半潛式平臺立柱與浮筒連接節點疲勞可靠性分析

王洪慶，李德江，傅 強，李 磊，張國棟，杜之富

(中集來福士海洋工程有限公司，山東 煙臺 264000)

半潛式平臺立柱與浮筒連接節點疲勞可靠性分析

王洪慶，李德江，傅 強，李 磊，張國棟，杜之富

(中集來福士海洋工程有限公司，山東 煙臺 264000)

半潛式平臺結構和受力條件復雜。能否準確把握關鍵節點結構在復雜受力條件下的疲勞性能，直接影響到平臺整體結構的疲勞可靠性。針對目前頻繁出現的平臺立柱與浮筒連接節點疲勞失效，首先總結工程中主流的四種立柱與浮筒連接節點形式；然后，利用設計波法計算總體載荷，子模型法獲得熱點應力，以及簡化疲勞方法評估節點疲勞壽命；再次，采用古特曼模型以及Gerber模型討論平均應力對節點結構壽命的影響，計算結果表明，四種不同方案的節點形式熱點應力水平和疲勞壽命差異很大。據此，從半潛式平臺總體結構響應入手，通過對比分析各個方案結構形式和計算結果，闡述導致節點計算疲勞壽命差異的主要原因。最后根據挪威船級社(DNV)規范提供的數據簡要分析該節點的疲勞壽命對整個平臺可靠度的影響。

半潛式平臺；疲勞壽命；連接節點；平均應力；可靠性

0 引 言

半潛式鉆井平臺是一種長期在惡劣海況中工作的深水油氣開發設備。其不僅結構復雜，造價昂貴，且若發生事故，將對海洋環境造成嚴重污染。因此，保證整個平臺結構具有足夠的可靠性和安全性，是保證半潛式鉆井平臺長期安全可靠運轉的關鍵。由于半潛式鉆井平臺結構形式復雜，結構存在多處剛度突變的設計，導致結構疲勞強度問題顯著。剛度存在突變的結構連接節點的疲勞強度問題一直備受國內外學者和工程界的關注。

劉華祥等[1]認為，半潛式鉆井平臺的疲勞問題都集中在平臺主體結構連接的節點區域。崔磊等[2]利用裂紋擴展對半潛式平臺立柱與橫撐節點的疲勞強度進行了研究，總結了深水半潛式平臺結構疲勞裂紋擴展分析的流程。馬網扣等[3]針對半潛式鉆井平臺節點疲勞強度，利用譜分析方法進行研究，考慮了有效主應力方向的選取范圍。張劍波等[4]在研究半潛式平臺的極限強度時，重點研究了半潛式平臺中典型管節點的極限強度問題。在針對中深域的半潛式平臺總體強度進行研究時，發現在半潛式平臺的關鍵連接區域存在明顯的動應力，疲勞問題嚴重。而在針對海洋結構物焊接結構的應力集中參數進行的理論研究中，發現由于焊接誤差的存在，往往會導致額外的應力集中系數[5-6]。當前文獻中，主要將半潛式平臺中的管節點作為分析的重點，并且文獻主要是對現有平臺的一種校核，或者是反向驗證算法的可行性[7-9]。很少有人從結構設計、結構剛度匹配、應力流向以及應力集中等方面去討論半潛式平臺節點的疲勞和強度問題。目前某半潛式平臺在其立柱與浮筒連接處出現焊縫疲勞開裂導致漏水造成整個平臺無法作業。對此，本文從結構的力學特性、結構的設計原則與工程實踐角度，對工程中半潛式平臺立柱與浮筒連接位置采用的四種不同節點形式進行分析討論。借助分析結果分析說明由于新近半潛式平臺結構的復雜性，傳統空間梁系理論分析方法不能夠準確反映節點處的應力集中程度，導致評估結果與實際情況背離。最后，本文討論了節點位置出現應力集中的原因以及避免的方法，總結出準確把握和評估節點疲勞強度的關鍵因素，并且選出適合工程實踐的最佳方案。

