﻿ 内转塔式FPSO月池结构过压分析技术研究
 舰船科学技术  2020, Vol. 42 Issue (8): 115-119    DOI: 10.3404/j.issn.1672-7649.2020.08.022 PDF

Structure response analysis of FPSO moonpool structure subject to blast overpressure load
LIU Ying-fang, LIU Wen-min, WANG Fei, LIU Xiang-jian, LI Shun
Dalian Shipbuilding Industry Co. Research Institute Co., Ltd., Dalian 116000, China
Abstract: Due to leakage of oil and gas, there exists risk of blast in moonpool structure for single point moored FPSO with internal turret, that will bring out not only the damage of moonpool structure and structure intact but also the great impact for FPSO production system. It is of great significance for structure response analysis of moonpool structure subject to blast overpressure load. Two typical methods that nonlinear static analysis and explicit dynamic analysis are employed for FPSO fore structure including moonpool structure. Assume that the blast impulse load is a triangle shape function with impulse period 1 second. A sensitivity study for series of impulse raising time is performed. Maximum equivalent stress and strain contours, energy absorbing curves are obtained. It turns out that this paper is able to be a good reference for professions.
Key words: blast     impulse     moonpool     FPSO     internal turret
0 引　言

FPSO是集生产、储油、卸油于一体的海上浮式生产储卸油装置，具有抗风浪能力强、适应水深范围广、机动灵活、储卸油能力大等优点，为当前海工结构开发的热点。FPSO依靠特殊的系泊系统锚固在海上，在FPSO所采用的各种系泊系统中，内转塔式单点系泊系统的应用最为广泛，是影响FPSO安全性的关键技术所在。

1 月池结构介绍

 图 1 月池结构几何尺寸示意图 Fig. 1 Geometry parameter of moonpool structure
2 非线性静力分析 2.1 非线性静力分析方法

2.2 非线性静力分析仿真

 图 2 有限元模型 Fig. 2 Finite element model

 ${\sigma _{yk}} = \frac{1}{{2\left( {1 + v} \right)}}\left( {3E{\varepsilon _k} - \left( {1 - 2v} \right){\sigma _k}} \right)\text{。}$ (1)

 图 3 非线性静力分析载荷步加载示意图 Fig. 3 Load step of nonlinear static analysis
2.3 结果分析

 图 4 非线性静力分析-0.4 MPa脉动压力 Fig. 4 Nonlinear static analysis-0.4 MPa impulse load

 图 5 非线性静力分析-3.89 MPa脉动压力 Fig. 5 Nonlinear static analysis-3.89 MPa impulse load
3 非线性动力分析

3.1 显式动力分析方法

 ${{{M}}u_n{''} + {{C}}u_n' + F_n^{int} = F_n^{ext}{\text{。}}}$ (2)

 $u_n{''} = {{{M}}^{ - 1}}\left( {F_n^{ext} - F_n^{int} - Cu_n'} \right)\text{，}$ (3)

 $u_{n + \frac{{\Delta n}}{2}}' = u_{n - \frac{{\Delta n}}{2}}' + u_n{''}\left( {\Delta {t_{n + \frac{{\Delta n}}{2}}} + \Delta {t_{n - \frac{{\Delta n}}{2}}}} \right)/2\text{，}$ (4)
 ${u_{n + \Delta n}} = u_n' + u_{n + \frac{{\Delta n}}{2}}'\Delta {t_{n + \frac{{\Delta n}}{2}}\text{。}}$ (5)

3.2 显式动力分析仿真

FPSO舱段模型采用分段线性塑性模型，该模型可直接定义与应变率相关的应力-应变曲线。本构模型中采用Cowper-Symonds模型考虑应变率影响，本构关系如下：

 ${\sigma _y}\left( {\varepsilon _{eff}^p,{\varepsilon '}_{eff}^p} \right) = {\sigma _y}\left( {\varepsilon _{eff}^p} \right)\left[ {1 + {{\left( {\frac{{{\varepsilon '}_{eff}^p}}{c}} \right)}^{\frac{1}{p}}}} \right]\text{。}$ (6)

3.3 结果分析 3.3.1 应力应变结果

 图 7 压力上升时间0.50 s爆炸载荷工况 Fig. 7 Blast condition with raising time=0.50 s
3.3.2 压力上升时间对结构响应影响

 图 8 压力上升时间0 s/0.15 s/0.30 s/0.50 s Fig. 8 Raising time 0 s/0.15 s/0.30 s/0.50 s
3.3.3 能量吸收规律

 图 9 压力上升时间0 s，0.15 s，0.30 s，0.50 s：总能量变化曲线 Fig. 9 Raising time 0 s, 0.15 s, 0.30 s, 0.50 s: global energy curve

 图 10 压力上升时间0.50 s：各构件能量吸收曲线 Fig. 10 Raising time 0.50 s: energy absorbing curve for different components
4 结　语

1）基于规范确定内转塔式FPSO月池结构爆炸过压载荷的基本数据，脉冲压力峰值0.4 MPa，脉冲时间1 s，采用非线性静力分析方法能够获得满足工程应用的计算结果。

2）非线性静力分析方法不考虑时间、惯性效应，适用于不考虑载荷历程影响的弹塑性分析，较非线性动力分析方法具有一个显著优势是可以通过细致的载荷步增量加载计算得到结构的极限载荷。经计算，研究目标的结构极限过压载荷为3.89 MPa。

3）非线性动力分析方法能够考虑更多设计因素：阻尼、惯性等影响，计算精度高。通过对压力上升时间的参数化研究发现，压力上升时间越短，产生的爆炸能量越大，相应的最大等效应力和最大等效应变也越大。在爆炸过压载荷作用下，结构响应与脉冲载荷变化规律相似但最大峰值稍微滞后。

4）在爆炸过压载荷作用下，直接承受爆炸载荷的月池筒壁结构吸收较大部分爆炸能量，对月池筒壁进行板厚加强并在筒壁周围设置适当加强结构能够有效提高月池结构防爆能力。

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