高温对海洋工程结构设计的影响

乔晓国，杨 秘，刘 波，黄永锋，董宝辉，胡海峰

(1.海洋石油工程股份有限公司 设计院，天津 300451；2.中海石油(中国)有限公司 曹妃甸作业公司，天津 300461)

0 引 言

在海洋工程结构设计过程中考虑的载荷主要是自重、静水压力、风浪流载荷、地震载荷、设备工作载荷等。大部分海洋工程结构的环境温度介于-20～45 ℃，在这个范围内温度对结构设计的影响不明显。在结构设计规范中涉及温度的内容主要包括：低温会削弱钢材冲击韧性，低温区域的结构需要选用较高等级的钢材(如D/DH、E/EH、F/FH等)；高温会削弱钢材力学性能(包括屈服强度和弹性模量)，在对结构强度进行分析时需对高温区域钢材的屈服强度和弹性模量进行折减。在某些受热不均匀的结构(如管道、高温液舱的边界)处会产生热应力，正确考虑热应力的影响可优化结构设计并避免结构因强度不足而失效。另外，海洋工程钢结构的某些防腐涂层在高温下加速老化，随着结构变形逐渐出现裂纹，且高温还会使某些牺牲阳极失效，从而加速结构钢材的腐蚀。因此，在海洋工程结构物设计过程中高温的影响不能忽略。

1 高温对钢材力学性能的削弱

常用海洋工程结构钢材在常温下的弹性模量为206 GPa，屈服强度介于235～420 MPa，随着温度升高钢材的屈服强度和弹性模量均会逐渐降低。常用海洋工程设计规范对钢材屈服点和弹性模量随温度升高的折减有着不同的规定。

美国石油协会(API)的相关规范[1]指出，对于在经历高温环境后不允许有残余应变的结构，屈服点和弹性模量在100～600 ℃采用相同的折减趋势。美国钢结构协会(AISC)的相关规范[2]规定在20～1 204 ℃钢材弹性模量、比例极限和屈服点有不同的折减系数。挪威船级社(DNV)的相关规范[3]要求钢材温度超过80 ℃后，温度每升高50 ℃钢材屈服点下降20 MPa，但未要求对钢材弹性模量进行折减。法国船级社(BV)的相关规范[4]给出钢材在90～300 ℃屈服点和弹性模量的折减系数。图1为上述规范的各力学性能折减趋势。

图1 各规范钢材力学性能随温度折减趋势

在AISC规范中钢材屈服点在400 ℃左右开始折减，其他规范开始折减的最低温度都在80～100 ℃。除AISC规范的屈服点折减系数以外，其他规范和参数的折减系数分布相对集中。AISC规范给出的钢材屈服点折减方式与其他规范相比略不安全。美国船级社(ABS)没有关于钢材力学性能随温度升高需要折减的规定，因此一般入级ABS的海洋工程结构都采用API相关规范对钢材屈服强度和弹性模量进行折减。在海洋工程结构中需要考虑高温对钢材力学性能削弱的情况包括：在正常作业状态下暴露在火焰热辐射场中的钻井平台或生产平台的火炬臂结构；处于火灾和可燃气体爆炸导致的高温区域内的钢结构。

2 高温对管道及其支撑结构设计的影响

在FPSO甲板上会有贯穿艏艉的管道。管道内部的流体密度、速度、温度、压力和船体运动的加速度产生的载荷都通过管支架传递到船体结构上。其中由高温流体在管道内部产生的热应力对管道及其支撑结构的设计尤其重要。管道应力分析和结构有限元分析通常使用不同的软件。在进行管道应力分析时约束点被假设为刚性，由此计算得到的反力施加到结构有限元分析软件中用于管支架结构设计。

以2个轴向约束点间距为20 m、直径为300 mm、壁厚为12.7 mm的钢制管道为例，当内部流体温度增高40 ℃时，管道内部的热应力达100.8 MPa，2个约束点的轴向反力达1 155 kN。

考虑到管支架和船体结构都是弹性的，管支架处的弹性变形可以释放一部分管道热应变，管道的热应力、管道内力、管支架反力都会因此降低。

假设管支架轴向约束刚度为k、管道截面积为A、管道流体温差为T、管支架轴向约束间距为L，则管道热应力σ及由此产生的轴向力F(轴向约束点反力)分别为

(1)

(2)

