淺水鋪管船托管架連接點損傷分析和優化設計

齊金龍

（海洋石油工程股份有限公司 天津300461）

引 言

托管架是S型海底管道鋪設的關鍵設備，托管架與張緊器提供的水平張力配合控制管道脫離船體的曲率，避免管道由于過度彎曲產生屈服或者斷裂。在實際施工中，托管架及其與船體之間的連接結構也受到復雜的載荷作用?！八{疆”號和“海洋石油202”號等大型鋪管船托管架與船體連接結構Hitch點的定位插槽部位在鋪管中都曾多次出現變形、裂紋、撕裂等損傷。本文針對由特厚高強度鋼板組焊而成的托管架連接點結構在實際工程中的損傷情況，通過對淺水鋪管船海洋石油202典型工況下托管架、鋪設管線和船體的整體有限元分析以及損傷區域局部有限元分析，利用ABAQUS/Explicit顯式分析對最大環境載荷及操作載荷下的構件進行應力分析和低頻沖擊載荷分析，探討了結構變形和損傷產生的原因和設計的優化方向。

1 淺水鋪管船與托管架系統

1.1 淺水鋪管船主要參數

“海洋石油202”號淺水鋪管船是2009年建成的大型專業鋪管起重船，采用12點錨泊定位，可以鋪設管徑范圍在100～1 219 mm間的單、雙節點海管，最大鋪管作業水深達300 m，船舶主要參數見表1。

表1 淺水鋪管船主要參數表

該船主甲板左舷為5 000 t管線存儲區并配有1臺運管起重機，船尾配有1臺1 200 t全旋轉起重機，右舷一側為鋪管作業線，右舷艉部連接托管架。該船自建成以來，已經在渤海、東海和南海順利完成了十幾個項目600多公里海底管線的鋪設。淺水鋪管船總布置見圖1。

圖1 淺水鋪管船總布置圖

1.2 淺水鋪管船托管架系統簡介

該船所配置的重力式托管架系統位于右舷船尾，包括兩節托管架本體、與船尾連接的Hitch點、托管架斜撐及斜撐與船體相連的小Hitch點、A字架、45 t起升絞車及鋼纜、連接滑輪組等部分。

托管架主結構是兩節截面為三角形的桁架結構，總長76.2 m，上面設有18組高度可以調節的管線支撐滾輪。首節托管架長42.2 m，高度4.9 m，前端連接軸位置寬7.3 m，末端寬6.6m，重約166 t；第二節托管架長度34 m，前端高度4.9 m、寬度6.6 m，末端高度3.3 m、寬度2.6 m，重約74 t。兩節托管架之間采用鉸接接頭連接，下層連接點配有3種不同長度的調節段短節用以調節兩節托管架連接的角度。首節托管架末端有與托管架斜撐相連的鉸接點和連接起升鋼纜的滑輪組。

Hitch點是連接托管架和船尾的關鍵結構，重約150 t。其向船尾一側左右各有兩個T型母插槽和一個定位插槽與船尾T型結構配合連接，通過調整船尾T型結構槽內的墊塊組合，可以調節Hitch點與托管架的安裝高度，以適應不同鋪管作業的需要。另一側與托管架首端銷軸連接，設有1套液壓鎖緊裝置和1套液壓抬升裝置，可以方便地實現托管架首端固定軸的鎖死和分離。下頁圖2展示了托管架與Hitch點連接、分離，以及在船尾不同安裝高度的示意圖。

托管架斜撐用以承擔托管架和管線在水中的水平載荷和限制其水平位移，一端與首節托管架末端鉸接，另一端由1個小Hitch點結構與船尾左舷相連，斜撐可以與托管架在垂直方向同步轉動。

由于重力式托管架在水中的浮力不足以承擔其自重和鋪設管線的垂向載荷，在船尾設置有1個A字架和2臺45 t絞車，如下頁圖3所示。絞車鋼纜通過A字架和若干滑輪組與首節托管架末端相連，為托管架提供垂向拉力，同時可以進行托管架入水角度的調節。在鋪管船短途調遣或遇到惡劣海況棄管待機時，上述起升系統可以將托管架提升至水面以上，減少波浪載荷，改善船體和托管架的生存條件。

