将导致平台结构应力状态恶化。基于上述结论，中国海洋石油总公司决定该平台继续作业。第五章 复旦大学博士后研究工作报告附录5A平台主要结构的最大应力第五章 ∞寸寸寸∞寸coco甘n。。o∞oo'∞一o’。NNNN∞NN卜卜t"--∞b．-寸oo’甘卜COr‘o‘o(o(ooc。coo。oo∞Lf)oo寸卜f-n∞卜卜卜卜t'--b-卜P一r呐—co∞cor卜IM寸寸寸h、寸山coNNNtDN卜coo啦(ococ,O—rr寸Po∞∞∞∞∞∞o)oo)寸O'JNNNrN刊N>_∞∞∞o∞卜寸NNN刊NNfN∞∞∞∞寸o寸∞COcoN∞∞oe．DN∞寸寸P寸寸rN甘苫nnoo0"1∞nnoofofron寸oO'o'nn寸cO×∞ono)∞n“∞m卜n(q一NNNNNNNg收帝NNNO)Nn∞onNn。No。nnN∞cono∞nnNC口ocqo03nc。广co卜卜∞。。oPN∞N皿蹲噬o'oa)n0)n寸ncoo)∞ooNNn∞In1十∞n∞∞nnNn卜卜∞∞noNo)nnooof寸o甘R#nCOcr)“n寸(q寸寸寸寸寸∞寸P寸P翅餐h‘}‘卜coo)∞寸卜寸o)a)甘寸N寸K即NNN岫卜nooCo∞∞ooNoo嘣1民n∞∞cr)寸寸∞o寸卜卜∞∞co一∞n∞卜寸∞ooo'寸甘oor∞oR斟啦∞If)卜b-寸【o‘o卜卜o’Nt'--型R∞∞∞∞oD∞∞∞卜’∞c。∞∞∞∞t'--∞co∞∞卜∞H．I山IJ．I山山山山kLIuJ山山ILl山uJI．JJ山I．JJuJ山山山uJ世卜o∞寸‘o∞nN田啦卜c。卜n∞CqcocOr∞∞∞+<甘o'o∞o)lf)o’刊N∞cof-寸o'∞∞N寸。Dco∞NnCo卜o寸∞寸寸寸ooCoCoNNno。oo岫o略PPP产T-f一rc。rrrP一Po’卜一rro)r姆堡嫖堡姆堡R趟K瑙霪姆酶州姐}卜妊礤4{辎一v9幞莲帮嘲蚓轺B鬈耧嵴幽型忌样耧嘲蚓趔B啦(ed)R世长嘣窭姆珠州姐}卜誊媒基魁L．《∞悄导导匠匠总是廿廿厦．叵锨眉廿廿尽-叵墩审蜒蟋蜓颦蜒蟋露*嶙裂烂裂*避删裂*型馔赠H锰舞引抠蘸艋剧型蕤滩剧颦蔫柏葵爿烛塔姐世皿划|；L艇蜱淫霹灶螺 NNNcoN曲NNcococo∞刊N∞cD(o(o寸cO∞∞∞∞∞“c。eO∞甘n寸寸寸Co寸寸寸寸寸Nn∞n中∞nCocoPPPcoc。corrr_∞一∞∞cococo‘o寸Pco∞∞lf)∞∞oo啦∞岫ooo晌∞岫∞∞∞N—rNNNr—PNN刊NNNNf寸寸葛a)No)a'co卜e,O(O∞cooo∞n∞∞r∞>IcqCq卜NN∞NN刊No)NNo'NN掣r卜“-e-NNFNN。。onNNN型“Noh～∞寸∞‘oconcon∞×Nr寸寸寸寸甘寸T_nb--卜h’b-lf)卜卜一nNcqnNNNnnN刊iS．K巾寸nnNoo。oo∞oooNooo)coco嚼岖寸寸∞卜o。卜n∞b,-卜∞∞∞nP一Pcoco∞‘olf)o)(o∞ococo曲c。旧Lf)o’寸寸nnno。。∞o)“∞o)o)NoN刊rm∞—R：舡卜b．-h～∞卜cD∞I",--(otf)旧卜∞卜I'Io)o)0)倒gNN刊卜ooor产o)oor一Lf)b-b．--KⅡpNNNoor(oco∞ocococ。c。。COcoooh-卜h‘rna'NNnro'NNn产n卜Co‘。嘣lRrT-r∞CON∞∞o)n∞∞∞口)no’o)西o)-R甜nC口n'}∞∽产rN寸∞PfN寸NcoCO∞r产—frr一r一rr—r一rrrrr倒R卜∞∞b'-∞∞∞∞卜卜卜∞∞∞∞卜卜∞h’卜卜卜IJJLH山山uJ山t．1J山uJIJ．IUJ山I．I．IuJIJJ山LI．t山山I．LI1．1．1山但一。。h～∞寸卜∞口'寸刊卜卜Po)m卜∞(oo∞O)r《卜cqoo∞PIf)甘b．-卜寸刊寸∞∞NnCqo)roNofN∞o■o)∞口'寸一寸寸寸寸寸o卜寸∞∞o嘧a)rPo'一rPP卜卜o)r一NNh’o)r∞a)a)0)姆壁婷堡姆罂R通K嘣蜒姆酶州姐牛卜章撩盘辎．v峤怅莲耧蝴蚓捌B磐越悯出划昱馨描喇皑掣尽磐一弼d)R越K蜡霉蟋酞州姐牛卜丰}磔盎魁N．《∞琳廿廿厦匠躲晕岳哥厦-叵总曩导}匠厦撩曩蜒蟛蜒蜒颦蜒露*摧楚型型苗型篷型*赠赠型H艋蠹剧蜒蒜艋剧蜓菇稚剧蜒*怕篓爿烛≤姐世皿划睁藩N《蜒l■姆呻卜 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t,Dt．DcoocoCo∞‘o∞卜h-卜h-卜卜卜卜h～NN“NNNNN刊NnnnnnCq∞nn寸寸甘寸寸,q-寸寸一寸寸寸寸寸寸寸寸寸寸寸寸寸’寸>∞nncqnnnnncqnnnnnn●1>(ooooooooooooooooooooogK巾oc。∞oco‘o∞cOCo‘o(oco(ooo‘D(0c,lNN∞NNN一NNNNNN岫NN蟠咂∞∞岫lf)∞∞∞岫∞∞∞岫岫10∞幻Lf)卜卜'卜卜卜卜卜卜卜’卜卜卜卜卜卜卜卜R#一rr一rrrPr一T_rT-r一PP一r—一一一r_卜r一rrrrPPP崔go。寸o寸ooo。oo寸oooo寸oooo<帝∞o'(oo)CoCocoCoCocoo)∞∞co∞o)(o‘oo)coco寸寸甘寸寸寸寸甘寸寸寸寸寸寸寸寸寸寸寸蟛lRco葛‘ocococo∞葛CD【。oCoco(ococo∞‘oCo∞CoR堪＆＆—产rP＆rf—rr—rT—PPPPNT_NNN刊NNNNNNC,INNNN刊NN倒R∞∞∞∞∞∞∞∞∞∞∞∞∞∞∞∞∞∞co∞∞c。山IJJuJuJuJ山uJ山uJ山I．U山12．1uJI．JA山uJU．I山山山山型Noo寸on∞∞兽o)一n‘ocv)cO∞∞c,l一一fN卜岫a)a。寸o∞“产∞寸产o寸coNooCo寸r_K∞∞∞rNc。Nr寸rLf)u)cr)NCo寸0)∞roc。耐rNrNNr刊Np一NNrNNr一rNNN一j虹嗣r量婷垂螺垂R通K暗寝姆瞰州啦牛卜棼媒矗魁_V的嗡蓝鞘嗍出剑恳拯耧喇皑鼎尽轼糊出蜊墨*(Bd)R毯K堪蜒姆戳州姐牛卜棼礤皋魁寸《∞悄哥廿迢厘躲龟壬导-匡-叵撩最乎导~叵量密歪蜓蜓蜒抠靼撂赠*蛾型型型芒型型型*型《裂_艋舞捌型碡i艋目蜓碡艋剧蜓菇拍葵爿进塔qⅡ世皿蚓斗莲W蟠I窭睁|j{f}州 复旦大学博士后研究工作报告第六章南海五号平台结构腐蚀现状评估第六章81 复旦大学博士后研究工作报告1．简介前面的章节主要对南海五号平台结构的强度、应力状态、应力分布进行分析研究。假定平台所有构件均匀腐蚀，这与平台实际状况有较大差异。该平台已经服役30年，达到设计年限，腐蚀、海生物及其严重，因此，需要对实际状态进行评估研究，以确定平台现状是否符合规范及安全作业的要求。由于构件腐蚀会严重恶化平台结构的局部应力状态，因此本章主要对浮箱受腐蚀构件的局部强度进行评估研究。极限屈服准则作为评判构件是否失效的标准。即，没有考虑屈曲、疲劳和断裂等失效模式。图61平台结构现状评估流程示意图第六章 复旦大学博士后研究工作报告2．有限元模型在进行现状评估时，根据现场检测报告修改整体有限元模型。由超声波测厚报告可以看出，南海五号平台结构浮箱腐蚀一般均低于原始板厚的15％，个别构件局部腐蚀超过原始厚度的15％，出于安全考虑，在修改模型时，腐蚀程度低于原始厚度15％的构件(包括未腐蚀的构件)按15％计，腐蚀程度超过原始厚度15％的构件根据测厚报告，按实际壁厚取值。根据规范，立柱与斜撑的壁厚腐蚀按5％计。具体见表6．1。在现状评估时，波浪载荷、固定载荷、可变载荷的施加方式，边界条件等与第四章一致。表6．1现状评估腐蚀壁厚的确定浮箱立柱斜撑f腐蚀程度15％5％5％根据现场超声波测厚报告，平台浮箱共有300个板单元、500个梁单元腐蚀程度超过原始壁厚的15％，因此需要按测厚报告对这些单元重新定义。这些单元分布于浮箱甲板、底板、侧板、纵舱壁以及纵向加强骨材。“注释：Corrosionl5％：有限元模型，浮箱所有构件的腐蚀均按原始板厚的15％计。Corrosion-R：有限元模型，浮箱腐蚀超过原始板厚15％的构件按实际壁厚计。3．评估工况根据第五章的计算结果，选出应力状态最为不利的9种工况进行腐蚀现状评估。具体工况见表6．2。表6．2腐蚀现状评估工况工况条件FiqNO．压载水吃水1静水8．1．1—8．1．142横浪(最大横向拉伸)8—21—8．2．14作业3迎浪(中拱)8．31-8．3．149152．0t198m4地震(加速上升)8．4．1～8．4．145斜浪一最大纵向剪切8．5．1—8．5．146静水8．61～8．6．147横浪(最大横向拉伸)8—7．1-8．714自存5855．Ot13．72m8横浪(最大横向压缩)8—8．1～8—8．149斜浪．最大扭转8．9．1—8．9．14第六章 复旦大学博士后研究工作报告4．分析结果4．1作业／静水工况在本工况条件下，腐蚀严重的部位的局部应力分布见图6—1．1—6—1．14。平台各主要结构在原始壁厚、规范壁厚以及实际壁厚状态下的最大应力见表6．3。浮箱严重腐蚀部位的局部应力见表6．4。表6．