式(1)和式(2)中：μ为钢材的线膨胀率，取0.012‰/℃；E为钢材弹性模量。

用式(1)和式(2)计算该算例，管道内部的热应力及其导致的轴向力与管支架轴向约束刚度的关系如图2所示。由图2可知，管道轴向约束完全刚性的假设对于输送高温流体的管道本身、管支架、船体局部结构的设计都过于保守，正确评估管支架结构刚度可优化管道本身及管支架结构的设计。

图2 管道热应力、轴向力与轴向约束刚度的关系

以立柱加斜撑形式的管支架作为管道轴向支撑，以1 155 kN轴向力为初始输入，分别用4种不同规格型钢设计管支架(见图3)。管支架UC值从3.27递减至0.82(见表1)，即需采用H400型钢建造管支架才能满足设计要求。读取管支架顶端轴向变形，得出管支架顶端轴向刚度，进而根据式(1)计算得到管支架轴向力，采用考虑管支架刚度的轴向力校核管支架强度，校核后的UC值显著下降，采用H250型钢建造的管支架也可满足要求。同时管道自身承受的热应力也显著下降，管道壁厚可适当降低，管支架下方的船体结构加强也可优化。

图3 不同规格型钢管支架

表1 管支架强度校核结果

FPSO主甲板上管廊内的管道排布密集，根据管支架刚度调整管道应力计算，可减轻管道和管支架结构重量，减少管支架结构占用空间。但是考虑到管支架还须承载管道自身和内部流体的惯性力，管支架的刚度不能太弱。

3 高温对船体结构设计的影响

FPSO船体横舱壁的主要作用是分舱、抵抗船体梁的扭转变形等，承担的主要载荷为两侧液舱的面外压力、四周结构(甲板、外板、底板)传递过来的面内载荷。横舱壁基本使用普通钢材(屈服强度为235 MPa)建造。横舱壁结构因强度不足而需要加强的实例较少出现，然而位于渤海的某FPSO污油水舱横舱壁中间出现大范围骨材翼缘发生侧向变形的现象。

根据FPSO结构图纸使用GeniE软件建立有限元模型，根据装载手册设置液舱装载、压载并设置吃水等载荷，结合国际船级社协会(IACS)相关规范[5]对该横舱壁结构进行分析。分析结果显示骨材发生变形的区域与所有载况下板架面外变形最大的区域及板架稳定性校核UC值最大的区域重合。板架稳定性校核最大UC值为0.61，低于许用值(0.80)，说明横舱壁强度和稳定性都足够。该板格应力结果如下：垂向应力为25.0 MPa；横向应力为34.6 MPa；面内剪应力为13.7 MPa；面外压力为83.0 kPa。该骨材翼缘的最大压应力仅25.0 MPa，远低于翼缘自身的侧向欧拉强度(196.0 MPa)，翼缘不会发生侧向失稳变形。上述结果表明横舱壁结构在所有载况下的强度和稳定性足够，不应该发生大范围翼缘侧向变形。

在查阅FPSO操作手册时发现船体内各液舱都有不同的加热/保温温度。为评估高温在横舱壁内产生的热应力，使用ANSYS软件建立横舱壁模型，根据周边舱室设计温度将甲板、外板和底板温度设置为0 ℃，污油水舱温度设置为90 ℃，船中设置对称边界。计算得到横舱壁结构的温度场分布如图4所示。

图4 横舱壁温度场

根据此温度场分布计算横舱壁结构内部的热应力，查询骨材变形区域的热应力结果：横向应力为25.8 MPa；垂向应力为6.7 MPa。将热应力结果与原载况的应力进行叠加，将横向应力修正为为60.4 MPa、垂向应力修正为31.7 MPa。将这些应力作为板架稳定性校核的载荷输入，则板格的稳定性校核UC值达1.12，说明在考虑热应力的情况下横舱壁会发生横向失稳。根据IACS规范核算横舱壁失稳的临界横向压应力约53.9 MPa。

使用USFOS软件模拟这部分板架结构，计算考虑非线性的板架变形。第一个载荷步在侧面施加83.0 kPa面压，第二个载荷步在横向施加线载荷。当第二个载荷步加载至横向应力约61.0 MPa时，横舱壁结构突现如图5(正视图和俯视图)所示的变形，在下一个载荷子步板架的横向刚度大幅度降低，可认为此时板架发生失稳，失稳时的临界横向应力约61.0 MPa。在失稳前板架骨材翼缘板侧向变形趋势与现场观测结果一致。

