基于累計損傷方法的模塊連接點結構疲勞評估

向小斌

（上海中遠船務工程有限公司，上海 200231）

0 引言

浮式儲存再氣化裝置（Floating Storage and Re-gasification Unit，FSRU）是集液化天然氣（Liquefied Natural Gas，LNG）接收、存儲、轉運、再氣化外輸等多種功能于一體的特種裝備。FRSU的甲板上往往會布置動力模塊和再氣化模塊，模塊通過支撐結構與主船體連接。

一般情況下，FSRU具有 2種工作模式：1）FSRU模式，即?？吭诖a頭時的工作模式；2）LNG運輸船（Liquefied Natural Gas Carrier，LNGC）模式，即航行時的工作模式。無論在何種工作模式下，由于整個船體一直處于波浪產生的交變載荷環境中，模塊與主船體之間連接件的疲勞特性顯得尤為重要。因此，在工程實際中，必須對連接件的疲勞強度進行評估以保證模塊的安全。

本文基于有限元分析方法，對FSRU加裝的動力模塊與船體支撐構件連接處的節點進行疲勞熱點篩選，并使用Palmgren-Miner方法對疲勞熱點進行疲勞累計損傷計算。

1 疲勞熱點選取

在對模塊與船體之間連接件進行疲勞損傷計算之前，需要先計算連接結構的極限強度，根據計算結果進行疲勞熱點篩選。本文選取FRSU模式下的4個工況和LNGC模式下的8個工況進行極限強度計算，各工況詳細信息見表1。

表1 疲勞熱點篩選工況

考慮到疲勞損傷主要是由交變載荷引起的，且LNGC模式的加速度要大于FSRU模式的加速度。最終選取LNGC模式下連接點處組合應力最大的6個點作為疲勞熱點（見圖1），上部3個熱點命名為T1～T3，下部3個熱點命名為B1～B3。

圖1 疲勞熱點選取情況

2 疲勞損傷計算載荷

在進行疲勞損傷計算時，主要考慮周期性交變載荷。本船動力模塊位于艉部，艉部主要布置舵機艙和機艙，貨物裝載模式的變化對模塊連接件的疲勞損傷基本沒有影響。由于在滿載、中間裝載、壓載等各種裝載狀態下，壓載狀態的模塊具有最大加速度，故選取壓載狀態進行疲勞評估。本次疲勞評估選取的超越概率為10-4。

2.1 加速度

在FSRU模式下，模塊的疲勞加速度可根據運動響應分析得到；在LNGC模式下，模塊的疲勞加速度根據勞氏船級社（Lloyd's Register of Shipping，LR）相關規范[1]計算得到。然而，LR規范選取的超越概率為10-8，根據規范計算得到的疲勞加速度還需要進行調整。根據挪威船級社（Det Norske Veritas，DNV）相關規范[2]，超越概率為10-4時的加速度約為10-8時加速度的1/2?；诎踩紤]，本次計算將LR規范計算結果的3/5作為LNGC模式下模塊的疲勞加速度，具體見表2。

表2 模塊疲勞加速度（單位：m/s2）

2.2 波浪載荷

波浪載荷依據中國船級社（China Classification Society，CCS）相關規范[3]進行計算，模塊的波浪載荷最終體現為支腿處船體梁的彎矩。本研究通過調節材料密度，保證波浪載荷在相應的計算工況下滿足規范的要求。

2.3 計算工況

根據DNV相關規范[2]，疲勞評估需要計算熱點處的主應力范圍，對于單一工況，求得應力幅值即可得知主應力范圍。

考慮到FSRU的實際情況，在進行疲勞損傷計算時考慮FSRU和LNGC兩種模式，持續時間選為10年，疲勞評估工況設置情況見表3。

表3 疲勞評估工況設置情況

3 疲勞分析

3.1 網格劃分

采用Sesam Genie進行有限元建模，分析工具為Sestra，后處理工具為Xtract。采用4節點板單元進行建模，網格劃分情況分別見圖2。

圖2 網格劃分情況

3.2 熱點應力插值

根據DNV相關規范[2]，對于4節點單元，可采取如下熱點應力插值方式：如圖3所示，讀取熱點右側4個單元的單元中心表面應力，利用差值方法求得熱點右側距離其0.5t（t為網格邊長）處的應力讀取點的應力值。熱點B1在LNGC模式下表面主應力情況見圖4和圖5，熱點T1在LNGC模式下表面主應力情況見圖6和圖7。