3平台主要结构在不同壁厚下的最大应力工况构件最人应力％x(m)Y(m)z(m)Odginal1．347E8—3．048—2891241．0704浮箱Corrosionl5％1．5758E81699—3．048—28．91241．0704Corrosion—R1．5758E8—3．048．2891241．0704Original9．071E7352787-2230948．382作业，静水立柱Corro$ionl5％9．611E75．95352787．22．30948．382Corrosion-R9．611E7352787．22．30948．382Original1．082E818．796．228631．716斜撑Corrosionl5％1、104E82．0318796—22．8631．716Corrosion-R1104E818．796—22．8631．716表6．4浮箱严重腐蚀部位的局部应力壁厚(mm)局部应力(Pa)腐蚀部位Org．Gaug．Ratio％OriginalCorrol5％Corro．RPortPontoon—SideShelIPlate—FR35—7314．54．1717191E72．21E75．65E7SlarPontoon—DeckPlate-FR40—2014．59037．92．10E7237E73．10E7SlarPontoon—DeckPlate—FR40—131459435．22．05E7233E72．65E7PortPontoon．．DeckPlate．．FR40．．41459．633．82．22E7261E7320E7StarPontoon—DeckPlate-FR40—1114．510．229-7201E7229E72．56E7PortPontoon．DeckPlate．FR40．1114510．428．3200E72．25E72．54E7StarPontoon—DeckPlate—FR40．1814．510726．2184E72．18E7236E7StarPontoon．DeckPIate_FR40-1014．511024．12．59E7296E73．14E7StarPontoon．DeckPlate-FR30-1214．511．12349．78E6114E71．15E7PortPontoon—DeckPlate．FRll．16145113221187E72．16E72．25E7PortPontoon—DeckPlate．FR40．1214．5116200259E7294E7301E7StarPontoon-DeckPlate—FR40-1914511719．32．40E7272E7301E7StarPontoon_DeckPlate。·FR30-_1314．511．71938OOE69．24E69．42E6；PortPontoon—BottomPlate—FR30—5816013515．61．23E71．43E71．438E7 复旦大学博士后研究工作报告图6—1．1作业，静水工况左浮箱侧板FR35．73站位局部应力图6-1．2作业，静水工况右浮箱甲板FR40—20站位局部应力第六章 复旦大学博士后研究工作报告图6—13作业，静水工况右浮箱甲板FR40一侣站位局部应力图6—1．4作业，静水工况左浮箱甲板FR40-4站位局部应力第六章B7 复旦大学博士后研究工作报告图6-1．5作业，静水工况右浮箱甲板FR40—11站位局部应力图6-1．6作业，静水工况左浮箱甲板FR40—11站位局部应力第六章88 复旦大学博士后研究工作报告图6—1．7作业，静水工况右浮箱甲板FR40。18站位局部应力图6—1．8作业，静水工况右浮箱甲板FR40—10站位局部应力第六章89 复旦大学博士后研究工作报告图6．1．9作业，静水工况右浮箱甲板FR30—12站位局部应力图6—1．10作业，静水工况左浮箱甲板FRll—16站位局部应力第六章90 复旦大学博士后研究工作报告图6—1．11作业，静水工况左浮箱甲板FR40—12站位局部应力图6—1，12作业，静水工况右浮箱甲板FR40—19站位局部应力第六章 复旦大学博士后研究工作报告图6—1．13作业，静水工况右浮箱甲板FR30．13站位局部应力图6—1．14作业，静水工况左浮箱底扳FR30—58站位局部应力第六章 复旦大学博士后研究工作报告4．2作业／横,S／最大横向拉伸在本工况条件下，平台各主要结构在原始壁厚、规范壁厚以及实际壁厚状态下的最大应力见表6．5。浮箱严重腐蚀部位的局部应力见表6．6。表6．5平台主要结构在不同壁厚下的最大应力工况构件最大应力％x(m)Y(m)Z(m)Original1．555E8．914416．80766．5496浮箱Corrosionl5％1．809E81633．914416．807665496Corrosion—R1809E8．9．1441680766．5496作业7横浪7最大Original1117E8274321．1774928．5335立柱Corrosionl5％1172E84923528322．36762横向拉伸Corrosion—R1．172E83528322．36762OriginaI1．480E8—26．0858—0093866963854斜撑Corrosionl5％1541E8492．26．0858．0093866963854Corrosion．R1541E8．26．0858．0093866963854表6．6浮箱严重腐蚀部位的局部应力壁厚(mm)局部应力(Pa腐蚀部位OrgGauq．Ratio％OriginalCorr015％Corro．RPortPontoon．SideShellPlate-FR35—731454171．7162E7206E75．19E7SlarPontoon．DeckPlate-FR40-2014．59037．91．51E71．79E7223E7StarPontoOn．DeckPlate—FR40—1314．5943521．98E72．20E7279E7PortPontoon-．DeckPlate—FR40—41459．63382．7E7314E73．72E7S【arPontoon—DeckPlate—FR40-1114．510229．73．09E7345E7378E7PortPontoon．DeckPlate—FR40—1114510428．32．61E72．90E7323E7StarPontoon．DeckP1ate-FR40-1814510．72821．43E7173E71．86E7StarPontoon．DeckPlate—FR40—10145110241329E73．72E73．96E7StarPontOOl3．DeckPIate—FR30—1214与11123．4191E72．94E73．63E7PortPontoon．DeckPlate—FRll-1614．511322．12．11E72．52E72．76E7PortPontoon．DeckPlate—FR40-1214511．62002，42E72．73E72．83E7StarPontoon。DeckPlate-FR40一1914511．71931．88E72．20E72．29E7StarPontoon．DeckPlate—FR30-1314．511719．31．61E71．88E7194E7PortPontoon．BottomPlate-FR30—5816013与1561．23E7146E7147E7第六章93 复旦大学博士后研究工作报告4．3作业／迎浪／中拱在本工况条件下，平台各主要结构在原始壁厚、规范壁厚以及实际壁厚状态下的最大应力见表6．7。浮箱严重腐蚀部位的局部应力见表6．8。表6．7平台主要结构在不同壁厚下的最大应力工况构件最大应力％X(m)Y(m)Z(m)Original1706E8．3．048—28．912410704浮箱CorrosJonl5％1992E81676．3．048—28．912410704Corrosion—R1．992E8．3．048—28912410704作业，迎浪，中Original1207E835．2787—2230948．382拱立柱Corrosionl5％1．268E85．05352787．22．30948．382Corrosion．R1268E8352787—22．30948382OriginaI9052E718796—22．8631716斜撑Corrosionl5％9．188E715018796—22．8631716Corrosion．R9．188E718796．22．8631716表68浮箱严重腐蚀部位的局部应力壁厚(mm)局部应力(Pa)腐蚀部位OrgGaug．Ratio％OriginalCorrol5％Corro—RPortPontoon．SideShellPlata—FR35—7314．541717215E72．49E76．62E7slarPontoon—DeckPlate—FR40—201459．