液體晃動對TLP泥漿罐側壁的影響分析

祖 巍 韓文秀 王曉梅 唐曉晴 楊肖龍 李彥麗

(1.中海油能源發(fā)展裝備技術有限公司工程設計研發(fā)中心 天津 300452； 2.天津大學建筑工程學院 天津 300072)

泥漿罐是海洋平臺液體循環(huán)系統(tǒng)的重要組成部分，用于承載井口至泥漿泵之間的液體循環(huán)，其內部液體的晃動不僅會對泥漿罐自身結構造成一定影響，還可能對整個平臺結構的安全性能造成影響。屈博志 等[1]基于旅大PSP上部液體儲罐，采用ANSYS軟件模擬了儲罐內液體晃動對儲罐結構的影響；劉剛[2]針對勝利油田渤海海洋平臺5 000 m3儲油罐安全可靠性及優(yōu)化問題，采用ANSYS軟件建立了海洋平臺儲油罐樁土相互作用模型，對平臺儲罐進行了動力響應分析和地震時程分析，分析液體晃動對儲油罐的影響；周國發(fā) 等[3]采用Fluent軟件對罐式集裝箱在運輸過程中罐體內液體晃動問題進行研究，分析了在車輛加速過程中罐體圍壁所受沖擊力的變化及罐體靜壓強的變化。

目前，針對泥漿罐液體晃動的研究大多是基于固定式平臺，而對于順應式平臺研究較少。張力腿平臺(Tension Leg Platform,TLP)具有半剛性、半順應性的特點，正是由于這一特點，平臺在風、浪、流等環(huán)境載荷作用下產生的運動響應較固定式平臺更為明顯[4]，因此，有必要對其上部泥漿罐的液體晃動問題進行分析。本文針對某TLP的設計參數，采用SESAM軟件建立濕表面模型和質量模型，計算TLP的加速度極值；采用ANSYS軟件建立上部泥漿罐及其內部液體有限元模型，將平臺加速度極值作為慣性載荷輸入，分別從強度和剛度2個方面分析泥漿罐內液體晃動對泥漿罐各側壁的影響，并與靜水壓下的結果進行對比，以期為TLP泥漿罐側壁設計提供思路和設計依據。

1 TLP加速度極值計算

1.1 有限元模型

本文研究的平臺為傳統(tǒng)型TLP，主船體為正方形，在GeniE模塊采用Panel單元建立TLP船體結構的濕表面模型，根據三維勢流理論計算波浪力；采用張力腿單元模擬張力腿筋鍵；采用Morison單元模擬立管，根據Morison方程計算波浪力。TLP有限元模型如圖1所示。

1.2 加速度極值的計算

將有限元計算模型導入Wadam模塊進行水動力計算。由于該TLP結構對稱，因此浪向區(qū)間取0～90°，步長45°。波浪譜采用P-M譜，其表達形式為[5]

圖1 TLP有限元模型Fig .1 Finite element model of TLP

(1)

式(1)中：HS為波浪有義波高， m；TZ為波浪平均跨零周期， s；ω為波浪頻率， rad/s。

假設平臺短期響應服從Rayleigh分布，則該分布的方差(σ2)可由平臺響應譜得到[6]

(2)

式(2)中：Ha(ω|θ)為平臺對應浪向下加速度RAO結果;Sa(ω|HS,TZ)為平臺加速度響應譜；θ為波浪入射方向，(°)。

由此，可獲得平臺短期預報的各種統(tǒng)計值，包括均值、三一值、十一值等。本文采用SESAM軟件，基于10年一遇正常作業(yè)工況(有義波高HS=6.5 m，譜峰周期TP=12.3 s)，取7%的升沉和橫搖臨界阻尼[7]，計算所得的TLP加速度極值如表1所示。

表1 TLP加速度響應極值Table 1 Extreme values of acceleration response of TLP

由表1可知：TLP的z方向加速度響應幅值遠小于另外2個自由度的響應幅值，這是因為較大的預張力在極大程度上約束了平臺的平面外運動，使平臺的橫搖、縱搖和垂蕩3個自由度方向近似于剛性，而由于平臺浮筒受到較大的水平方向波浪力，使得縱蕩、橫蕩和首搖3個自由度方向近似于柔性。

