李博文，高明星，張延昌，劉 剛??，黃 一

(1.大連理工大學船舶工程學院，遼寧 大連116024；2.中國船舶及海洋工程設計研究院，上海 200011)

FPSO(Floating Production Storage and Offloading)，即浮式生產(chǎn)儲卸油裝置是一種集石油的油、水、氣分離，含油污水處理，儲存和外輸原油產(chǎn)品，動力發(fā)電，供熱，生產(chǎn)指揮系統(tǒng)和人員居住場所為一體的綜合大型海洋石油生產(chǎn)基地[1]。FPSO的油氣是通過穿梭油輪來進行運轉(zhuǎn)的，兩者主要是以串靠外輸或并靠外輸?shù)男问竭M行輸油作業(yè)[2]。由于串靠外輸比并靠外輸更能適合惡劣的海況作業(yè)條件，具有更高的安全性，所以大多數(shù)FPSO都采用串靠外輸形式[3]。

碰撞事故是串靠外輸過程中可能發(fā)生的主要事故之一[4]，尾碰事故往往會造成尾機艙的泄漏及尾部火炬塔架的損壞，因此為了提高其耐撞性能，保障其在正常作業(yè)期間的安全性，在設計階段對FPSO尾部結構的碰撞性能進行分析評估具有重要的意義。

近年來國內(nèi)外學者針對于串靠外輸作業(yè)主要開展了外輸過程中碰撞事故的風險分析研究，而對于碰撞性能的數(shù)值仿真分析研究較少。G.Wang等[5]對有關船舶與FPSO碰撞的風險評估研究進行了文獻綜述。Joseph M.Hughes等[6]研究了串靠外輸過程中動力定位穿梭油輪近距離接觸FPSO時的主要風險因素，確定了可能發(fā)生的問題區(qū)域及合理的風險降低方法。王志東等[7]分析了不同內(nèi)轉(zhuǎn)塔位置下單點系泊作業(yè)FPSO的串靠外輸系統(tǒng)的運動響應及在串靠外輸作業(yè)時的水動力干擾，結果表明串靠外輸作業(yè)時兩船的裝載情況對水動力干擾影響較大，不同轉(zhuǎn)塔位置對FPSO-穿梭油輪系統(tǒng)風標效應存在顯著影響。Haibo Chen等[8]提出了FPSO和穿梭油輪在串靠外輸過程中兩個階段的概率模型，分別涉及穿梭油輪偏移場景及偏移場景中的復原操作。唐友剛等[9]根據(jù)極值理論分析了串靠外輸作業(yè)的穿梭油輪與FPSO之間由于過分縱蕩而引起的碰撞事故的發(fā)生概率，揭示了海流方向變化對于原油外輸系統(tǒng)碰撞風險的影響規(guī)律。

本文研究某15萬噸級FPSO串靠外輸過程中的碰撞場景，基于同步損傷分析技術，建立了碰撞分析力學模型，利用動態(tài)非線性結構分析軟件ABAQUS進行數(shù)值仿真分析，通過對結構的損傷變形、應力-應變關系、碰撞力和吸能的時間歷程曲線進行分析，評估了FPSO尾部結構的耐撞性能，為實際工程中FPSO尾部結構設計提供參考建議。

1 串靠外輸系統(tǒng)描述

根據(jù)穿梭油輪的靠泊方式，F(xiàn)PSO的原油外輸形式可以分為串靠式、并靠式和兩者聯(lián)合式。串靠式是目前應用最多的原油輸送形式，常規(guī)做法是采用系泊纜繩將穿梭油輪首部與FPSO尾部進行連接，通過浮式卸油軟管將原油輸送到穿梭油輪，兩船的系泊距離一般為60～80 m(見圖1)。

(①Shuttle tanker；②Hawser；③Hose；④FPSO；⑤Hawser；⑥Anchor chain；⑦Flexible riser；⑧Siogle point buoy；⑨Floating hose.)圖1 串靠外輸系統(tǒng)Fig.1 Tandem offloading system

串靠式的主要優(yōu)點是能夠適應惡劣的作業(yè)海況，適用于不同噸位的穿梭油輪進行系泊作業(yè)，有效地避免了穿梭油輪與FPSO和單點的碰撞，系泊力小，而且解脫較為迅速；但是也存在一些缺點，比如漂浮軟管較長，管路阻力較大，因而增加了外輸泵功率，并且需要增設外輸軟管專用收放裝置[10]。