O379192E72．19E72．87E7SlarPontoon—DeckPlate—FR40·1314．594352199E72．10E7250E7PortPontoon．DeckPlate．．FR40—414．59．63382．91E7343E74．13E7StarPontoOn—DeckPlate-FR40-1114510229．71．64E71．87E72．13E7PortPontoon．DeckPlate—FR40—1114510．428．3162E71．84E72．13E7StarPontoon—DeckPlate-FR40—1814．51072621．32E71．51E7169E7StarPont0011．DeckPlate—FR40—1014511．02412．33E72．68E72．83E7slarPontoon—DeckPIate．FR30一1214511123．4133E71．88E71．91E7PortPontoon-DeckPlate—FRll—1614．511322．1822E69．95E6137E7PortPontoon．DeckPlate．FR40—12145116200186E72．17E7223E7StarPontoon-DeckPlate—FR40—19145117193233E72．63E7286E7StarPontoon—DeckPlate．FR30—131451’．71931．33E7151E7156E7PortPontoon—BottomPlate—FR30—58160135156126E71．49E71．50E7 复旦大学博士后研究工作报告4．4作业／地震(加速上升)在本工况条件下，平台各主要结构在原始壁厚、规范壁厚以及实际壁厚状态下的最大应力见表6．9。浮箱严重腐蚀部位的局部应力见表610。表6．9平台主要结构在不同壁厚下的最大应力工况构件最大应力％X(m)Y(m)Z(m)Original1690E8．3048．28．912410704浮箱Corrosionl5％1976E81692．3．048．28912410704Corrosion—R．3．048．28．91241．0704作业／地震Original1．138E8352787．2230948．382(加速上升)立柱Corrosionl5％1206E85．98352787—2230948．382Corrosion—R352787。2230948382Odginal1．356E818．796．22．8631716斜撑Corrosionl5％1385E82．1418796．228631716Corrosion—R18．796．228631716表6．10浮箱严重腐蚀部位的局部应力壁厚(mm)局部应力(Pa)腐蚀部位OrgGaugRatio％OriginalCorrol5％Coffo．RPortPontoon—SideShellPlate—FR35—731454．171_7240E72．78E77．08E7SlarPontoon．DeckPlate—FR40—2014．59．O37．9264E72．98E73．87E7StarPontoon—DeckPlate—FR40-13145g．43522．56E7292E73．30E7PortPontoon—．DeckPlate-．FR40．-41459．633．8289E73．39E74．02E7SiarPontoon．DeckPlate—FR40—1114510．22972．57E7289E73．21E7PortPontoon．DeckPlate．FR40一"14．510．428．3251E7285E73．18E7StarPontoon—DeekPlate—FR40-1814510-726．22．32E7274E7295E7StarPontoon—DeckPlate—FR40—1014．511024．1326E73．72E73．93E7StarPontoon．DeckPlate-FR30—1214．511．123．41．90E72．20E7223E7PortPontoon．DeckPlate—FRl1—16145113221142E72．79E7288E7PortPontoon．DeckPlate—FR40-1214511620．O2．46E72．83E7350E7StarPontoon—DeckPlafe—FR40—19145117193301E7341E73．66E7‘StarPOnt00n．DeckPlate．FR30．1314511．719．31．93E72．17E72．23E7PortPontoon．BottomPlate．FR30—581601351561．54E7179E7181E7第六章 复旦大学博士后研究工作报告4．5作业／斜浪／最大纵向剪切在本工况条件下，平台各主要结构在原始壁厚、规范壁厚以及实际壁厚状态下的最大应力见表611。浮箱严重腐蚀部位的局部应力见表6．12。表6．11平台主要结构在不同壁厚下的最大应力工况构件蛀大应力％X(m)Y(m)Z(m)Original1．493E839116．250033508浮箱Corrosionl5％1738E8164139．116—25．00335．08Corrosion．R1．738E839116—250033508OperationOriginaI1．958E8—3．74622—19．7379106682condition／立柱Corrosionl5％2125E8853—374622．19．737910．6682obliqueCorrosion—R2．125E8．374622．197379106682waves／IsOdginal1．324E818796228631716斜撑Corrosionl5％1．372E83．6318796228631．716Corrosion．R1．372E818．796228631．716表6．12浮箱严重腐蚀部位的局部应力壁厚(mm)局部应力(Pa)腐蚀部位Org．GaugRatio％OriginalCorr015％Corro—RPortPontoon．SideShelIPlate—FR35—7314．54171．7205E7235E75．35E7SfarPontoon．DeckPlate-FR40—201459．037．93．19E7359E7457E7StarPontoon-DeckPlate-FR40-13145943521．88E7228E73．02E7PortPontoon．DeckPlate—FR40-41459．633．81，67E7195E7231E7SfarPontoon—DeckPlate—FR40—1114．510．229．72．53E7290E73．26E7PortPontoon．DeckPlate，FR40—111451042832．74E7306E7342E7StarPontoon—DeckPlate—FR40．1814510726．2269E7302E7330E7StarPontoon—DeckPlate—FR40—1014．511024．13．38E73．88E74．09E7SfarPontoon-DeckPlate—FR30-121451112341．87E7286E7297E7PortPontoon—DeckPlate—FRll．1614．511322．1175E7333e7487E7PortPontoon—DeckPlate—FR40—1214511．620．02．69E73．05E73，14E7StarPontoon-DeckPlate-FR40-1914．511．719．33．58E74．03E7458E7StarPontoon—DeckPlate—FR30-13145117193249E72．86E7293E7PortPontoon．．BoSomPlate．-FR30—-5816013．515．61．23E7250E72．51E7第六章 复旦大学博士后研究工作报告4．6自存／静水在本工况条件下，平台各主要结构在原始壁厚、规范壁厚以及实际壁厚状态下的最大应力见表6．13。浮箱严重腐蚀部位的局部应力见表614。表6．13平台主要结构在不同壁厚下的最大应力工况构件最大应力％X(m)Y(m)Z(m)Original8425E7．304816807665496PontoonCorrosionl5％9708E715．22．3．04816807665496Corrosion．R9708E7．30481680766．5496自存t静水Original7974E7231801-22．8625．146ColumnCorrosionl5％8．188E72．30231801．22．8625146Corrosion．R8．158E7231801，22．8625146Original1．058E818796．22．