單點(diǎn)浮筒靜密封失效及改進(jìn)

朱為全，廖宏越，張 楊，黃 敢，李 卓

(1.北京高泰深海技術(shù)有限公司，北京10011；2.中海石油(中國)有限公司文昌13-1/2油田作業(yè)公司，文昌 524057)

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單點(diǎn)浮筒靜密封失效及改進(jìn)

朱為全1，廖宏越2，張 楊1，黃 敢2，李 卓1

(1.北京高泰深海技術(shù)有限公司，北京10011；2.中海石油(中國)有限公司文昌13-1/2油田作業(yè)公司，文昌 524057)

針對(duì)單點(diǎn)浮筒形式的內(nèi)轉(zhuǎn)塔式單點(diǎn)系泊系統(tǒng)，利用200年一遇的環(huán)境條件，分析浮筒和船體之間的相對(duì)運(yùn)動(dòng)和接觸力問題，找到一種可行的數(shù)值模擬方法以判定單點(diǎn)工作時(shí)靜密封的有效性，并在發(fā)現(xiàn)有失效危險(xiǎn)后給出可行性的改造方案。

單點(diǎn)浮筒；靜密封；耦合分析

單點(diǎn)系泊系統(tǒng) (single point mooring system，SPM)將FPSO定位于預(yù)定海域，起著輸送井流、電力、通信信號(hào)等作用；單點(diǎn)系統(tǒng)使得FPSO具有風(fēng)向標(biāo)效應(yīng)，實(shí)現(xiàn)在各種風(fēng)浪流作用下的整個(gè)系統(tǒng)受力為最小，從而保證FPSO在海上能長(zhǎng)期連續(xù)工作。單點(diǎn)系泊系統(tǒng)是海洋石油開發(fā)工程中的重要設(shè)施，主要包括軟鋼臂式單點(diǎn)系泊系統(tǒng)(soft yoke mooring system)、內(nèi)轉(zhuǎn)塔式單點(diǎn)系泊系統(tǒng)(internal turret mooring system)、外轉(zhuǎn)塔式單點(diǎn)系泊系統(tǒng)(external turret mooring system)等幾種主要形式，見圖1～3。本文所述單點(diǎn)浮筒是內(nèi)轉(zhuǎn)塔式單點(diǎn)系泊系統(tǒng)的典型構(gòu)件，主要包括板殼結(jié)構(gòu)、凹槽鎖緊環(huán)、底部接合環(huán)、接合環(huán)、板殼等[1-2]。

圖1 軟鋼臂式單點(diǎn)系泊系統(tǒng)

圖2 內(nèi)轉(zhuǎn)塔式單點(diǎn)系泊系統(tǒng)

圖3 外轉(zhuǎn)塔式單點(diǎn)系泊系統(tǒng)

針對(duì)位于南海西部海域的珠江口盆地西部的15萬t FPSO展開研究，該海域水深約120 m。2005年9月，臺(tái)風(fēng)“達(dá)維”正面襲擊該油田，該臺(tái)風(fēng)最大風(fēng)速超過60 m/s，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過初始設(shè)計(jì)中100年一遇(100 YRP)工況環(huán)境條件，且在油田停留了19 h，F(xiàn)PSO搖擺角度單幅值超過15°，造成單點(diǎn)液壓機(jī)械鎖緊大鉗前段墊塊螺栓被剪斷，單點(diǎn)浮筒整體下沉，單點(diǎn)靜密封失效，海水進(jìn)入單點(diǎn)艙，使得FPSO停產(chǎn)維修5 d左右，造成大量經(jīng)濟(jì)損失。

近年來超強(qiáng)臺(tái)風(fēng)頻發(fā)，已超出單點(diǎn)初期100 YRP設(shè)計(jì)海況，單純利用原始設(shè)計(jì)的100 YRP海況進(jìn)行評(píng)估或者設(shè)計(jì)，已不足以確保FPSO的正常安全運(yùn)營。

針對(duì)這種情況，利用全耦合數(shù)值模擬手段，分析單點(diǎn)浮筒密封靜密封失效原因，給出一個(gè)行之有效的數(shù)值模擬方法以判斷靜密封在惡劣海況下是否存在失效風(fēng)險(xiǎn)，并提出可行的改造方案以保證FPSO安全運(yùn)維。

1 基本信息

1.1 環(huán)境條件

FPSO作業(yè)水深120 m，環(huán)境條件見表1。

表1 FPSO系泊系統(tǒng)極端環(huán)境條件比較

從100 YRP到200 YRP：有義波高增加5%，相應(yīng)的譜峰周期增加3%，表面流速分別增加7%。同一地點(diǎn)設(shè)計(jì)條件變化情況比較見表2。