中國海洋環(huán)境條件極為復雜，海流方向與風浪方向不同步的情況頻繁發(fā)生，通常稱之為亂流現(xiàn)象。頻繁發(fā)生的亂流現(xiàn)象容易造成兩船之間的相對運動大，如過分縱蕩運動、魚尾運動和首向偏離，進而增加兩船之間發(fā)生碰撞事故的風險。根據(jù)穿梭油輪公司的經(jīng)驗，過分縱蕩運動是影響外輸作業(yè)安全的最大危險因素之一，當遭遇到波浪周期超過15 s的長周期波時，過分縱蕩運動很容易發(fā)生。因此，本文重點研究由于過分縱蕩運動造成的串靠外輸過程中的碰撞事故。

在串靠外輸過程中，穿梭油輪很有可能會遭遇長周期波，導致穿梭油輪被置于波峰位置，如果首、尾推進裝置不能夠充分地地抑制運動，將會造成穿梭油輪發(fā)生強烈地縱蕩運動。當遭受表面影響的穿梭油輪進行首尾運動時，通過錨鏈和系泊設備固定于海底的FPSO也遭受著不同程度的水動力作用。從某種程度來講，F(xiàn)PSO經(jīng)歷的首尾運動大多通過系泊系統(tǒng)提供的阻尼力進行抑制。在不同的環(huán)境力作用下，F(xiàn)PSO的首尾運動也許會明顯不同于穿梭油輪的首尾運動，這將導致兩者運動不同步。最糟糕的情形是穿梭油輪向船首移動的同時FPSO向其船尾移動，因此急劇縮減兩船之間的分隔距離，增加兩船碰撞事故的發(fā)生概率。極端的過分縱蕩運動可能會造成兩船碰撞(見圖2)。

2 數(shù)值仿真計算

由于船體周圍流場在撞擊瞬間僅起到慣性力作用，且船體運動具有一定的滯后性，本文主要研究船舶碰撞內(nèi)部動力學，側(cè)重于分析船體結構的動態(tài)響應和損傷吸能，將船體周圍流場的作用簡化為附加水質(zhì)量，同時忽略船體之間的運動。

本文的碰撞場景為10萬t的穿梭油輪以2 m/s的速度正對撞擊FPSO尾部結構，針對串靠外輸過程的初始階段(FPSO滿載-穿梭油輪壓載工況下)由于過分縱蕩運動導致的碰撞事故進行數(shù)值仿真分析。

2.1 碰撞模型建立及模型簡化

本文采用CATIA軟件和ABAQUS分別建立FPSO尾部結構與穿梭油輪首部結構的碰撞模型。被撞船選取FPSO從尾封板開始FR0～FR4范圍內(nèi)的尾部結構作為分析對象，撞擊船選取穿梭油輪防撞艙壁之前的首部結構作為分析對象。圖3為FPSO尾部結構和穿梭油輪首部結構的幾何模型。然后將CATIA軟件建立的尾部模型導入ABAQUS軟件中，之后的分析過程都將在ABAQUS軟件中進行。

幾何模型中的板、桁材及縱骨的腹板等均采用四邊形單元進行模擬，型材的面板、加強筋等均采用等效厚度法賦予在相應的板上。由于撞擊船簡化為只有船首結構，通過在船首的后部施加大質(zhì)量單元來模擬全船質(zhì)量，保證撞擊船的沖擊動能不變，進而保證碰撞效果的真實性。

(①Shuttle tanker；②Hawser；③Hose；④Point of rotation；⑤Long swell.)圖2 過分縱蕩運動Fig.2 Excessive surging

圖3 碰撞幾何模型Fig.3 Geometrical model for collision analysis

2.2 同步損傷分析法

船舶碰撞是一種發(fā)生在極短時間內(nèi)，船體結構在極大的碰撞載荷作用下的一種復雜的非線性瞬態(tài)響應過程。船舶碰撞問題一般涉及兩艘相撞船舶，或者一個撞擊物體和一艘被撞船。