圖3 熱點應力插值方式示意圖

圖4 熱點B1表面主應力示意圖（LNGC模式，工況LC05/LC08）

圖5 熱點B1表面主應力示意圖（LNGC模式，工況LC06/LC07）

圖6 熱點T1表面主應力示意圖（LNGC模式，工況LC05/LC08）

圖7 熱點T1表面主應力示意圖（LNGC模式，工況LC06/LC07）

3.3 熱點應力范圍計算

根據DNV相關規范[2]，在插值得到熱點應力之后，需要進行平均應力修正、板厚修正、構件尺寸修正和材料特性修正，最終得到疲勞應力范圍。

熱點應力范圍Δσ與疲勞應力范圍ΔσFS的關系可表示為

式中：fmean為平均應力修正系數，表達式見式（2）；fthick為板厚修正系數，表達式見式（3）；fc為構件尺寸修正系數，此處取1；fmaterial為材料修正系數，此處取1。

式中：σmean為結構在自重狀態下的名義應力；δ為板厚。

各熱點疲勞應力范圍計算結果見表4。

表4 熱點處疲勞應力計算結果

3.4 基本疲勞累計損傷

根據DNV相關規范[2]，在求出熱點處疲勞應力范圍后，熱點處的疲勞累計損傷D計算公式為

式中：α為各工況占比系數，此處取1/16；ND為設計疲勞壽命內船舶經歷的波浪循環總次數；NR為參考超越概率10-4對應的循環次數，此處取10 000；ξ為Weibull形狀參數，此處取1；Γ為完全Gamma函數；K為設計S-N曲線常數；m為S-N曲線斜率，此處取3；μ為S-N曲線斜率變化系數，計算公式為

式中：Δm為S-N曲線在循環次數達到107時的反斜率，此處取2；γ為不完全伽馬函數；υ為參數，計算公式為

式中：Δσq為S-N曲線在循環次數達到107時的應力范圍。

3.5 S-N曲線選取

根據LR相關規范[4]：對于一般焊接結構，S-N曲線選取D曲線；對于肘板與圓管連接結構，S-N曲線選取F曲線。S-N曲線各參數情況見表5。

表5 S-N曲線參數

3.6 總疲勞累計損傷

總疲勞累計損傷Dtotal計算公式見式（7），計算結果見表6。

表6 疲勞累計損傷計算結果

式中：DFSRU為FSRU模式下的基本疲勞損傷；DLNGC為LNGC模式下的基本疲勞損傷。

由表6可知，熱點T1的Dtotal超過了許用標準，疲勞強度不能滿足要求。根據CCS相關規范[3]，對于屈服應力為355 MPa的高強度鋼，焊趾打磨后疲勞壽命可達到原疲勞壽命的3.5倍。熱點T1在焊趾打磨后的Dtotal為0.61，滿足需用標準的要求。

4 結論

本文基于有限元分析方法，對FSRU加裝的動力模塊與船體支撐構件連接處的節點進行疲勞熱點篩選，并使用Palmgren-Miner方法對疲勞熱點進行疲勞累計損傷計算，主要得到如下結論：

1）在極限狀態下，熱點的應力越高，則其疲勞損傷也越嚴重。因此，采取極限狀態最大應力法選取疲勞熱點切實可行。

2）對于疲勞累計損傷不滿足標準的熱點，可通過改善熱點設計形式、打磨焊趾等方法來改善熱點疲勞壽命。