1 立柱與浮筒內側節點方案介紹

本文以目前已投入生產運營的半潛式平臺為樣本，總結對于立柱寬度與浮筒寬度不一致的半潛式平臺，其立柱與浮筒的典型四種不同的連接節點形式，在此基礎上進行分析討論。研究的立柱與浮筒內側節點具體位置如圖1所示。節點具體實施方案如下。

方案一(圖2)：該方案是在與立柱圓角區域連接的浮筒甲板下面設置1/4圓周的圓弧板，使之支撐立柱圓弧外板，所加圓弧板端部分別焊接到浮筒的縱橫艙壁上[10]。該方案早期應用在巴西海域平臺，優點就是保證立柱形狀簡單。

方案二(圖3)：在方案一的基礎之上，在與圓弧板垂直的方向布置肘板，肘板與圓弧板交叉布置；同時立柱圓弧外板內側采用豎向加強筋。該方案是方案一的升級版，設計者試圖利用增加的肘板增強立柱拐角處支撐的剛度。

方案三(圖4)：將立柱外板直接延伸到浮筒底部，使豎向結構連續。該方案的設計理念與前兩種方案相比，完全不同，該方案的思想就是保證豎向結構的連續性，合理傳遞應力。

方案四(圖5)：將立柱底端截面改為矩形，使之與浮筒內部艙壁相互對應。在拐點位置設置相互垂直的兩個肘板。該方案與方案三的設計理念一樣，就是保證結構連續性；其做法則與方案三相反，即通過改變立柱截面形狀使浮筒縱橫艙壁對齊，保證主要傳力構件的連續性。

圖1 分析節點位置Fig.1 Location of connection details

圖2 方案一俯視圖Fig.2 Plan view of the 1st connection type

圖3 方案二俯視圖Fig.3 Plan view of the 2nd connection type

圖4 方案三俯視圖Fig.4 Plan view of the 3rd connection type

圖5 方案四俯視圖Fig.5 Plan view of the 4th connection type

2 基于簡化疲勞的設計波載荷

本文所述立柱與浮筒連接節點的載荷主要來自于半潛式平臺結構的總體變形，對于雙浮筒半潛式平臺，波浪對其作用的主要表現為浮筒之間的內開力、扭矩、縱向和橫向剪力以及甲板盒質量產生的慣性力[11]。基于半潛式平臺響應特性以及本文所討論節點的受力特點，以操作工況下的作業條件為基準，結合波浪的長期分布特性，以上述載荷特點為統計值，選取一系列設計波作為節點疲勞強度分析的載荷輸入。

本文根據南海波浪的長期分布特點(見表1)，結合平臺的具體結構形式，選取對半潛式平臺總體結構產生最不利影響的波浪。利用SESAM程序包中的WADAM模塊搜索并計算波浪載荷。利用半潛式平臺總體結構在不同設計波載荷下的響應，作為連接節點疲勞分析的動載荷輸入[5，12]。考慮結構的對稱性，文中選擇0°～180°內的設計波，詳細設計波參數如表2所示。

表1 海況參數輸入

表2 某半潛式平臺針對南海海況校核疲勞強度的設計波列表(0°～180°)

3 計算模型與邊界條件

3.1 計算模型

為了準確模擬立柱與浮筒連接節點處結構的設計思想和節點周圍結構剛度的分布，為了準確反映節點局部應力傳遞的路徑，為了消除邊界位移載荷插值計算對節點的應力分布的影響，將模型做如下處理：各個方案的局部計算模型范圍均為截取1/4的立柱與浮筒，見圖6～9，節點附近位置網格大小采用t×t(t為板厚)，模型最大網格為400 mm×400 mm。圖6～9中利用不同顏色表示模型中厚度屬性的分布，楊氏模量均為2.06 GPa，泊松比為0.3，材料為屈服強度355 MPa的高強度鋼。