垂直正對碰撞是最危險的碰撞場景，由于撞擊船的首部結構剛度較被撞船的舷側(cè)結構相對較大，且被撞船的能量吸收是碰撞研究的關鍵，在進行此種碰撞場景的有限元數(shù)值模擬過程中，通常將撞擊船的首部結構處理成剛體，被撞船的舷側(cè)結構則處理成可變形體，因而分析和計算過程被大大地簡化，其得到的結果也是偏安全的，可以作為近似結果。實際上，碰撞雙方均會發(fā)生一定程度地損傷變形，考慮碰撞雙方的真實損傷變形和吸能情況，更為真實地模擬船舶碰撞過程也是很有必要的[11]。

本文將FPSO的尾部結構和穿梭油輪的首部結構均處理成可變形體，考慮碰撞雙方的同步損傷情況。

2.3 材料模型

FPSO和穿梭油輪的有限元模型材料均采用理想彈塑性材料，彈性模量為E=210 GPa，密度為ρ=7 850 kg/m3,泊松比為μ=0.3。FPSO模型和穿梭油輪模型中普通鋼材料(經(jīng)過法國船級社認證的A級鋼)的最小屈服極限為235 MPa，高強度鋼材料(AH32或DH32)的最小屈服極限為315 MPa。

采用ABAQUS軟件進行碰撞數(shù)值仿真分析時，通常以單元的最大塑性失效應變值作為材料是否發(fā)生斷裂破壞的判斷依據(jù)，當單元的最大塑性應變值達到該極限值時，材料即發(fā)生破裂失效。單元的最大塑性失效應變也隨著有限元網(wǎng)格的大小不同發(fā)生改變，本文中選取最大塑性失效應變值為0.3[12]。

考慮到材料應變率對碰撞的影響，引入Cowper-Symonds材料應變率敏感性本構模型：

(1)

2.4 模型網(wǎng)格劃分、接觸及邊界條件

由于在研究出現(xiàn)兩艘碰撞船舶的同步損傷情況，故本模型在進行有限元劃分時，將被撞船尾部和撞擊船首部均劃分為大小200 mm的細網(wǎng)格(見圖4)。

圖4 碰撞有限元模型Fig.4 Finite element model for collision analysis

本文的撞擊船和被撞船局部模型均處理為可變形體，并且碰撞接觸區(qū)域的損傷變形具有局部性，本模型采用ABAQUS/Explicit的通用接觸算法，即選定碰撞模型中所有的外表面均為可發(fā)生碰撞接觸的區(qū)域。此外，摩擦系數(shù)取為0.3。

對于被撞船，F(xiàn)PSO尾部結構有限元模型的端部采用剛性固定約束；對于撞擊船，需要約束穿梭油輪除了運動方向外的所有自由度。

2.5 碰撞過程中流體的處理方法

本文的研究采用附加水質(zhì)量法處理碰撞過程中流體的影響，使得船體和周圍流場之間的相互作用以附加水質(zhì)量的形式進行表達。

附加質(zhì)量的數(shù)值取決于碰撞船舶的船型特征及碰撞過程等，主要的計算方法有切片法和經(jīng)驗公式法，相較而言，切片法的計算精度相對較高，經(jīng)驗公式法計算過程相對方便。本研究采用經(jīng)驗公式法估計附加質(zhì)量。

對于縱向運動，附加質(zhì)量的變化范圍為：

mxx=(0.02～0.07)m。

(2)

其中m為局部結構模型(撞擊船的首部和被撞船的尾部)的質(zhì)量。

附加質(zhì)量以附加質(zhì)量密度的形式加到相撞船體上。如船體材料為鋼，其密度ρ0=7 850 kg/m3，取mxx=0.05 m，則撞擊船和被撞船的質(zhì)量密度均為：

ρ1=(1+mxx)ρ0=8 242.5 kg/m3。

3 計算結果分析

3.1 結構同步損傷變形

撞擊船首部結構與被撞船尾部結構相撞后均出現(xiàn)一定程度的損傷變形，且結構損傷表現(xiàn)出明顯的局部性(見圖5)。

圖5 結構同步損傷變形圖Fig.5 Synchronized structural damage deformation

由于被撞船(FPSO)處于滿載狀態(tài)，撞擊船(穿梭油輪)處于壓載狀態(tài)，因此兩者的吃水存在較大差距。碰撞區(qū)域集中在被撞船尾部結構的中下方，只有撞擊船的球鼻首結構接觸到被撞船尾部，撞擊船的首柱部分并未參與碰撞過程。從圖5中也可以看出，撞擊船首部結構除了與被撞船尾部直接碰撞的區(qū)域發(fā)生了較大的屈曲、壓潰變形外，其他部位的損傷變形程度較小。