圖2 托管架與Hitch點連接示意圖

圖3 淺水鋪管船托管架系統示意圖

1.3 托管架連接結構Hitch點

Hitch點和起升鋼纜承擔了托管架和鋪設管線的工作載荷、運動載荷并將載荷傳遞到船體。Hitch點結構主體是由150 mm 和200 mm厚的 DH 36的鋼板組焊而成，其與船體連接的T型母插槽連結構是由300 mm厚的DH 36級鋼板機加工后組焊而成，左右2個T型連接結構中間各有1個小的定位插槽，用以Hitch點安裝過程中的定位。圖4為Hitch點的三維模型和實物照片。

圖4 托管架連接結構Hitch點三維圖與實物

鋪管船尾部有與Hitch點結構配套的兩組四個T型結構，每組T型結構中間有定位插條（結構見圖2），圖5為Hitch點與淺水鋪管船連接的情況。

圖5 托管架連接結構Hitch點與船尾結構的連接

2 淺水鋪管船托管架連接結構Hitch點在工程中的損傷情況

2.1 托管架連接結構Hitch點的損傷

淺水鋪管船在鋪管作業過程中，Hitch點結構曾多次在相同的定位插槽區域出現損傷。損傷形式都是插槽與兩側面板間的焊縫出現裂紋甚至撕裂，插槽在垂直方向的變形，損傷位置如圖6所示。

圖6 托管架連接結構Hitch點結構損傷情況

對Hitch點定位插槽部位的損傷，目前的解決辦法僅是在每次出現損傷后進行焊接修復。但這種損傷情況的多次出現，已經直接影響到了鋪管作業的安全和工程的實施。如何分析頻繁損傷的直接原因和找到解決方法非常必要。

2.2 Hitch點損傷原因的初步分析

托管架Hitch點一側與托管架相連，另一側通過左右側各2個T型插槽與船尾插塊相連，T型插槽中間是定位插槽與船尾的定位插塊相配合。T 型插槽和插塊是主要的受力構件，承擔所有托管架的載荷傳遞，在工程使用中這部分從未發生異常，但Hitch點上的2個定位插槽頂端焊縫和兩側焊縫卻頻繁出現裂紋和撕裂損傷。

圖7 Hitch點T型插槽和定位插槽與船體結構尺寸配合示意圖

分析Hitch點上T型主連接結構、定位插槽部分與船尾主連接T型插塊、定位插條的尺寸，可以看到兩部分的配合尺寸間隙并不相同，如圖7所示。在船尾的定位插條和Hitch點上的定位插槽完全接觸時，船尾與Hitch點的T型在X和Y兩個方向上還分別有5 mm和20 mm的間隙，在Hitch點和船尾相對運動時，定位插條和插槽首先將接觸和承載，局部強度的不足可能會造成結構損傷。同時該處結構有多處幾何形狀突變的尖角部位，定位插槽結構最大厚度100 mm，兩側連接面板厚度20 mm，內部沒有加強支撐，可能導致圖中所圈出的部位出現應力集中，使結構出現損傷。

另外，在海上作業時鋪管船與托管架系統一直處于相對運動中。運動傳遞的過程中船尾結構將和Hitch點發生周期性的低頻沖擊。定位插槽部分由于在X和Y方向上都先于T型插槽承受載荷，因此在船體和Hitch點頻繁的接觸中的沖擊和疲勞可能是該處結構損傷的另外原因。

3 Hitch點損傷結構的局部強度校核

在原托管架設計中根據鋪管控制工況，考慮托管架重力與浮力、風浪流環境載荷與船舶運動慣性載荷、鋪管工作載荷對托管架和Hitch點主體結構進行了整體與局部有限元分析，結論為Hitch點T型插槽主體結構構件的設計強度滿足設計要求，但沒有多次出現損傷部位的局部結構分析。為找到Hitch點結構頻繁損傷的原因，針對托管架總體和損傷部位的局部強度進行重新的計算校核。