8631716BracingCorrosJonl5％1．082E82．2618796—22．8631716Corrosion—R1，082E818796—22．8631716表6．14浮箱严重腐蚀部位的局部应力板J?-(mm)局部戍力(Pa腐蚀部位OrgGaugRatio％OriginalCorrol5％Corro．RPortPontoon—SideShellPlate-FR35-73145417171．38E71．60E7395E7SIarPontoon—DeckPlate．FR40．2014．59，03791．68E7190E7242E7StarPontoon—DeckPlate—FR40—1314．59435．29．28E61．02E71．22E7PortPort幻Qrr—DeckPta把．FR40．4’4．59633．81．49E7176E7193E7statPontoon—DeckPlate．FR40．1114510229．71．77E7199E7219E7PortPontoon—DeckPlate．FR40。1114510．428．3173E7195E72．13E7StarPontoon—DeckPlate．FR40—1814510．72621．17E71．33E71．45E7StarPontoon-DeckPlate—FR40-1014511．024．11．99E72．26E72．43E7starPontoon—DeckPlate—FR30—1214511123．4928E61．08E7111E7PortPontoon—DeckPlate．FRll—1614511322．1177E7205E72．17E7PortPontoon—DeckPlate．FR40．1214511620．0161E71．83E7188E7StarPontoon—DeckPlate．FR40．1914．5117193171E71．95E7193E7SfarPonfoOll—DeckPlate．FR30．13145117193114E7175E7196E7PortPontoon—BottomPlate—FR30—5816013．515，6862E6988E6980E6第六章 复旦大学博士后研究工作报告4．7自存／横浪／最大横向拉伸在本工况条件下，平台各主要结构在原始壁厚、规范壁厚以及实际壁厚状态下的最大应力见表6．15。浮箱严重腐蚀部位的局部应力见表6．16。表6．15平台主要结构在不同壁厚下的最大应力工况构件最大应力％x(m)Y(m)Z(m)0riginal1647E8027．7387．112浮箱COlTOsionl5％1944E818．030277387．112Corrosion．R1944E80277387112自存馈浪，最大0riginal1441E827432—17749285335立柱Corrosionl5％1．514E850627．4321-17749285335横向拉伸Corro$ion—R1．514E827．4321．17．74928．53350riginal1．869E8260858—00938669．63854斜撑CorFosiorll5％1951E843926．0858—00938669．63854Corro$ion—R1951E826．0858—00938669．63854表6．16浮箱严重腐蚀部位的局部应力板厚(mm)局部应Jj(Pa腐蚀部位Org．GaugRatio％OriginalCott015％Corro．RPortPontoon—SideShelIPlate—FR35—7314541717167E7186E74．96E7StarPontoon—DeckPlate-FR40—201459．O379149E7178E72．24E7StarPontoon—DeckP1ate—FR40-131459．435．2303E73．33E74．13E7PortPontoon—DeckPlate．FR40—414．59．633．8184E72．02E72．62E7StarPortt0011．DeckPlare-FR40-1114510．2297363E74．04E7445E7PortPontoon—DeckPlate-FR40—111451042832．81E73．12E73．47E7StarPontoon．DeckPlate—FR40—1814．510．726．21．36E71．67E71．77E7StarPontoon—DeckPlate-FR40-10145”．O241331E7373E7401E7StarPontoon—DeckPlate—FR30—1214．511．12342．69E73．14E74．27E7PortPont0011一DeckPlate-FRll-1614511．32212．62E7319E7344E7PortPontoon．DeckPlate．FR40．1214．511．620．02．67E72．99E7315E7StarPontoon-DeckPlate-FR40—1914511719．31．37E7168E7180E7StarF'ont0011一DeckPlate．FR30-13145117193287E73．32E7344E7PortPontoon-．BottomPlate--FR30-5816．0135156652E67．81E6783E6第六章 复旦大学博士后研究工作报告4．8自存／横浪／最大横向压缩在本工况条件下，平台各主要结构在原始壁厚、规范壁厚以及实际壁厚状态下的最大应力见表6．17。浮箱严重腐蚀部位的局部应力见表6．18。表6．17平台主要结构在不同壁厚下的最大应力工况构件最大应力％X(m)Y(m)Z(m)Original1616E8，274321729757112浮箱Corrosion15％1903E81775．274321729757112Corrosion—R．2743217．29757112Oriqinal1427E8．36364919．610210．668白存／横浪，最大立柱Corrosionl5％1481E83．78274322．17297711．2785横向压缩Corrosion—R27．4322．172977112785Original1．434E826．0858．0．0938669．63854斜撑Corrosionl5％1．496E843226．0858．0．0938669．63854CorrosJon．R26．0858—0．0938669．63854表618浮箱严重腐蚀部位的局部应力扳厚(mm)局部应力(Pa)腐蚀部位Org．GauqRatio％OriginalCorrol5％Corro．RPortPontoon，SideShellPlate—FR35．7314．54171．7263E7309E76．96E7StarPontoon—DeckPlale-FR40—2014．5903793．77E74．19E75．25E7StarPontoon—DeckPlale-FR40·13145943522．04E72．16E72．38E7PoftPontoon．．DeckPlate．．FR40-41459633．8153E71．77E72．03E7StarPontoon．DeckPlate．FR40—1114510．229．7143E71．72E7201E7PortPontoon．DeckPlate．FR40—1114510．42831．40E71．55E71．79E7StarPontoon—DeckPlate．FR40—181451072622．98E7333E7358E7StarPontoon．DeckPlate．FR40一1O14，511O241171E7205E72．18E7StarPontoon—DeckPlate-FR30-1214511123．41．76E72．16E72．17E7PortPontoon．DeckPlate．FRll—1614511．3221327E7382E7412E7PortPontoon—DeckPlate-FR40—1214．511．620O147E7168E71．74E7StarPontoon—DeckPlale．FR40-1914511719．33．49E73．92E73．95E7StarPontoon—DeckPlate．FR30—131451171931．72E72．11E72．19E7PortPontoon．．BottomPlate．．FR30．-5816．013．515．61．16E71．29E7131E7第六章99 复旦大学博士后研究工作报告4．9自存／斜浪／最大扭转在本工况条件下，平台各主要结构在原始壁厚、规范壁厚以及实际壁厚状态下的最大应力见表6．19。浮箱严重腐蚀部位的局部应力见表6．20。表619平台主要结构在不同壁厚下的最大应力工况构件最大应力％x(m)Y(m)Z(m)Original1285E8．