2 泥漿罐有限元模型的建立

采用ANSYS建立泥漿罐有限元模型，其中泥漿罐各波紋板側壁和底板采用shell63板單元模擬，底板支柱和梁結構采用beam188單元模擬，其內部泥漿液采用fluid80單元模擬。fluid80流體單元主要用來模擬無流速、盛裝在容器中的流體，既適用于計算流體固體相互作用的靜水壓強問題，又可以考慮加速度效應來處理液體晃動問題，同時考慮了液體黏度和阻尼的影響。模擬中,液體密度取1.2 t/m3，黏度取1.2×10-6m2/s，楊氏模量取2.18×106kPa，泊松比取0.5。fluid80模擬泥漿罐液體晃動有限元模型如圖2所示。

采用2種加載方式，其中模型1為靜水壓模型，即采用fluid80模擬液體靜水壓作用，共得到1種工況；模型2為液體晃動模型，即將TLP極值加速度作為慣性載荷，采用fluid80模擬泥漿罐內部80%液體，模型2計入8個波浪入射方向(0°、45°、90°、135°、180°、225°、270°和315°)的慣性載荷，共得到8種工況。模型的邊界約束采用支柱最下端的固支約束，泥漿罐有限元模型如圖3所示。

圖2 fluid80單元模擬TLP泥漿罐液體晃動 有限元模型Fig .2 Fluid sloshing modeled by fluid80 of mud tank of TLP

圖3 TLP泥漿罐有限元模型Fig .3 Finite element model of mud tank of TLP

3 液體晃動對泥漿罐側壁的影響分析

將計算得到的平臺各方向的加速度極值作為慣性載荷輸入，對泥漿罐進行準靜力分析計算，得到泥漿罐各側壁的應力和變形。主要分析流程如圖4所示。 取10年一遇正常作業(yè)環(huán)境條件作為計算工況，板材屈服極限為355 MPa[8]，提取2種模型各側壁結構在不同工況下的最大應力和變形，對泥漿罐側壁結構進行強度和剛度的校核。提取模型2在8個方向泥漿罐側壁的最大應力、最大變形及最大值發(fā)生位置，提取模型1對應位置處的應力和變形值,如表2所示。由表2可知：

1) 波浪各入射角度下，泥漿罐側壁強度和剛度均滿足規(guī)范要求，最大應力為50.83 MPa，發(fā)生在模型2波浪90°入射方向，波紋板7中部位置;最大位移為8.60 mm，發(fā)生在模型2波浪180°入射方向，平板中部位置。

圖4 TLP泥漿罐準靜力分析流程Fig .4 Analysis process of mud tank of TLP表2 TLP泥漿罐側壁校核結果Table 2 Checking results of mud tank wall of TLP

波浪入射方向/(°)模型強度結果剛度結果最大Von-mises應力/MPa發(fā)生位置最大變形/mm發(fā)生位置0模型147.04波紋板6中部0.38平板中部模型247.537.8645模型147.04波紋板6中部5.53波紋板7中部模型249.495.6690模型147.04波紋板7中部5.52波紋板7中部模型250.835.53135模型147.01波紋板7中部0.38平板中部模型250.298.03180模型147.01波紋板7中部0.38平板中部模型248.558.60225模型147.01波紋板7中部5.52波紋板7中部模型246.675.90270模型147.01波紋板7中部5.49波紋板7中部模型247.965.54315模型142.61波紋板1中部0.38平板中部模型247.537.31

2) 最大應力發(fā)生位置主要集中于波紋板1、6、7的中部位置，由于這3塊波紋板較其他波紋板寬度較大，在液體靜水壓力和水平方向慣性載荷的聯合作用下，波紋板中間位置承受較大彎矩，說明相同高度的波紋板隨著跨距增加，垂直于波紋方向的抵抗面外彎曲能力有所下降[7]。

3) 從最大位移發(fā)生位置來看，2個模型最大位移均發(fā)生在寬度較大的波紋板7和平板中部位置，除了考慮平板抗彎剛度較小之外，還考慮到波紋板寬度對其抗彎剛度的影響，說明相同波高的波紋板隨著跨距數增多，其抗失穩(wěn)和破壞能力越弱。

4) 最大應力和最大位移均發(fā)生在泥漿罐側壁的中部位置，說明側壁在液體晃動作用下具有近似簡支梁在均布載荷下的受力狀態(tài)，即跨中位置處所受彎矩最大，這是進行泥漿罐側壁設計分析中應重點關注的區(qū)域。

以最大Von-mises應力即波浪入射方向90°工況為例，模型1和模型2應力云圖如圖5所示。

為了定量分析并對比液體晃動對泥漿罐側壁強度和剛度的影響，引入強度裕量削減系數和剛度裕量削減系數,即

圖5 90°入射方向TLP泥漿罐側壁Von-mises應力云圖Fig .5 Von-mises stress contour plot of mud tank wall (90° wave direction) of TLP