图5 板架临界失稳的变形趋势

根据ABS相关规范[6]计算得到该板格横向临界失稳应力为59.3 MPa，根据共同结构规范计算的临界应力为53.9 MPa，根据USFOS有限元法计算的临界应力为61.0 MPa，3种方法计算的临界应力结果基本上可相互印证。可认为货油舱的高温使横舱壁内部产生横向热应力，导致横舱壁结构的横向应力超过失稳临界值，进而使板架横向失稳，导致骨材发生侧向变形。

据此分析结果，针对横舱壁的加强方案为在变形区域的板架中间加2道水平骨材，板架的横向临界应力提高至83.9 MPa，稳定性校核UC值降至0.72，低于许用值(0.80)，横舱壁强度满足要求。

在FPSO的船体内部，货油舱、污油水舱等舱室在作业过程中会出现60～90 ℃的高温，而压载舱的海水或者舷外环境温度一般不超过25 ℃。横舱壁受热膨胀会受到外围结构(如甲板、外板、压载舱内横框架)的限制，从而在横舱壁结构中产生沿水平方向的受压热应力。一般FPSO的横舱壁骨材都采用垂向布置，其横向结构稳定性较弱，在整个横舱壁板架的中部区域适当增加一些水平骨材可提高横舱壁板架的横向稳定性，降低结构失稳的风险。

4 高温对钢材防腐措施效果的削弱

第3节提到的FPSO已服役15 a，在污油水舱与相邻压载水舱之间的纵舱壁上出现渗漏点。现场调研发现：污油水舱内部涂装完好，钢材无明显腐蚀痕迹，但其与压载水舱之间的纵舱壁上有若干渗漏点；压载水舱内的舷侧外板上涂装基本完好，钢材无明显腐蚀痕迹；出现泄漏点的纵舱壁在压载水舱一侧腐蚀严重，甚至出现骨材根部锈穿的情况，分段缝附近钢板腐蚀深度超过板厚的30%以上且已连成片；污油水舱和压载舱内部均设置锌阳极，但这些锌阳极基本上没有被消耗。

污油水舱的防腐涂层采用船用纯环氧涂料，压载水舱的的防腐涂层为环氧耐磨涂料AC。船用纯环氧涂料在污油水舱长时间高温作用下状态良好，无钢材裸露的情况出现；压载水舱内舷侧外板一侧的环氧耐磨涂料AC不受污油水舱高温影响，状态良好，无钢材裸露的情况出现；纵舱壁在压载水舱一侧的环氧耐磨涂料AC因纵舱壁的高温作用而出现鼓包、开裂等情况导致钢材裸露。可以推断环氧耐磨涂料AC并不适合在温度较高的区域使用，纵舱壁在压载水舱一侧也应使用船用纯环氧涂料。

锌阳极被广泛用于船舶和海洋工程结构的防腐设计，其使用温度不应高于49 ℃，否则会发生极性逆转现象。在该FPSO的污油水舱内及腐蚀严重的纵舱壁上的锌阳极在15 a内几乎没有消耗，而裸露的钢材发生严重腐蚀，也印证此现象。

铝阳极也是一种海洋工程常用的牺牲阳极，当温度高于49 ℃时不会发生类似锌阳极的极性逆转。在高温舱室中使用铝阳极代替锌阳极可更有效地保护船体钢结构，但铝阳极会导致舱内海水酸化，加速阳极消耗，因此在高温舱室的铝阳极设计阶段须确保其满足设计寿命，在年检时也须详细记录阳极消耗情况。

该纵舱壁的修理方案为换掉腐蚀严重的板材和骨材，在压载舱内的纵舱壁上和靠近纵舱壁的横框架部分的涂层改用耐高温防腐涂料，将污油水舱和压载舱的牺牲阳极更换为铝阳极，并提高年检频率。

5 结 语

在海洋工程结构物设计规范中，有关温度对结构设计影响的条款较少，局部区域的高温对结构设计的影响易被忽略，可能对结构设计产生不利影响。归纳各海洋工程设计规范中关于高温削弱钢材力学性能的规定；介绍高温管道及其支撑结构优化设计方法；分析FPSO高温舱室对其横舱壁结构稳定性的影响，认为热应力对高温舱室周边结构设计的影响不可忽略；介绍高温对FPSO液舱内部钢材防腐涂层和阴极保护等防腐效果的削弱。研究内容为其他涉及高温状态的海洋工程结构设计提供参考。