25．908．16．9927．62浮箱Corrosionl5％1．479E81510．25．908—16．992762Col'rosion．R1479E8—25．908．16．992762白存，斜浪，最大Original2．485E8—374622．19．7379106682扭转立柱Corrosionl5％2．809E81304—3．74622—19．7379106682Corrosion．R2809E8．3．74622．19737910．6682Original1．552E8．27．432．347722314203斜撑Corrosionl5％1．773E814．24．27．432．347722314203CorrosJon—R1773E8．27．432．347722314203表6．20浮箱严重腐蚀部位的局部应力壁厚(mm)局部应力(Pa)腐蚀部位OrgGauqRatio％OriginalCorrol5％Corl'o．RPortPontoon—SideShelIPlate．FR35—731454．17171．94E72．43E7411E7SlarPont0013一DeckPrate—FR40—201459037．92．80E72．70E73．40E7SIarPontoon—DeckPlate．FR40—1314．59．435．21．85E72．50E7326E7PortPontoon—DeckPlate．FR40．41459，633．85．18E6714E6842E6slarPontoOt'l—DeckPlate—FR40—1114．510．229．72．04E72．36E72．68E7PortPontoon．DeckPlate．FR40．1114510．4283302E7355E7396E7SlarPontoon．DeckPlate．FR40．1814510．726．22．42e72．29E72．51E7StarPontoon—DeckPIat争FR40．1014．511．02412．67E72．98E7314E7StarPontoon．DeckPlate．FR30．1214．51112342．03E72．34E7258E7PortPontoon—DeckPlate，FRll—161451132212．90E7319E7325E7PortPontoon—DeckPlate．FR40—1214．511．620．03．09E73．69E7382E7SlarPontoon．DeckPlate．FR40．191451171933．04E73．44E73．47E7StarPontoon—DeckPlafe．FR30—1314511719．31．50E7240E7247E7PortPontoon．．BottomPlate．．FR30—．5816O13．515．62．42E7307E7309E7第六章100 复旦大学博士后研究工作报告5．本章小结本章在前面几章内容的基础上，对平台结构腐蚀严重部位的局部应力进行研究，通过本章的研究分析可以得出如下结论：平台构件壁厚减小导致平台整体应力显著增加。但即使应力增加，平台结构的最大应力仍低于许用应力【b】=284MPa】，平台现状的应力状态符合DNV规范有关屈服强度的要求。●平台的最大应力发生于斜浪一最大扭矩工况条件下，其值为280．9MPa。最大应力点位于右弦中间立柱与船艉相连的K型接头处。·无论是否考虑腐蚀，各工况下，平台整体最大应力点的位置基本没有变化。即．局部腐蚀不会改变结构整体应力分布，但会使腐蚀局部应力上升。●尽管平台结构的腐蚀使局部应力明显提高，但应力状态不是很差。例如左浮箱侧扳FR35．73站位腐蚀程度达71．7％，其最大应力为708MPa，远远低于结构的许用应力【b】=284MPa】。基于本章研究，DNV将平台结构腐蚀容限由5％提高到15％。第六章101 复旦大学博士后研究工作报告6．附录TheINPUTfileofPortPontoon-·SideShellPlate·-FR35--73underoperationcondition／Earthauake，HeaVeOriginalDesign+ELEMENTTYPE=S4R5．ELSET=BOTTOM236275．12885，13321，13323，1288736262，12449，12885，12887，1245136249．12261，12449，12451，1223036236，11521，12261，12230，1152336288．13321，13757，13759，1332336301．13757，14400。14401，1375936314．14400．14677，14679．14401+SHELLSECTION，ELSET=BOTTOM2，MATERIAL=STEEL0．0145，5“Step1．DefaultStaticStep“LoadCase．Default+STEPAMPLITUDE=RAMP'PERTURB／ATlONAccelerationaz=2．5m，s”2★★Thisloadcaseisthedefaultloadcasethatalwaysappears★★。STATlC’NSE丁NSET=FIXEDl117794．’NSETNSET=FIXED2125831．’NSETNSET=FIXED3128324．+NSEl_NSET=FIXED4127114★★●●第六章102 复旦大学博士后研究工作报告Ⅲ★。BOUNDARY_OP=NEWFIXEDl。1。0．FIXEDl．3，，0★★’BOUNDAR丫0P=NEWFIXED2，3，，O．★★+BOUNDARYOP=NEWFIXED3，2，，0FIXED3，3，，0．★★+BOUNDARYOP=NEWFIXED4．1．，O．,to★★★★★★★★★★★’DLOAD．OP=NEWEWHOLE．GRAV,12．3，0．，Orl★t+●’DLOAD．OP=NEWⅢ★36275，P'0．182453E+0636262．P0．182453E+0636249，P0．182453E+0636236，P'0．182453E+0636288，P0．182453E+0636301，P0．182453E+0636314．P0．182453E+06CorrosionModel-R+ELEMENTTYPE=S4R5．ELSET=FR35．P．7336275。12885，13321，13323，1288736262．12449，12885，12887，1245136249，12261，12449，12451：1223036236．11521，12261，12230。1152336288，13321，13757，13759，13323第六章103 复旦大学博士后研究工作报告36301137571440014401137593631414400146771467914401+SHELLSECTION，ELSET=FR35一P一3，MATERIAL=STEEL．0041．5step1operationaccelerationaz=2．5m／s”2changetheplateandstiffener★★+STEP,name=Step一1．PERTURBATIONOperation+Accelerationaz=2．5m／s2corrosion2★★’S1．ATIC★女+NSET,NSET=FlXEDl117794．+NSET,NSET=FlXED2125831，+NSET,NSET=FlXED3128324，+NSET,NSE丁=FJXED4127114，★★★★+BOUNDARY,OP=NEWFIXEDl，1．．0．FIXEDl，3．．0．★★’BOUNDARY,OP=NEWFIXED2，3．，0．★★’BOUNDAR丫OP=NEWFIXED3，2，．0．FIXED3，3，．0．★★+BOUNDARY,OP=NEWFIXED4．1．．O★★黼Ⅲ★★★’++’+槲’’++++++Az第六章104 复旦大学博士后研究工作报告*DLOAD，OP=NEWEWHOLE，GRAV，-12.3，0.，0.，1.****食"*DLOAD，OP=NEW.*36275，P，o.179054E+0636262，P，o.179054E+0636249，P，O.179054E+0636236，P，O.179054E+0636288，P，O.179054E+0636301，P，O.179054E+0636314，P，O.179054E+06第六章105 复旦大学博士后研究工作报告第七章南海五号裂纹断裂评估第七章106 复旦大学博士后研究工作报告1．概述海洋平台结构服役于恶劣环境中，平台结构除承受重力、各种压力等静态力外，还要承受机械振动、风、浪、流反复冲击等动态力，大气腐蚀、海水腐蚀等不仅会加剧已有的缺陷和变形，还可能产生附加的诸如疲劳裂纹、各种腐蚀裂纹等缺陷。