圖6 模型網格和板厚屬性:方案一Fig.6 Mesh and thickness model of the 1st type

圖7 模型網格和板厚屬性:方案二Fig.7 Mesh and thickness model of the 2nd type

圖8 模型網格和板厚屬性:方案三Fig.8 Mesh and thickness model of the 3rd type

圖9 模型網格和板厚屬性：方案四Fig. 9 Mesh and thickness model of the 4th type

3.2 邊界條件與載荷

邊界條件通過子模型技術，將平臺總體結構的變形或者位移邊界，通過節點對節點，同時將單元自身形狀函數作為插值函數，合理地匹配總體模型與局部模型在邊界位置的位移。本文利用SESAM軟件的SUBMOD模塊，將總體結構位移結果施加到局部分析模型的邊界上面，作為位移載荷。同時，模型考慮了局部海水波浪的動壓力與整體模型運動產生的慣性力。

4 海洋工程結構簡化疲勞評估方法

海洋工程結構簡化疲勞方法是基于海洋結構物應力長期分布特點推導出的一種快速評估海洋工程結構疲勞強度的方法[12]。工程經驗表明，雙參數Weibull分布能夠很好地模擬波浪的長期分布特點，并且認為結構應力響應的長期分布也服從雙參數Weibull分布[13]。根據統計分析得到節點位置應力長期分布的特點，推導出Weibull分布的形狀參數和尺度參數。北大西洋海域和全球范圍內操作海域，Weibull形狀參數可以參考船級社規范選取。通過設計年限，參考應力回復周期的概率水平，最后可以確定結構設計壽命內出現頻率為1次的最大應力范圍作為疲勞設計許用應力。簡化疲勞方法規定熱點應力范圍不大于許用應力范圍。

簡化疲勞方法能夠快速地評價結構的疲勞強度。借助簡化疲勞結果，對各個方案關鍵焊縫位置的疲勞壽命進行對比分析，以此評價各方案節點結構形式的優缺點[14]。

4.1 基于Weibull分布的疲勞許用應力

本文所述平臺的不同連接方案分析中，波浪長期都服從雙參數Weibull分布，形狀系數取γ=1.0；設計壽命為20年，設計壽命期間的許用應力的參考概率水平為10-8；m，r,A,C為疲勞-壽命(S-N)曲線參數,文中所用的S-N曲線為名義應力S-N曲線和熱點應力S-N曲線[13]。FDF為疲勞設計系數，取FDF=1，許用應力范圍為[13]

,(1)

式中：Γ( )為伽瑪函數;δ為Weibull分布尺度函數。

由S-N曲線方程N=AΔσ-m可知，疲勞損傷與應力幅值之間存在m次方的關系。根據簡化疲勞計算結果簡單地估算疲勞壽命值：

(2)

式中：Lact為結構的實際疲勞壽命，Ldesign=20年；SFEM為模型提取的最大主應力值；m為S-N曲線參數，一般從保守角度考慮，取m=3.0。因此根據疲勞應力的比值大小，就可以對比分析出不同結構疲勞壽命的差異程度。

4.2 計算模型應力的讀取與平均應力修正

根據斷裂力學理論可知，結構同時受到拉伸彎曲載荷時，表面裂紋的張開與擴展決定著結構的疲勞壽命。所以，在利用有限元數值計算結果時，要考慮板結構自身彎曲導致的上下表面應力的差異，即考慮板結構本身彎曲應力的成分。同時板內的軸向力的拉壓效果同樣對結構產生很大影響，合理考慮板的軸向力，也是準確評估結構疲勞壽命的重要因素[15-16]。

在挪威船級社(DNV)疲勞規范中，只針對非焊接結構內的平均應力提出了修正。但是對于焊接結構內部存在平均軸向應力時，對疲勞強度的影響，卻沒有規定。本文根據古特曼曲線以及Gerber曲線分析對計算應力進行修正，來說明平均應力對節點結構壽命的影響。

古特曼曲線假設疲勞極限線是經過對稱循環變應力的疲勞極限A點和靜強度極限B點的一條直線，見圖10曲線2和式(3)；Gerber曲線假設疲勞極限線為疲勞極限A點和靜強度極限B點的拋物線[17-18]，見圖10曲線1和式(4)：

(3)

(4)