(i=0°,45°,…,315°；j=1,2,…,10)

(3)

(i=0°,45°,…,315°；j=1,2,…,10)

(4)

式(3)、(4)中：γij為波浪入射方向為i時板j的強度裕量削減系數；σs為泥漿罐側壁許用應力， MPa；σ1j為模型1中板j最大Von-mises應力， MPa；σ2ij為模型2在波浪入射方向為i時，板j最大Von-mises應力， MPa；ηij表示波浪入射方向為i時，板j的剛度裕量削減系數；ss為側壁允許位移， mm；s1j為模型1中板j最大位移， mm；s2ij為模型2在波浪入射方向為i時板j最大位移， mm。s1j與s2ij的絕對值均在0～1之間，其絕對值反映液體晃動對泥漿罐側壁應力和變形的影響，越接近于1說明影響越大，即泥漿罐側壁對TLP 6個方向自由度的運動越敏感，反之則越不敏感。

計算8個方向、10個泥漿罐側壁板材強度裕量削減系數如圖6所示，剛度裕量削減系數如圖7所示。

圖6 TLP泥漿罐側壁強度裕量削減系數Fig .6 Strength allowance reduction factor of mud tank wall of TLP

圖7 TLP泥漿罐側壁剛度裕量削減系數Fig .7 Stiffness allowance reduction factor of mud tank wall of TLP

由圖6a、b可知：一方面，慣性載荷作用下使得泥漿罐外側壁應力重新分布，不同方向的外側壁板應力變化存在一定差異，同一方向的外側壁板強度裕量削減系數隨波浪入射角度呈周期性變化，波紋板法線方向與波浪入射方向夾角越小,垂直方向強度裕量削減系數絕對值越大，反之則越小，說明液體晃動對泥漿罐側壁應力的影響受波浪方向的制約，因此，在進行TLP泥漿罐外壁板結構設計時，應根據平臺所在海域波浪長期分布對各方向的外壁板進行綜合統(tǒng)計分析；另一方面，各波浪入射角度下泥漿罐外壁波紋板強度裕量削減系數幅值均較小，寬度較大的波紋板1、6和7的強度裕量削減系數幅值大于其他波紋板，說明液體晃動對波紋板外壁應力影響很小，這是由于波紋板具有較強的抗彎剛度且抗彎剛度隨波紋板跨距數的增大而減小[9]。由圖6c可知，絕大部分波浪入射角度下的波紋板內壁強度裕量削減系數小于零，但平板內壁應力較靜水壓模型有所增加，說明在慣性載荷作用下泥漿罐波紋板內壁可以將應力有效地傳遞給波紋板外壁，使得內部波紋板側壁應力反而小于靜水壓模型，而平板內壁不具有此性質。

由圖7a、b可知：由于泥漿罐內部液體粘滯阻尼的影響[10]，不同方向的外側壁板變形變化存在一定差異，泥漿罐外側壁剛度裕量削減系數與強度裕量削減系數隨波浪入射角度的變化趨勢相似，但各角度下的剛度裕量削減系數幅值較強度裕量削減系數有明顯增加，說明液體晃動對泥漿罐外壁位移影響更加明顯。由圖7c可知，各波浪入射角度下平板內壁剛度裕量削減系數均遠大于波紋板且均為正值，說明液體晃動對平板側壁變形影響較大，即平板變形對TLP六個自由度運動的運動極為敏感，因此，在進行TLP泥漿罐結構設計時應重點關注其內部平板側壁，在不影響工藝的前提下可考慮對其進行優(yōu)化。

4 結論與建議

1) 液體晃動下，TLP泥漿罐側壁最大應力和最大變形均發(fā)生在板材中部位置，受力狀態(tài)近似于均布載荷作用下的簡支梁，因此在進行TLP泥漿罐結構設計時應重點關注該位置處的受力和變形。

2) TLP泥漿罐外側壁剛度裕量削減系數與強度裕量削減系數隨波浪入射角度均呈現相似的周期性變化，因此在進行TLP泥漿罐外壁板結構設計時應根據平臺所在海域波浪長期分布對各方向的外壁板進行綜合統(tǒng)計分析。

3) 液體晃動雖對TLP泥漿罐側壁應力影響較小，但會極大程度增大內部平板的變形，因此在進行TLP泥漿罐側壁結構設計時應考慮對其內部平板進行優(yōu)化，在不影響內部工藝的條件下可考慮將其更換為波紋板。

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