这类结构中若存在裂纹，载荷和环境条件会使裂纹不断加深和扩展直至平台整体失效。因此，为保证工程质量和结构的安全经济运行，对这类结构的裂纹进行评价是非常必要的【4,17,36]。对于裂纹问题，无论是理论研究还是工程应用，分析计算方法十分关键，从目前的情形看，精确分析首推有限元法。但三维表面裂纹的有限元分析及其断裂参量的研究工作在国内少见报道。国外曾做过一些这方面的工作，Trantina[201、Nikishkov[2”、Murakami[221、Delorenzi[231、Voon[24】对三维表面裂纹进行计算并得到了理想的结果，但使用的都是20节点等参单元，不便于大型结构的工程评估。Rice和Levy[25】提出了线弹簧模型LSM(LineSpringModel)的概念，把三维表面裂纹问题简化为简单的薄壳问题，以适应工程计算的需要。目前主要的研究工作是探索工程上更简单实用的分析方法，以便将其应用到含裂纹结构的安全评价中去。我国目前尚无专用于平台结构裂纹评价的标准，因此在这方面所做的工作也很少。随着对缺陷研究的不断深入，基于“合于使用”原则建立的结构完整性技术及其相应的工程安全评定规程(或方法)应用而生，例如英国焊接研究所提出的焊接缺陷安全评定的PD一6493-89，英国中央电力局(CEGB)的“有缺陷结构的完整性评定标准”R，H，R6-REVl．3，日本焊接协会提出的WES一2805K，德国GKSS焊接研究所提出的EFAM—ETM—MM一9方法，这些规范或标准在国际上已经得到了相当广泛的应用。PD6493于2000年颁布了修订版～BS7910：1999，美国石油学会于2000年颁布了针对在役石油化工设备的合于使用评定标准API579，反映了结构完整性，评定技术研究范围有了很大拓宽。我国现有平台多为60、70年代建造，目前均已达到或接近设计寿命，裂纹问题十分严重。对运行中存在裂纹的平台，如何处理是工程技术人员面临的一个难题[18】。如果通过返修将这些裂纹全部消除，代价是相当高昂的，而且由于返修中的再次加热又会降低结构材质的力学性能，对工作更加不利。如果允许平台继续带伤作业，如何评价裂纹对结构安全的影响?有鉴于此，本章基于BS7910规范采用断裂力学方法，将平台整体有限元分析与局部断裂力学分析相结合，基于“合于使用”原则对平台结构存在的裂纹进行了评价，主要解第七章108 复旦大学博士后研究工作报告决两个问题：(1)给定结构形式以及工作条件、裂纹类型、尺寸大小，判断该裂纹是否可接受。(2)给定结构形式、工作条件以及裂纹类型，判断该类裂纹是否可接受的最大尺寸。2表面裂纹前沿断裂参量2．1裂纹概况根据现场探伤报告，平台左浮箱的左舷前部侧板部位存在一条近似于椭圆形的表面裂纹，该裂纹表面长度为152．4mm，最大深度725mm。裂纹位置及尺寸示意见图7．1、图7．2。研究认为，该裂纹属于疲劳裂纹，源于材料加工、制造、安装过程中产生的缺陷，在操作载荷、波浪载荷、海水腐蚀的多重作用下，不断扩展成为现在的表面裂纹。由于浮箱对于半潜式平台的安全作业至关重要，一旦裂纹失稳扩展，可能导致浮箱进水进而造成平台沉没，因此有必要对裂纹进行评估以确定该裂纹是否会对安全作业产生影响。为方便监测裂纹前沿各点断裂力学参量，定义若干节点，各点坐标、编号及各点对应的深度见表7．1。彩暑0麓：hj≥瀵爹澎辫鬻善誊j图7．1裂纹位置及板壳尺寸示意图图7．2裂纹几何尺寸嘞=7．25mm；c=76．2mm；f=14．5mm；‰为表面裂纹最大深度：2c为裂纹的表面长度；f为平台浮箱板材厚度。第七章 复旦大学博士后研究工作报告表7，1裂纹前沿各点坐标数据2．2裂纹构造原理笔者采用Linespringelement与Shellelement模拟板壳表面裂纹，裂纹构造基本原理见图7．3。图7．3中A，B两点分别位于裂纹的两个表面上，初始状态下其坐标相同aB处为LS6单元的1、2、3节点，A处为LS6单元的4、5、6节点。在载荷作用下，不同类型(1、II、III型)裂纹的表面上A，日两点的相对运动可以用式(7—18)～式(7—22)描述：对I型裂纹有：张开位移：Aul=(≈8一“^)q(7—1)图7．3表面裂纹板壳构造原理示意图扭转位移：△磊=(九一九)t(7·2)对II型裂纹有：剪切位移：AuII=(“口一“』)疗(7_3)扭转位移：△疵。=(九一九)n(7_4)对III型裂纹有：剪切位移：AuiI】=(“口一“^)t(7_5)扭转位移：△‰=(九一九)q(7-6)其中：t：表面裂纹任～点处板壳的切向矢量：玎：表面裂纹任一点处板壳的法向矢量：则q=f×疗；使用法向矢量，，来定义裂纹缺陷发生的位置，如裂纹产生在板壳外表面则定义正的缺陷深度，反之则定义负的缺陷深度，以此来区分外表面及内表面裂纹。第七章 复旦大学博士后研究工作报告虚功8W』(Ⅳ16uI十M1印1+ⅣII玩【l+MⅡ谢II+Nm&Ⅲ+M】n彤Ⅲ)北(7-7)L其中Ⅳ．为单位长度缺陷上的力；M，为单位长度缺陷上的弯矩l型表面裂纹弹性矩阵：阱占㈤(7．8)式中：“为裂纹位移，0为裂纹转角：Ⅳ为裂纹承受的力；M为裂纹承受的弯矩：其单位裂纹长度的刚度矩阵可由矩阵G的逆矩阵得到。||型、11I型裂纹单位长度刚度矩阵与I型裂纹类似。对受拉伸和弯曲的表面裂纹，其应力强度因子为‘38】：即譬昧弘HF：CriDM，】(7_9)F和E为经验系数。对||型和型裂纹而言也存在类似的表达式。对半潜式平台高强铜而言，应力强度因子与J积分存在如下关系：J=÷K7日。K(7．10)8石式中K=【K，，<；|’KII】’，B为能量系数矩阵。对高强钢而言，B为对角线矩阵，因此上式简化为，：譬+拿+孥(7-11)EE2G式中E’=E，平面应力问题E=E／(1一v2)，平面应变问题G=E／2(1+v)；E为杨氏模量，V为泊松比。2．3裂纹局部有限元模拟采用ABAQUS软件的$8R5及LS6单元构造浮箱外表面裂纹，沿裂纹长度方向使用了12个LS6单元，模拟表面长为152．4mm的裂纹。通过定义LS6单元节点的不同深度来模拟表面裂纹的椭圆形前沿，共定义了12个特征节点。局部板壳及裂纹模型边界条件，加载示意见图7．4。第七章 复旦大学搏士后研究工作报告图7．4表面裂纹及局部加载示意2．4裂纹局部断裂力学分析在极限波浪作用下，裂纹前沿断裂力学参量分布规律见图7．5—77。从图中可以看出，除横浪一波峰，及迎浪一中垂工况外，各工况下裂纹前沿l型应力强度因子水平不高，并且裂纹前沿各点处I型应力强度因子变化不大，说明在这几种工况下裂纹前沿应力应变场变化不大，裂纹前沿应力分布较为均匀。但在横浪一波峰，及迎浪一中垂工况下，裂纹前沿J型应力强度因子变化幅度较大，其中在迎浪一中垂工况下，裂纹前沿应力强度因子达到最大值225×106N，m驼，因此要着重评定裂纹在此工况条件下的可接受性。在各工况下，裂纹前沿I型应力强度因子分布规律为：随着裂纹前沿节点深度增加，I型应力强度因子降低，在裂纹前沿最深位置，l型应力强度因子数值达到谷底，因此对该表面裂纹而言，其危险点位于板壳表面裂纹尖端，裂纹失稳扩展将源于表面裂纹的最浅处。一般而言，对张开型表面裂纹而言，裂纹前沿最深点应为危险点【3”，在本研究中裂纹在各种固定载荷、可变载荷、波浪载荷的联合作用下，裂纹前沿表面节点的应力大于最深点处的应力，因此，l型应力强度因子呈现此分布规律。从图7．6可以看出，表面裂纹前沿型应力强度因子的分布规律与f型应力强度因子的分布规律相反，在表面裂纹的最深处型应力强度因子达到最大值，呈现中间高，两边低的分布态势。可能原因为在裂纹最深处，裂纹前沿节点受到附近板壳节点的约束，呈现三轴应力状态，承受面外应力较大，而表面位置的裂纹节点三轴应力状态不是很明显，厩外应力较小，因而型应力强度因子较小。第七章 250E+08—◆一撒浪波峰—●一静水20叫B}08≤斜浪最大扭转n斜浪最人总纵弯曲l50EO8—}*一迎浪中垂l0OE+{08—●一横浪波谷0OOE+00么咝—十一迎浪中拱鬯n基餮灿匾越蛹茕倒500E0762—3810381762裂纹前沿甘点横半标／ram圈75裂纹前沿【型应力强度因子分布Fig．75ltypestressintensityfactordistributionofcrackfront600E}06‘D吨％i0临嘶鞋噶群薜殛3ODE*06嘿备2OOE+06型1，ooE+06—*迎浪一中垂+横浪一被谷0OOE+00；··：：：±：：；驾娑：主銎一一●---．。·762—3810381762裂纹前沿壮点坐枷hm圉7．6裂纹前沿m型应力强度因子分布Hg．7．6StressintensityfactorsofTypeⅢalongcrackfront—◆一}黄浪一波峰2OOE*05丧150E+05j盂l_OOE+05《碟5OOE+040OOE+0075．2-38lO38176．2裂纹前沿甘点坐标“¨n图77裂纹前沿J积分分布Fig．7．7DistributionofJintegralalongcrackfront第七章 复旦大学博士后研究工作报告从图7．