3.1 計算模型的建立

為計算分析托管架在鋪管作業中的載荷，從而為進行Hitch點的整體和受損的局部結構分析提供載荷輸入，在ABAQUS/Standard中的CAE模塊中建立了托管架系統的三維模型和Hitch點的三維體單元模型。托管架與Hitch點結構中，管材材質為API 5L X52，ASTM 572 Grade 50 級、型材的材質為API SPEC 2H Grade 50，ASTM 572 Grade 50級。

按照上述結構的形式和材料特性，托管架三維梁單元FE模型由32個節點和73個單元組成，其中A字架主體的FE模型由31個梁單元組成。在模型中除梁單元外，還使用部分連接單元來表現不同結構的連接節點如A字架的鉸接點和法蘭螺栓連接點、兩節托管架的連接點等。Hitch點與托管架的連接模擬為剛性鉸接單元，可以實現沿垂直于船體縱軸方向的軸在垂直面內轉動，Hitch點與船尾連接的T型接頭模擬為三向彈簧連接單元。

托管架起升系統2臺起升絞車額定拉力為44.5 kN，使用IWRC Φ44 mm鋼纜通過3組動滑輪與連托管架相連，鋼纜重8.44 kg/m，對此利用ABAQUS彈簧單元模擬。

圖8 托管架與Hitch點的三維模型圖

3.2 計算工況與載荷

3.2.1 結構載荷與鋪管載荷

結構載荷為托管架系統的重力和浮力，計算中考慮增加主結構質量的30%，用來替代輔助構件的質量。

根據淺水鋪管船鋪管分析計算報告，從中篩選出3個托管架支撐反力最大的工況作為計算分析工況，用以分析相對托管架最不利的載荷狀況。

動載荷采用系數疊加確定，通常是基于墨西哥灣工程實踐，垂向動力載荷為靜載荷的150%，側向動力載荷為常規鋪管條件下垂向載荷的20%，摩擦系數0.2。管道鋪設的動載荷分別施加到托管架的18個支撐滾輪上，各工況下托管架各支撐滾輪的反力如圖9所示。

表2 計算鋪管工況選擇

圖9 托管架滾輪垂向載荷分布圖

3.2.2 船舶運動引起的慣性載荷

在波浪力作用下托管架系統將隨鋪管船運動。根據淺水鋪管船運動響應數據（R.A.O.），篩選出在2.5 m有義波高、平均跨零周期7 s，90°橫浪狀況下為最大響應值，施加在托管架上的慣性加速度取為：ax= 0.1g；ay= 0.15g；az= 0.3g，如圖10所示。

圖10 加速度坐標方向示意圖

3.2.3 環境載荷與計算工況組合

環境載荷考慮風、浪、流的載荷，托管架分析與Hitch點局部強度校核的計算工況組合如表3。

表3 計算鋪管工況組合表

3.3 托管架及A字架校核分析結果

通過計算得到3種鋪管作業工況中托管架系統內各部分的Mises應力和托管架對Hitch點的載荷、Hitch對船尾結構的載荷。篩選后每種工況對應的各部分最大位移、Mises應力和托管架起升鋼纜的應力及托管架作用在Hitch點上的反力顯示如圖11與表4。

表4 3種鋪管工況中托管架和A字架最大Mises應力表MPa

圖11 工況2中托管架最大應力

3.4 Hitch點損傷部位局部校核

托管架及鋪設管線所承受的載荷通過托管架Hitch點、起升鋼纜和A字架、托管架斜撐和斜撐Hitch點傳遞到船尾。通過托管架鋪管時的應力分析，同時可以得到托管架施加到上述部分結構的反力和通過這些結構傳遞到船體的反力。托管架斜撐承擔了托管架水平方向的部分載荷，因此沿船體軸向（圖示1軸方向）經由Hitch點對船尾T型結構的載荷在N9、N6處的方向不同。垂向載荷主要由A字架鋼絲繩和Hitch點下剛性墊塊承擔。托管架對Hitch點的載荷狀況見圖12與表5，Hitch點對船尾T型結構的載荷狀況見圖13與下頁表6。

