向小斌

（上海中遠(yuǎn)船務(wù)工程有限公司，上海 200231）

0 引言

浮式儲存再氣化裝置（Floating Storage and Re-gasification Unit，F(xiàn)SRU）是集液化天然氣（Liquefied Natural Gas，LNG）接收、存儲、轉(zhuǎn)運、再氣化外輸?shù)榷喾N功能于一體的特種裝備。FRSU的甲板上往往會布置動力模塊和再氣化模塊，模塊通過支撐結(jié)構(gòu)與主船體連接。

一般情況下，F(xiàn)SRU具有 2種工作模式：1）FSRU模式，即?？吭诖a頭時的工作模式；2）LNG運輸船（Liquefied Natural Gas Carrier，LNGC）模式，即航行時的工作模式。無論在何種工作模式下，由于整個船體一直處于波浪產(chǎn)生的交變載荷環(huán)境中，模塊與主船體之間連接件的疲勞特性顯得尤為重要。因此，在工程實際中，必須對連接件的疲勞強度進(jìn)行評估以保證模塊的安全。

本文基于有限元分析方法，對FSRU加裝的動力模塊與船體支撐構(gòu)件連接處的節(jié)點進(jìn)行疲勞熱點篩選，并使用Palmgren-Miner方法對疲勞熱點進(jìn)行疲勞累計損傷計算。

1 疲勞熱點選取

在對模塊與船體之間連接件進(jìn)行疲勞損傷計算之前，需要先計算連接結(jié)構(gòu)的極限強度，根據(jù)計算結(jié)果進(jìn)行疲勞熱點篩選。本文選取FRSU模式下的4個工況和LNGC模式下的8個工況進(jìn)行極限強度計算，各工況詳細(xì)信息見表1。

表1 疲勞熱點篩選工況

考慮到疲勞損傷主要是由交變載荷引起的，且LNGC模式的加速度要大于FSRU模式的加速度。最終選取LNGC模式下連接點處組合應(yīng)力最大的6個點作為疲勞熱點（見圖1），上部3個熱點命名為T1～T3，下部3個熱點命名為B1～B3。

圖1 疲勞熱點選取情況

2 疲勞損傷計算載荷

在進(jìn)行疲勞損傷計算時，主要考慮周期性交變載荷。本船動力模塊位于艉部，艉部主要布置舵機艙和機艙，貨物裝載模式的變化對模塊連接件的疲勞損傷基本沒有影響。由于在滿載、中間裝載、壓載等各種裝載狀態(tài)下，壓載狀態(tài)的模塊具有最大加速度，故選取壓載狀態(tài)進(jìn)行疲勞評估。本次疲勞評估選取的超越概率為10-4。

2.1 加速度

在FSRU模式下，模塊的疲勞加速度可根據(jù)運動響應(yīng)分析得到；在LNGC模式下，模塊的疲勞加速度根據(jù)勞氏船級社（Lloyd's Register of Shipping，LR）相關(guān)規(guī)范[1]計算得到。然而，LR規(guī)范選取的超越概率為10-8，根據(jù)規(guī)范計算得到的疲勞加速度還需要進(jìn)行調(diào)整。根據(jù)挪威船級社（Det Norske Veritas，DNV）相關(guān)規(guī)范[2]，超越概率為10-4時的加速度約為10-8時加速度的1/2?；诎踩紤]，本次計算將LR規(guī)范計算結(jié)果的3/5作為LNGC模式下模塊的疲勞加速度，具體見表2。

表2 模塊疲勞加速度（單位：m/s2）

2.2 波浪載荷

波浪載荷依據(jù)中國船級社（China Classification Society，CCS）相關(guān)規(guī)范[3]進(jìn)行計算，模塊的波浪載荷最終體現(xiàn)為支腿處船體梁的彎矩。本研究通過調(diào)節(jié)材料密度，保證波浪載荷在相應(yīng)的計算工況下滿足規(guī)范的要求。

2.3 計算工況

根據(jù)DNV相關(guān)規(guī)范[2]，疲勞評估需要計算熱點處的主應(yīng)力范圍，對于單一工況，求得應(yīng)力幅值即可得知主應(yīng)力范圍。

考慮到FSRU的實際情況，在進(jìn)行疲勞損傷計算時考慮FSRU和LNGC兩種模式，持續(xù)時間選為10年，疲勞評估工況設(shè)置情況見表3。

表3 疲勞評估工況設(shè)置情況

3 疲勞分析

3.1 網(wǎng)格劃分

采用Sesam Genie進(jìn)行有限元建模，分析工具為Sestra，后處理工具為Xtract。采用4節(jié)點板單元進(jìn)行建模，網(wǎng)格劃分情況分別見圖2。