由于撞擊船具有巨大的動能，導致在被撞船尾封板上形成了一個近似球鼻首形狀的巨大凹陷變形，并出現(xiàn)了尾封板破裂現(xiàn)象，尾部結構的損傷變形基本上集中在碰撞區(qū)域，而其他區(qū)域的變形很小。距離碰撞中心越近處，撞深越深，凹陷越明顯。被撞船尾部的內(nèi)部結構變形很大，尾封板發(fā)生明顯的拉伸變形；與球鼻首接觸區(qū)域的尾部內(nèi)部構件的損傷模式基本相同，以壓潰、屈曲和彎曲為主。

3.2 應力與應變分析

FPSO尾封板處的單元發(fā)生失效后，F(xiàn)PSO尾部內(nèi)部構件均在很短時間內(nèi)迅速超過普通鋼的最小屈服極限235 MPa進入塑性流動狀態(tài)，單元失效發(fā)生在t=2.1 s時，即塑性應變值達到最大塑性失效應變值0.3時，失效位置主要集中在碰撞接觸區(qū)域。碰撞過程中最大等效應力為504.7 MPa，大約是靜態(tài)屈服極限的2.15倍。尾部遠離球鼻首撞擊的位置則主要發(fā)生彈性變形而未發(fā)生破裂失效(見圖6)。

圖6 2.1 s時刻的等效應力云圖和塑性應變云圖Fig.6 Von-stress nephogram and plastic strain nephogram at the 2.1 s moment

3.3 碰撞力分析

由于在碰撞過程中，不斷地有船體構件發(fā)生破裂和失效，碰撞力曲線表現(xiàn)出明顯的非線性特性，出現(xiàn)多次碰撞力卸載的現(xiàn)象(見圖7)。

在這里碰撞力可以被看作為撞擊船的撞擊力，也可以被看作為被撞船的抗撞力。碰撞力的變化趨勢主要取決于被撞船尾部結構的損傷變形。在碰撞開始的一段時間內(nèi)，撞擊船的球鼻首接觸到尾封板及其上構件，尾部各構件產(chǎn)生明顯的抵抗效果，導致碰撞力迅速上升；隨著碰撞的進一步進行，撞擊船的球鼻首的穿透深度繼續(xù)增加，尾封板、縱艙壁和外板等構件均發(fā)生了損傷變形甚至出現(xiàn)了破裂失效，導致碰撞力急劇下降，因而形成了非線性顯著的碰撞力曲線。

圖7 碰撞力時程曲線Fig.7 Time history of collision force

3.4 碰撞過程中能量轉(zhuǎn)化和吸收

FPSO尾部結構和穿梭油輪首部結構的吸能時程曲線見圖8。

被撞船的尾部結構在碰撞開始階段吸收的能量迅速增加，在碰撞后期吸能的增長速度變得平緩，這是由于碰撞初期結構發(fā)生了較大的局部屈曲變形，直至尾部構件破裂后，尾部結構的抵抗能力迅速下降，吸能能力逐漸減弱。船首結構在碰撞的開始階段吸收的能量很小，可以忽略，但是隨著尾部結構的破裂失效，船首結構的吸能速率迅速上升，此時首部構件發(fā)生了局部的塑性變形，隨著碰撞地進一步加深，首部結構的變形趨勢逐漸變緩，吸能速率也隨之趨緩。

從圖8還可以看出，被撞船尾部結構吸收能量值明顯大于撞擊船首部吸收能量值，此結果表明撞擊船首部結構的吸能能力偏小，進而驗證了將撞擊船首部結構簡化為剛體，被撞船結構設為可變形體，撞擊能量全部由被撞船結構的損傷變形所吸收這種簡化計算方法是合理的，并且對于被撞船來說是偏于安全的。但是，實際上撞擊船的首部也吸收了部分撞擊能量(大約占總吸能的39%)，進而在一定程度上緩解了被撞船的損傷變形。