表5 托管架對Hitch點最大載荷數據表kN

圖12 托管架對Hitch點載荷情況

圖13 Hitch點對船尾結構載荷情況

表6 Hitch點對船尾最大載荷數據表kN

在得到上述數據后，具備了對托管架Hitch點強度分析的條件。經對比，托管架對Hitch點的反力小于原設計中的計算結果，由此可以確定Hitch點主體結構強度滿足使用要求。按照上述計算Hitch對船尾結構的反力，在Hitch點定位插槽部位有限元模型上分別在X和Y方向上加載進行靜載分析，定位插槽部位Mises應力為219 MPa，小于材料許用應力345 MPa，但出現明顯的應力集中現象。

通過上述分析，Hitch點定位插槽部位在承受靜態載荷時仍處于安全狀態，但在鋪管作業中該處長期處于低頻交變載荷的作用下可能產生疲勞，導致結構出現裂縫、裂紋和變形的損傷，這與工程實際中出現的情況比較一致。為了進一步分析該處結構在船體動態交變載荷作用下的應力分布與影響，根據鋪管船運動分析的成果，選擇其中橫搖最為惡劣的環境狀態利用ABAQUS程序對船體運動和該處承受的動態低頻周期沖擊載荷進行了模擬分析。

圖14 Hitch點定位插槽部位局部校核示意圖

4 Hitch點定位插槽部位的沖擊疲勞分析與設計優化

4.1 沖擊疲勞分析

鋪管船在波浪有復雜的運動狀，但也都具有特定的周期性。托管架Hitch點與船尾結構之間由此也產生周期性接觸，引發Hitch點受到周期性沖擊載荷。這類載荷周期距離結構的內固有周期較遠，所引發的疲勞損傷與通常意義的金屬疲勞略有區別，但是由于沖擊作用的存在，對于結構將產生與疲勞損傷相似的效果。

材料在小能量多次沖擊下的破壞過程，是裂紋萌生擴展直至斷裂的過程，也是為多次沖擊下損傷累計的結果，具有疲勞特點。因此，多次沖擊屬于廣義的疲勞范疇，國外稱它為沖擊疲勞。沖擊疲勞不同于一般的疲勞強度和疲勞過負荷持久值，它對加載速度、體積效應的反映較大。

托管架Hitch點受到交變式的能量載荷，即動態沖擊疲勞，因此應考慮在動態沖擊疲勞下來考察Hitch點的受損部位。借鑒上海材料研究所對HQ-60鋼的沖擊疲勞研究結果，若已知材料的沖擊疲勞性能曲線即能量-壽命（A-N）曲線和沖擊疲勞下裂紋擴展速率da/dN，以及動態鍛裂韌性KId，根據托管架Hitch點與鋪管船尾的運動，分析其損傷部位產生的原因，從而為將來的優化設計提供方向。根據HQ-60鋼的A-N曲線和旋轉彎曲疲勞的S-N曲線，可以得到：

式中：N為沖擊次數或壽命；A為沖擊能量。

式中：N為沖擊次數或壽命；σ為有效應力。

HQ-60鋼的動態斷裂韌性KId數值為236.6～243.9 MPa·m，從沖擊疲勞的能量-壽命曲線中找到多次沖擊中沖擊能量A與沖擊載荷P的關系，計算沖擊疲勞條件下試樣承受的沖擊應力，利用曲線進入極限后的能量值，可計算相應于此極限能量的應力-極限應力，將此應力作用于結構上，反算出結構沖擊疲勞能量的極限值，根據結構所受到的實際沖擊能量，判斷結構的安全性。

從斷裂力學的柔度分析中也可以得到沖擊載荷P和沖擊能量A的關系，多次沖擊的特點是沖擊物以恒定的沖擊能量A沖擊試樣，假設沖擊能量完全轉化為試樣的彈性應變能，這時

同時，通過HQ-60鋼裂紋擴展速率da/ dN的試驗成果：

式中：B、W、S分別為試樣的厚度、寬度、試樣的跨度；a/W為無量綱裂紋長度。

根據式（4），可以通過試驗判斷構件裂紋的擴展速率和評估構件的使用壽命。

借鑒以上動態多次沖擊疲勞性能對沖擊能量與載荷關系的研究成果，就托管架點Hitch點與船尾的運動情況，應用ABAQUS程序中體單元C3D8R對托管架Hitch點插槽和船尾插塊部分建模，應用ABAQUS顯示分析算法模擬分析船尾插塊與托管架Hitch點插槽的沖擊過程，考察該部位沖擊應力和能量的分布。在分析中對輸入條件進行如下簡化：