圖2 網(wǎng)格劃分情況

3.2 熱點應(yīng)力插值

根據(jù)DNV相關(guān)規(guī)范[2]，對于4節(jié)點單元，可采取如下熱點應(yīng)力插值方式：如圖3所示，讀取熱點右側(cè)4個單元的單元中心表面應(yīng)力，利用差值方法求得熱點右側(cè)距離其0.5t（t為網(wǎng)格邊長）處的應(yīng)力讀取點的應(yīng)力值。熱點B1在LNGC模式下表面主應(yīng)力情況見圖4和圖5，熱點T1在LNGC模式下表面主應(yīng)力情況見圖6和圖7。

圖3 熱點應(yīng)力插值方式示意圖

圖4 熱點B1表面主應(yīng)力示意圖（LNGC模式，工況LC05/LC08）

圖5 熱點B1表面主應(yīng)力示意圖（LNGC模式，工況LC06/LC07）

圖6 熱點T1表面主應(yīng)力示意圖（LNGC模式，工況LC05/LC08）

圖7 熱點T1表面主應(yīng)力示意圖（LNGC模式，工況LC06/LC07）

3.3 熱點應(yīng)力范圍計算

根據(jù)DNV相關(guān)規(guī)范[2]，在插值得到熱點應(yīng)力之后，需要進(jìn)行平均應(yīng)力修正、板厚修正、構(gòu)件尺寸修正和材料特性修正，最終得到疲勞應(yīng)力范圍。

熱點應(yīng)力范圍Δσ與疲勞應(yīng)力范圍ΔσFS的關(guān)系可表示為

式中：fmean為平均應(yīng)力修正系數(shù)，表達(dá)式見式（2）；fthick為板厚修正系數(shù)，表達(dá)式見式（3）；fc為構(gòu)件尺寸修正系數(shù)，此處取1；fmaterial為材料修正系數(shù)，此處取1。

式中：σmean為結(jié)構(gòu)在自重狀態(tài)下的名義應(yīng)力；δ為板厚。

各熱點疲勞應(yīng)力范圍計算結(jié)果見表4。

表4 熱點處疲勞應(yīng)力計算結(jié)果

3.4 基本疲勞累計損傷

根據(jù)DNV相關(guān)規(guī)范[2]，在求出熱點處疲勞應(yīng)力范圍后，熱點處的疲勞累計損傷D計算公式為

式中：α為各工況占比系數(shù)，此處取1/16；ND為設(shè)計疲勞壽命內(nèi)船舶經(jīng)歷的波浪循環(huán)總次數(shù)；NR為參考超越概率10-4對應(yīng)的循環(huán)次數(shù)，此處取10 000；ξ為Weibull形狀參數(shù)，此處取1；Γ為完全Gamma函數(shù)；K為設(shè)計S-N曲線常數(shù)；m為S-N曲線斜率，此處取3；μ為S-N曲線斜率變化系數(shù)，計算公式為

式中：Δm為S-N曲線在循環(huán)次數(shù)達(dá)到107時的反斜率，此處取2；γ為不完全伽馬函數(shù)；υ為參數(shù)，計算公式為

式中：Δσq為S-N曲線在循環(huán)次數(shù)達(dá)到107時的應(yīng)力范圍。

3.5 S-N曲線選取

根據(jù)LR相關(guān)規(guī)范[4]：對于一般焊接結(jié)構(gòu)，S-N曲線選取D曲線；對于肘板與圓管連接結(jié)構(gòu)，S-N曲線選取F曲線。S-N曲線各參數(shù)情況見表5。

表5 S-N曲線參數(shù)

3.6 總疲勞累計損傷

總疲勞累計損傷Dtotal計算公式見式（7），計算結(jié)果見表6。

表6 疲勞累計損傷計算結(jié)果

式中：DFSRU為FSRU模式下的基本疲勞損傷；DLNGC為LNGC模式下的基本疲勞損傷。

由表6可知，熱點T1的Dtotal超過了許用標(biāo)準(zhǔn)，疲勞強度不能滿足要求。根據(jù)CCS相關(guān)規(guī)范[3]，對于屈服應(yīng)力為355 MPa的高強度鋼，焊趾打磨后疲勞壽命可達(dá)到原疲勞壽命的3.5倍。熱點T1在焊趾打磨后的Dtotal為0.61，滿足需用標(biāo)準(zhǔn)的要求。

4 結(jié)論

本文基于有限元分析方法，對FSRU加裝的動力模塊與船體支撐構(gòu)件連接處的節(jié)點進(jìn)行疲勞熱點篩選，并使用Palmgren-Miner方法對疲勞熱點進(jìn)行疲勞累計損傷計算，主要得到如下結(jié)論：

1）在極限狀態(tài)下，熱點的應(yīng)力越高，則其疲勞損傷也越嚴(yán)重。因此，采取極限狀態(tài)最大應(yīng)力法選取疲勞熱點切實可行。

2）對于疲勞累計損傷不滿足標(biāo)準(zhǔn)的熱點，可通過改善熱點設(shè)計形式、打磨焊趾等方法來改善熱點疲勞壽命。