圖8 吸能時程曲線Fig.8 Time history of energy absorption

3.5 FPSO尾部各構件吸能情況

碰撞過程中FPSO尾部各構件吸能時程曲線如圖9所示，碰撞結束時刻FPSO尾部各構件的吸能情況如表1所示。

圖9 FPSO尾部各構件吸能時程曲線Fig.9 Time history of energy absorption by components in FPSO stern

表1 FPSO尾部各構件吸能情況Table 1 Energy absorption by components in FPSO stern

Note:①Component；②Energy absorption；③Percentage；④Centerline bulkhead；⑤Stern transom plate；⑥Shell plate；⑦Bottom floor；⑧Stern platform；⑨Stiffener；⑩Bottom side girder；Other components

計算結果表明：(1)在碰撞初期，各構件的能量吸收較多，并且從曲線的斜率可以看出吸能速率也較大。隨著時間的推移，各構件的承載能力逐漸達到最大值，甚至于出現(xiàn)了破裂失效，以至于各構件的吸能能力逐漸減弱。(2)在碰撞過程中，被撞FPSO尾部結構中各構件的損傷情況不盡相同，吸能能力也存在顯著差異。從各構件吸能曲線上可以看出，在碰撞初始階段，尾部結構中的中縱艙壁、尾封板和外板的吸能數(shù)量明顯大于其他構件，這是由于以上三者在碰撞初期與撞擊船的球鼻首發(fā)生了直接接觸，撞擊之后發(fā)生了程度較大的損傷變形，因而吸收的能量較多；而碰撞初期未與撞擊球鼻首發(fā)生直接接觸的構件，其產(chǎn)生的變形程度極小，吸能也較小。(3)中縱艙壁、尾封板及外板是主要的吸能構件，其中，中縱艙壁吸收的能量占到吸能總量的26%左右，尾封板占18%左右，外板占16%左右。其中，板材結構吸收能量約占尾部結構吸收總能量的75.5%，而T型骨材結構吸能數(shù)量約占尾部結構總吸能的24.5%，由此可見T型骨材結構在碰撞過程中能量吸收能力很小。提高船舶的耐撞性能可以在FPSO尾部易受碰撞損傷的位置添加板材結構進行能量吸收，例如增加FPSO尾部靠近尾封板位置處縱艙壁的數(shù)量。

4 結論

本文采用非線性數(shù)值仿真分析法，結合同步損傷分析技術，對串靠外輸過程中由于過分縱蕩運動造成的穿梭油輪首部與FPSO尾部發(fā)生碰撞事故進行了數(shù)值仿真分析與評估。主要研究結論如下：

(1)采用同步損傷分析技術模擬船舶碰撞過程，船體結構損傷變形表現(xiàn)出明顯的局部性，基本上集中在撞擊區(qū)域。與FPSO尾部結構的損傷變形程度相比，由于穿梭油輪首部結構的相對剛度較大，結構耐撞強度較強，損傷變形較小。

(2)船舶碰撞過程中結構的塑性變形吸收了撞擊能量，F(xiàn)PSO的尾封板處出現(xiàn)了與球鼻首形狀類似的巨大凹陷變形，尾部結構吸收了大部分撞擊能量；穿梭油輪首部結構也吸收了一部分能量，約占總吸能的39%，這樣可以使FPSO尾部結構的損傷變形程度得到相對緩解。此結論也表明：采用同步損傷分析技術得到的結果更加接近真實情況。

(3)FPSO尾部區(qū)域的中縱艙壁、尾封板及外板等板材結構是主要吸能構件，T型骨材結構的吸能能力次之。其中，板材結構吸收能量約占尾部總吸能的75.5%，T型骨材結構吸收能量約占24.5%，因此可以通過在FPSO尾部容易遭受碰撞的位置增添板材結構以提高其耐撞性能。

(4)本文雖然采用同步損傷分析技術，模擬了FPSO和穿梭油輪的碰撞過程，但是并未考慮碰撞雙方周圍流場以及碰撞雙方的耦合作用等影響因素。今后的研究有必要綜合考慮上述影響因素，開展更為真實的尾碰性能分析。