（1）沖擊作用的方式

作業工況只考慮船舶由于橫搖引起的船尾運動對Hitch點的沖擊載荷，不考慮其他方向運動的影響。選擇環境條件為7 s跨零周期、有義波高2.5 m、90°浪向，此時淺水鋪管船單幅橫搖運動幅度約3.89°，運動周期9.75 s，考慮勻速運動速度0.07 m/s。

（2）沖擊能量

托管架橫撐連接了托管架與船體，不考慮托管架及Hitch點在受到沖擊載荷時相對船體的相對運動。計算模型將Hitch點定位插槽部位邊界模擬為兩側的T型插槽并進行約束，船尾定位插塊部分模擬為內部完全約束的彈性剛體，沖擊質量考慮為Hitch點的質量與托管架作用在Hitch點上的橫向載荷之和。沖擊過程簡化為Hitch點定位插槽于船尾定位插塊之間的完全面接觸，沖擊過程中沖擊能完全轉化為H點插槽的彈性應變能，即：

（3）沖擊載荷施加的周期

船尾定位插塊按照船舶橫搖周期與Hitch點發生周期性的接觸，在每次沖擊過程完成后兩者的接觸簡化為靜載荷的傳遞?？紤]計算的簡化和有限元分析的收斂性，按照圖15所示的輸入確定兩者相對運動速度。

圖15 Hitch點定位插槽沖擊加載V-t曲線

分析結果表明，在船尾與Hitch點定位插槽沖擊瞬間，定位插槽部位的Mises應力峰值已經非常接近材料的屈服應力，沖擊載荷下Hitch點插槽的應力分布狀態與實際的損傷狀態十分接近，因此可以認定托管架Hitch點插槽的損傷系沖擊疲勞導致。

4.2 結構優化設計

本文嘗試對Hitch點定位插槽部位結構形式進行修改，考慮增加結構柔度和減小應力集中區域，將原結構修改為雙層板夾心結構形式，在受到沖擊載荷時內外層分別承受拉力和壓力，改善受力形式，并按照上述的載荷狀況進行有限元分析。分析表明，在相同沖擊能量下，修改后的結構沖擊載荷應力值有了明顯降低，具體見圖18和下頁圖19。

圖16 沖擊瞬間定位插槽部位應力分布與熱點歷程曲線

圖17 沖擊過程中系統應變能和內能變化曲線

圖18 沖擊瞬間應力分布與熱點歷程曲線

但要確定Hitch點定位插槽部分所能承受的極限沖擊載荷值，還需要通過進一步試驗確定用于Hitch點所用鋼材的能量-壽命曲線。另外由于本文只簡化考慮一種鋪管作業狀態和環境載荷下的情況，還需通過對鋪管作業過程中船體與托管架實際運動情況進一步分析和現場測量，以提供更為直觀的數據與理論計算進行對照［12］。

圖19 沖擊過程中系統應變能和內能變化曲線

5 結 論

本文通過對淺水鋪管船托管架Hitch點在實際工程項目使用中出現的損傷分析，得到以下結論：

（1）首次對該船托管架Hitch點在工程使用中多次出現的結構損傷進行較為系統的分析，對于今后該船Hitch點的改造維修具有一定的指導意義。

（2）應用ABAQUS有限元計算軟件對該船托管架結構進行分析，嘗試使用彈簧連接單元模擬托管架起升系統，從而得到更為準確地托管架對Hitch點和船尾結構的載荷，可以為該類固定式托管架的計算提供借鑒。

（3）利用ABAQUS的顯示分析技術對托管架Hitch點局部損傷部位進行動態沖擊疲勞分析，結果表明理論預測與該結構實際的損傷狀況是一致的，可以為今后鋪管船托管架連接結構的優化設計提供借鑒。

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