7可知，裂纹前沿J积分的分布规律与I型应力强度因子分布规律相似，随着裂纹深度的增加J积分数值减小。原因：在现弹性范围内J积分值取决于I型，lI型，型应力强度因子数值的大小，而|I，型应力强度因子与l型应力强度因子相比，小若干数量级，因此Il，川型应力强度因子对J积分的分布影响很小，d积分的分布与I型应力强度因子的分布相似。2．5板厚对断裂力学参量分布的影响由于平台浮箱长期浸泡在海水中，因此不可避免要受到海水腐蚀导致板厚减薄，为研究板材壁厚的变化对裂纹前沿应力强度因子的影响，在该裂纹最危险的工况：迎浪一中垂工况下，取不同的腐蚀余量对板厚的影响进行了对比分析。板壳腐蚀率及相应的板厚见表7．2。表72板壳腐蚀率250E+08，—◆一原始J々度145mm2．OOE+08}150E+081．00E+08qn|卜固趟暾R避赔柱轿i：鸯5OOE+O?0OOE+00‘一，6Z38l03Hlf6Z裂纹前沿节点坐标，mm图7．8板厚腐蚀对应力强度因子分布的影响Hg．78Theinfluenceoftheplatecorrosionratioonthesf件$sintensity＆cCor由图7．8可知，在裂纹尺寸不变的前提下，板厚减小对裂纹前沿I型应力强度因子的分布规律具有一定影响。随着壁厚的减小，裂纹最深处应力强度因子不断增加，而裂纹最浅处(板壳表面)应力强度因子则不断减小，但即使其值减小，其仍然保持较高的水平，仍然具有失稳扩展的可能。而且随着板厚的减小，裂纹最深处与最浅处的应力强度因子差距也逐渐减小。第七章 复旦大学博士后研究工作报告3．基于“合于使用”原则的裂纹断裂评定方法3．1“合于使用”原则“合于使用”原则是针对“完美无缺”原则而言的。两者在概念上的区别是它明确承认结构具有构件形状、材料性能偏差和缺陷的可能性，但“合于使用”原则要客观地保证含缺陷结构不发生任何已知机制的失效事故。“合于使用”原则可应用于不同R的，如用来在设计阶段确定构件尺寸的允许偏差和缺陷的允许值；确定在给定尺寸偏差和缺陷尺寸下的设计应力、构件缺陷验收标准等。它的具体应用范围为：在制造过程中结构出现了缺陷，根据“合于使用”原则确定该结构是否可以验收，应该强调的是允许一定缺陷的存在与由于对缺陷进行局部修理而造成的更大的冶金损伤、高值残余应力等因素比，往往更为可取；在结构使用过程中，评定所发现的缺陷，是否允许其存在【421。本文即是基于“合于使用”原则。按照BS7910规范对结构使用过程中发现的裂纹缺陷进行评价，确定是否允许其存在，并得到特定条件下裂纹的极限尺寸。3．2断裂评定方法评估主要依据为由断裂力学得到的失效评估图(FAD)。FAD图的纵轴是通过断裂分卡厅得到的缺陷情况的无量纲比值，横轴是实际载荷的无量纲值。图上有一条评估曲线。计算一具体缺陷(评估点)，得到其坐标值，当评估点位于评估曲线内部时，该缺陷可以接受；当评估点位于评估曲线上或是曲线外部时，缺陷不可接受。按照BS7910评定平面型缺陷有三个级别，评估级别的选定主要是根据材料的特性、可提供的相关数据的多少以及评估精度。评估级别具体分为：初级评估、常规评估、三级评估【27】。3．2．1初级评估(Level1A)初级评估是一种简单的评估方法，当材料性能数据有限时，可采用保守的施加应力、残余应力和断裂韧性值。评定程序结果对于裂纹尺寸，安全因子相当于2的水平。初级评估适用于获得的评估数据很有限的情况。LevellA失效评估曲线f厂_1卜”以‘五钏707(7-12)lq≤o8其中，丘，和√J，为断裂系数；s，为塑性失稳系数；典型的Level1A失效评估曲线如图7．9所示。第七章 复旦大学博士后研究工作报告融图7．9初级评估Level1A典型评定图3．22常规评估(Level2)该级是最常用的评定方法，评定流程与初级相似，与初级评定相比，主要区别在于FAD图形状及L，(在初级评定中采用S，)的计算。对于海洋工程结构一般采用常规评估。需要的参数比初级评估要多，它包括两种评估方法Level2A和Level2B，这两种方法采用不同的FAD图迸行评估。由于二级评定中并不含有固有安全因子，为获得所需要的可靠度，应该对缺陷尺寸、应力、屈服强度及断裂韧性等数据均加权部分安全因子。对于缺陷尺寸，应该乘以部分安全系数。应力也应乘以相应的安全系数，而断裂韧性和屈服强度则有所不同，应当除以安全系数。(1)Level2A评定：该级不需要被评定材料的应力一应变数据，因此适用于各种材料。评定曲线方程描述如下：fK，or厄=(1—0．14茸)『03+0．7exla(一-0硒茸)]弦￡，墨L(7．13)lK，Or属=0forLr>4。。如果评定点位于坐标轴和评定线所围成的区域内，则缺陷是可以接受的否则为不可接受。取舍点是为防止局部塑性破坏，其取值点位于￡。。=(盯r+盯。)／(20-y)(7-14)其中，K，和√万为断裂系数；L，为塑性失稳系数；￡。为为防止局部塑性失稳而限制的最大塑性失稳系数；盯，为屈服强度；盯。为抗拉强度；典型的Level2A失效评估曲线如图710所示。第七章 复旦大学博士后研究工作报告图7．10常规评估Level2A典型评定图不同材料在FAD图中对应不同的截止线。当三，=i．0时通过如下方程来估计5√艿，(三，=1)orE，(L，=1)=a+Es￡／o-。y+1，【2(1+Ec，，／o-。，，，)])10(7．15)其中，E为弹性模量；毛=O．0375(1一盯。，J，／1000),是LL】ders平台的估计长度。对于：√万(三，>1)=√万(￡，=1)上，‘”1m”(7—16)√i(三，>1)=~『F(上，=％‘“‘m”(7．17)其中，N=0．30一盯，／o-。)为由(盯，／o-：，)得到的应变硬化指数。(2)Level2B评定(需要提供详尽材料性能)卜何=隆舞]_05‰。m㈣IK，O／"√4=0for0>t。。。在常规评定中采用￡．代替初级评定中的s。，盯，盯L一2一(7．19)仃。典型的Level2B失效评估曲线如图7．11所示。第七章 复旦大学博士后研究工作报告¨：唑o)l¨图7．11常规评估Level2B典型评定图(3)应力分量二级评定中，应当考虑缺陷邻近区域已知的实际应力分布。这些应力包括一次应力、二次应力中的膜应力和弯曲应力分量，即Pm、Pb和Qm、Qb。可先将其线性化，并乘以适当的局部安全因子加以放大。如果计算得到的整体应力强度因子为负值，那么，评定中可以取其为零值。对于整个结构中存在处于自平衡状态的热应力和残余应力的情况，其应力分量可看作是一次应力。这种情况出现在与热应力、残余应力影响区域相比缺陷尺寸比较小的情况下，例如，在与缺陷尺寸相比，应力的空间延展性较大或者弹性恢复较大的情况。在这些情况下，热应力和残余应力被当作一次应力，且合并在√瓯或K，以及三，的计算中。(4)K，值的确定K，值的计算(即K，=(y盯)√翮)与初级评定中不同。在此级评定中：YG=(YG)P+(Yo-)N(7-20)其中，(YG)，为初始应力的效应，(ya)。为二次应力的效应。(y矗)P=M·厶k。且％，M。．只+K^MK^．M6∽+(髟，一I)Po，}】(7．21)(y口)，=M。Q。+M69(7-22)其中，胁为应力与几何参数的函数，a为表面裂纹深度，M为屈曲修正系数，兀为有限宽度校正因子，K。为膜应力集中因子，K。为弯曲应力集中因子，K。为错边产生的应力放大系数，M。为焊趾部位的应力集中系数，M肼为焊趾部位弯曲应力的应力集中系数，力部分，M。为对于膜应力的应力强度因子的放大系数，肘。为对于弯曲应力的应力强度因孬石虿一——_雨Pm为主膜应力，只为主弯曲应力，Q卅为二次应力的膜应力部分，G为二次应力的弯曲应 复旦大学博士后研究工作报告子的放大系数。凼此：K，=惫十pmz。，其中，K。。为弹性状态下材料断裂韧性值；P为考虑一次应力和二次应力相关干扰系数。(5)萨的确定占，：』L(7—24j。Xa}，E其中，占，为裂纹尖端张开位移，X为裂纹尖端，几何约束等的影响因子，其值在1—2之间变化。合适的X值可从模拟结构拘束的弹性分析中得到。若被评定结构不受二次应力影响，评定程序中参数成为CTOD与断裂韧性占。。的比值。并附加局部安全因子。为便于FAD图的绘制，取J，的平方根，并由下式确定：√万=厩(7-25)其中，d。=CTOD。。为弹塑性状态下材料断裂韧性值。当存在二次应力时，必须采用附加矫正因子p以平衡一次应力(y矗)，和二次应力(y盯)。分布相互作用对塑性的影响。在此情况下，可以采用下面的公式：E=瓤+Pt1-28)(6)三，的确定在第二、三级别评定中，￡，可以通过下式获得：￡．：O'rrt-(7．27)盯r其中，仃，。为参考应力，同时需附加适当的局部安全因子。3．23延性撕裂评估(三级评估)适用于柔性易延展材料或需要分析裂纹稳定撕裂断裂时，刁‘考虑使用此方法。对于常用的焊接结构用钢，～般不采用此程序。Level3A评定曲线为：‘，，【L以一，—i如r<一‘～■勰=0|I0如r‘I>0一其中，L，。