式中：σm為平均應力；σb為極限強度，一般取屈服強度；σ-1為疲勞極限；σa為應力幅值。

圖10 疲勞極限圖譜Fig.10 Fatigue limits curves

5 計算應力結果與疲勞壽命分析

5.1 計算應力結果

圖11～14為四種方案下立柱與浮筒連接節點的主應力分布云圖。從分析結果來看，前三種方案的連接節點形式的最大應力均出現在立柱與浮筒相交的拐角圓弧位置。第四種方案應力峰值出現在縱向肘板的自由邊位置和肘板與立柱連接的焊縫處。各方案主應力峰值情況如表3所示。

圖11 最大主應力分布云圖和節點處主應力分布云圖0～200 MPa:方案一Fig.11 Maximum principal stress plot of global and connections ranging from 0 to 200 MPa for the 1st type

圖12 最大主應力分布云圖和節點處主應力分布云圖0～200 MPa:方案二Fig.12 Maximum principal stress plot of global and connections ranging from 0 to 200 MPa for the 2nd type

圖13 最大主應力分布云圖和節點處主應力分布云圖0～200 MPa:方案三Fig.13 Maximum principal stress plot of global and connections ranging from 0 to 200 MPa for the 3rd type

方案編號主應力峰值水平/MPa位置參考1264浮筒甲板與立柱外板焊縫處圖112205安裝肘板根部硬點位置圖123198立柱外板與浮筒甲板相交處圖134154縱向肘板自由邊圖14

5.2 應力結果分析與方案評價

方案一：從圖11中可以看出，立柱與浮筒相交焊縫位置處，局部結構動載應力峰值極高，見表3，并且主應力峰值處在關鍵焊縫位置。究其原因，第一，從結構設計角度來說，該節點處立柱外板與浮筒的連接沒有進行有效的過渡，存在剛度突變，導致應力流無法從立柱外板直接傳遞到浮筒內的強力構件，致使該位置應力集中嚴重。第二，從變形角度來講，立柱外板與浮筒縱橫艙壁將連接節點處的浮筒甲板分割出來一個斜邊為圓弧形狀的直角三角形區域(見圖15陰影部分)，在該區域的圓弧和直角邊接近末端1/3位置，直角邊與浮筒艙壁焊接位置出現高應力區(下表面應力分布)，同時在圓弧邊與立柱外板焊接位置出現高應力區(上表面應力分布)，原因為在總體彎矩及壓力作用下，連接處焊縫要產生位移，此時浮筒的縱橫艙壁對三角區域產生額外的約束，導致該三角區域的局部彎曲應力無法傳遞到其他強力構件上，進而成為高應力區。該高應力區直接影響連接節點的疲勞壽命。

圖15 方案一連接節點三角板區域與主應力分布云圖Fig.15 Drawings and maximum principal stress plot of the 1st type connections

方案二：該方案可以認為是方案一的補充，它通過在立柱內安裝加強筋與浮筒內安裝垂向肘板，增強該節點處的抗彎剛度和抗壓能力。該方案仍沒有有效改善立柱外板與浮筒交線位置的結構連續性，故應力集中現象仍然嚴重。但加強筋與肘板剛度的分擔作用很明顯，見圖12，三角形高應力區(見圖15)的應力水平下降25%左右。值得注意的是，在肘板與加強筋連接的位置，有明顯的硬點出現。可以得到結論：方案二中安裝的加強筋與大肘板，改變了應力的傳遞路徑，成功分擔了立柱外板上的應力流。這也從側面證明，立柱內的骨材豎向布置優于水平布置。

方案三：由于立柱外板拐角處與浮筒內部艙壁結構的連續性，消除了方案一與方案二中高應力三角區域，很大程度上降低了應力集中程度。從應力云圖上可以明顯看出，浮筒甲板上的主應力降低為方案二的60%左右。但是在抵抗彎矩方面，立柱外板與浮筒甲板之間的直角仍然無法完美地傳遞彎曲應力。從分析結果來看，立柱外板的主應力幅值升高明顯。