为J积分的弹性分量。第七章 复旦大学博士后研究工作报告典型的Level3A失效评估曲线如图7．12所示。Level3AFAD及己知裂纹的评估点曲线圈7．12Level3A典型评定图三级评估主要是需要分析裂纹稳定撕裂情况，因此最后的评估图中不是单独的评估点，而是一条评估曲线。当评估点曲线全部落在不合格区域时，缺陷不可接受。若曲线穿过标准评估曲线时，则认为结构可能局部撕裂，但是属于可接受的情况。4．裂纹断裂评估基于前述有限元分析，按照8S7910规范常规评估方法对该裂纹在极端环境条件下的7种工况进行了断裂评估，评估结果见图7．13。可以看出有6种工况通过评估，但在迎浪一中垂工况下，该裂纹评估点位于评估曲线以外的区域，不能通过评估。因此，该裂纹在极端环境条件下有扩展断裂的可能，属于不允许存在的超标缺陷。8占Or一6『．4图7．13裂纹评估结果第七章 复旦大学博士后研究工作报告在迎浪中垂工况下，为得到该裂纹不发生失稳断裂的临界尺寸，分两种情况进行反复计算：(1)对裂纹深度不变，改变裂纹长度，得到临界长度尺寸；(2)裂纹长度不变，改变裂纹深度，得到临界深度尺寸。具体结果见图7．14及图7．15。8占。r一6f．40图7，14裂纹临界长度评估图8肖Of寸6『．42图7，15裂纹临界深度评估图当裂纹深度为7．25mm时，裂纹不发生断裂失效的临界长度尺寸(半长)为53mm。当裂纹半长为76．2mm时，裂纹不发生断裂失效的临界深度尺寸为6．45film。第七章121 复旦大学博士后研究工作报告即在极限环境条件下，当裂纹深7．25ram时，半长小于53mm的裂纹是允许存在的；当裂纹半长为76．2HlrfI时，裂纹深度小于6．45ram的裂纹是允许存在的。评估结果对深度方向尺寸比较敏感，裂纹深度的微小变化即可导致评估点位置发生较大变化。5．本章小结本章根据断裂力学的理论和方法建立了一套钻井平台结构裂纹ECA评估方法，并将该方法应用于南海五号平台结构的裂纹评估，对该平台结构中存在的裂纹进行断裂评估得到了该裂纹的极限尺寸。本研究中的评估方法可以应用于其他类型平台结构的裂纹评估。基于BS7910规范的三级评定方法和平台结构有限元分析，对南海五号平台的一条表面裂纹进行断裂力学评估，得出如下结论：对于含裂纹结构按许用应力准则评定为安全的结构，在实际情况中不一定安全，因为裂纹极有可能失稳扩展，对裂纹局部需进行断裂力学评价。在极限环境条件下该裂纹未能通过断裂评估，建议消除该裂纹。裂纹断裂评估结果对深度尺寸相对敏感。在极限环境条件下，裂纹深度为7．25ram时，裂纹半长的临界尺寸为53mm。在极限环境条件下，裂纹半长为76．2mm时，裂纹深度的临界尺寸为6．45mm。第七章 复旦大学博士后研究工作报告第八章结论第八章 复旦大学博士后研究工作报告本研究报告结合中国海洋石油总公司的工程项目，以半潜式钻井平台的延寿评估为中，Ih,，在有限元建模、三维波浪载荷的计算、整体结构分析、局部应力评估、裂纹断裂评价等方面主要做了如下工作：参照DNV规范，并在国内首次利用高级有限元软件ABAQUS对南海五号半潜式平台建立了详尽的有限元模型，解决了三维波浪载荷的计算模型与有限元结构分析模型的匹配问题、实现了波浪载荷计算模块与ABAQUS软件的连接、对平台结构的平衡进行了调整。基于上述工作，对平台在不同状态下的22种不同工况的整体及局部应力状况进行了详细评估。基于‘合于使用’原则，依据断裂力学的理论和方法，参照BS7910规范，开发了含缺陷平台结构ECA评估软件，对探伤发现的平台结构表面裂纹的可接受性进行了ECA评估、得到了裂纹可接受的临界尺寸，解决了大型半港式平台结构裂纹评价的工程方法，具有重要的工程应用价值。研究成果不仅可以应用于半潜式平台的裂纹评估，而且可以应用于固定式、自升式平台以及海底管线的裂纹评估。总结全文得出如下结论(详细结论请参见各章小结)：(1)对半潜式平台结构的强度评估而言，结构模型重量、重心、平衡问题是计算结果真实、可靠的前提与保证。(2)与切片法、Morison方法比较，三维格林函数法计算半潜式平台结构波浪载荷结果更为精确；(3)在自存、作业、迁航条件下，平台结构整体应力状况符合DNV规范的相关要求；(4)尽管平台结构腐蚀严重(最大腐蚀717％)，但平台现状的应力状态仍能满足规范有关屈服强度的要求；(5)结构局部腐蚀将导致平台局部应力增加，但不会对整体应力分布趋势产生明显影响：(6)对于按许用应力准则评定为安全的含裂纹结构，在实际情况中不一定安全，对裂纹局部需进行断裂力学评价；(7)编制了裂纹ECA评估软件，对平台探伤发现的裂纹进行局部断裂评估，发现，该裂纹未能通过评估，必须清除；(8)在极限环境条件下，当本报告研究的裂纹深度为7．25rrm时，裂纹半长的临界尺寸为53II】Ira；(9)在极限环境条件下，当本报告研究的裂纹半长为76．2mⅢ时，裂纹深度的临界尺寸为6．45rr_。第八章 复旦大学博士后出站报告参考文献【1J海底管道铺设中焊接缺陷临界状态评估技术研究报告，中国船级社实业公司，2005．【2】StrengthEvaluationforNH5Semi—submersiblePlatform，中国船级社实业公司，2004【3】勘探二号强度评估报告，中国船级社．【4】段梦兰，吴永宁，高照杰．海冰环境中海洋石油钢结构的破坏分析【J】．石油学报，1999，20(3)：72—75．f5】段梦兰，固定石油平台冰激振动的时域和频域响应，机械强度，1999，21(1)【6】DNVClassificationNote30，1，BucklingStrengthAnalysisofMobileOffshoreUnits．【7】DNVClassificationNote31．4，StrengthAnalysisofMainStructuresofColumnStabilizedUnits(Semi—submersiblePIatforms)．【8】DNV-RP·C103，ColumnStabilizedUnits[9】9DNVClassificationNotesNo30．5，Environmentalconditionsandenvironmentalloads．【10】《海上移动平台入级与建造规范》，中国船级社，1992．【11】“南海五号”平台结构图纸以及其他由业主提供的相关技术资料。DrawingsoftheNH5Semi—submersiblePlatformandotherrelatedtechnicaldatathatprovidedbytheclient．【12】业主传真FaxreplyfromtheclienttoFax(REENO．BJOE(03)NH5—1)，2003年7月26【13】南海五号倾斜试验报告，友联船厂，2003年1月。IncliningTestReporIofNanHai5．YiuLianDockyyardLimited，Jan，2003[14】南海五号操作手册，南海西部石油公司，1984年5月。OperatingManual．VolumeA，DrillingCompanyofNanhaiWestOilCorporation，May，1984【15】J．N．Newman．Double—precisionevaluationoftheoscillatorysourcepotential．JSR，V01．28，No．3，Sept．1984．[16】J．N．Newman．Approximationsforthebesselandstruvefunctions．MathematicsofComputation．V01．43，N0168，0ct．1984．【17】TA．Hickman，“RoyalCommissionontheOceanRangerMarineDisaster，ReportOne：TheLossoftheSemisubmersibleDrillRigOceanRangeranditsCrew”．Canada，1984：87．94【18】张传信，葛树森．自升式钻井平台桩腿齿条焊缝裂纹的修复【J】．中国造船，1999(1)：6-7．【19]RecommendedPracticeforPlanning，DesigningandConstructingFixedOffshorePlatform-WorkingStressDesign【S]．APIRP2A-WSD1993：37-47．【20】TrantinaGG．DelorenziHG，WilkeningWW．Three—dimensionalelastic-plasticfiniteelementanalysisofsmallsurfacecracks[J]，EngFractMech，1993．38(5)：925—938．住5 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