方案四：基于上面的分析，該方案保證結構的連續性，同時考慮了沿浮筒方向以及垂直于浮筒方向的彎矩效應，在立柱根部增加兩個相互垂直的肘板。從分析結果的主應力分布圖可知，該方案將危險焊縫位置應力幅值降低到了70～80 MPa，幾乎降到了方案一30%的水平，疲勞壽命將直接提高15倍左右。此外，通過安裝肘板，消除了連接處的硬點；合理地傳遞了波浪動載荷下，總體變形產生的彎曲應力；改變了主應力方向與危險焊縫之間的角度，在危險焊縫區域內，主應力大致方向與焊縫之間角度小于45°，部分區域接近平行，這使得主應力對焊縫裂紋擴展的作用大幅度削減。綜上所述，相比方案一，方案四可以將節點疲勞壽命提高到大約20倍；相比方案二與方案三，疲勞壽命也有極大提高。

5.3 疲勞壽命分析

利用海工簡化疲勞方法原理，評估結構的疲勞壽命，結果如表4和表5所示。從表中可以看出，方案四的疲勞壽命為方案一的30倍左右，并且方案四的疲勞壽命受平均應力的影響很小。利用S-N曲線計算得到的疲勞壽命其實反映的是結構失效的概率水平，根據DNV有關的實驗數據，當疲勞壽命達到設計值時，其失效的概率在15%左右。在只考慮立柱與浮筒內側節點對整個平臺可靠性的影響時，計算得到整個平臺結構疲勞可靠性的概率水平，如表6所示。表6分別列舉了四種方案在不同使用年限下不失效的概率。從表6中不同計算壽命下疲勞強度可靠性的差異，可以看出：(1)不同的節點形式對疲勞壽命的影響很大，方案四的節點形式疲勞壽命最高，方案一的疲勞壽命最短，兩者的疲勞壽命相差可達30倍以上；(2)平均應力對疲勞的影響也不可以忽略，尤其對高受拉應力焊縫的疲勞壽命折減很明顯，僅為修正前的1/5壽命，在特殊節點設計時，考慮平均應力的影響，將使結構更加經濟[19]。

表4 浮筒甲板內表面連接焊縫疲勞壽命評估

表5 浮筒甲板外表面連接焊縫疲勞壽命評估

表6 立柱與浮筒連接節點失效對整個平臺結構壽命的影響

*節點失效概率與疲勞壽命的關系，請參考文獻[20]；**(1-15%)4=52.20%，因為在半潛式平臺中將有4處使用該節點。

6 結 語

通過對立柱與浮筒內側不同節點結構形式方案的疲勞分析，可以得到如下結論：

(1) 通過分析四種方案的結構特點，得出關鍵節點的設計要遵循結構的連續性原則和結構剛度匹配性的原則。

(2) 通過對比分析四種方案可知，疲勞強度問題是半潛式平臺關鍵節點設計的關鍵失效模式。

(3) 通過分析研究關鍵連接節點不同的結構方案可知，方案四從結構設計角度以及分析結果方面，都是最優設計方案。

(4) 本文所分析的研究節點都是基于雙浮體半潛式平臺，對于環形浮筒平臺的連接節點結構，需綜合環形浮筒平臺結構的總體受力特點進行分析。

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FatigueAnalysisofConnectionBetweenColumnandPontoonofSemi-SubmersibleUnits

WANG Hong-qing， LI De-jiang, FU Qiang， LI Lei， ZHANG Guo-dong， DU Zhi-fu

(CIMCRaffles，Yantai,Shandong264000,China)

Fatigue strength of connections between column and pontoon directly influences the reliability of the whole semi-submersible structure. Due to the frequently occurring fatigue failure of existing semi-submersible units, we carry out fatigue analysis based on simplified method for four type connections which have been used in present design. The connections fatigue life is modified by considering the mean stress accounted for the Goodman curve and Gerber curve. Then we compare the results to find out the optimized connection type. At last, the influence of the fatigue life on the reliability of the whole semi-submersible units is analyzed based on the data obtained from the Det Norske Veritas (DNV) rules.

semi-submersible units; fatigue life; connection; mean stress; reliability

2016-07-26

王洪慶(1986—)，男，碩士，工程師，主要從事浮式海洋工程結構設計方面的研究。

P751

A

2095-7297(2016)04-0227-09