表2 FPSO所處油田同一地點(diǎn)環(huán)境條件變化比較

由表2中發(fā)現(xiàn)100 YRP的極端設(shè)計(jì)條件中，有義波高、譜峰周期出現(xiàn)了非常明顯的增加[3-4]。

考慮到南海極端設(shè)計(jì)條件長(zhǎng)期的增長(zhǎng)趨勢(shì)，200 YRP的環(huán)境條件作為該FPSO單點(diǎn)系泊系統(tǒng)的評(píng)估環(huán)境條件。

波、風(fēng)、流主導(dǎo)下的條件極值見表3，將其中的200 YRP環(huán)境條件作為設(shè)計(jì)環(huán)境輸入條件。

表3 FPSO系泊系統(tǒng)200 YRP條件極值環(huán)境條件

1.2 FPSO主尺度信息

目標(biāo)FPSO的主尺度見表4。

1.3 系泊信息

目標(biāo)FPSO系泊系統(tǒng)采用分組布置，具體為3根系泊纜為一組，分為3組，整個(gè)系泊系統(tǒng)由9根系泊纜組成，單組中纜繩間距5°，每組纜繩間距110°，如圖4所示。

表4 FPSO主尺度信息

圖4 系泊布置示意

2 單點(diǎn)浮筒靜密封失效原因分析

內(nèi)轉(zhuǎn)塔“船體-浮筒-轉(zhuǎn)塔”部分結(jié)構(gòu)及主要受力見圖5。

圖5 “船體-浮筒-轉(zhuǎn)塔”部分結(jié)構(gòu)及主要受力圖

內(nèi)轉(zhuǎn)塔式FPSO單點(diǎn)系泊系統(tǒng)所受到的外力有：錨鏈立管作用力(F)、滑環(huán)垂向力(Nsw)、大鉗預(yù)緊力液壓系統(tǒng)預(yù)緊力(V0)、靜水壓力及慣性力。系泊系統(tǒng)在正常運(yùn)轉(zhuǎn)情況下，預(yù)緊力足夠大時(shí)，浮筒與船體之間靠靜摩擦力保持相對(duì)靜止，共同繞轉(zhuǎn)塔，通過軸承進(jìn)行轉(zhuǎn)動(dòng)。這里有2個(gè)摩擦力矩將起到?jīng)Q定性作用，即：浮筒與船體之間接合環(huán)處接觸反力R產(chǎn)生的摩擦力矩Fm；3個(gè)軸承處分別產(chǎn)生的摩擦力矩之和Fb。FPSO在惡劣海況下將會(huì)產(chǎn)生劇烈運(yùn)動(dòng)，致使垂向錨鏈力過大，在大鉗預(yù)緊力V0及水平向的錨鏈力不夠的情況下，浮筒與船體之間的作用力減小，所產(chǎn)生的靜摩擦力不足以克服轉(zhuǎn)塔軸承的摩擦力，即Fm

靜密封失效取決于反力摩擦力矩與軸承摩擦力矩之差是否為負(fù)，而這2個(gè)力矩的計(jì)算受預(yù)緊力、船體運(yùn)動(dòng)、錨鏈力、慣性力等多方面因素的影響。

在以往的分析計(jì)算中通常對(duì)單點(diǎn)浮筒受力分析主要通過近似二維幾何計(jì)算，為了更逼真地對(duì)單點(diǎn)浮筒進(jìn)行模擬，引入了一套3維數(shù)值方法來模擬確定靜密封在惡劣海況下的有效性[5]。

3 單點(diǎn)浮筒靜密封有效性耦合分析

研究單點(diǎn)浮筒與船體之間的相對(duì)運(yùn)動(dòng)和接觸力問題，通過計(jì)算船體受到浮筒的接觸力，以判斷浮筒與船體之間的摩擦力矩與軸承摩擦力矩之間的關(guān)系，進(jìn)而評(píng)估靜密封的有效性。

3.1 計(jì)算工況

為了快速得到極限工況，利用Arine軟件對(duì)到不同壓載工況(壓載、滿載)、不同的風(fēng)浪流方向組合、不同的海況強(qiáng)度，按照ABS規(guī)范進(jìn)行如下掃略分析，得出所需要的工況再進(jìn)行精細(xì)化建模求解，每個(gè)計(jì)算工況選取20個(gè)隨機(jī)種子,共7 200個(gè)工況，環(huán)境角度組合為：

1)同向環(huán)境條件下，計(jì)算角度為(波浪，風(fēng)，流)=(α,α,α),α=0°,15°,30, 60°。

2)非同向環(huán)境條件下，計(jì)算角度為(波浪，風(fēng)，流)= (α,α+30°,α+90°),α=0°,15°,30,60°。

3.2 耦合分析建模

利用Arine軟件掃略出所需的60個(gè)極限工況，然后采用非線性全耦合時(shí)域分析軟件Orcaflex進(jìn)行精細(xì)化建模分析，見圖6。

圖6 單點(diǎn)浮筒的Orcaflex模型

計(jì)算中對(duì)船體、STP浮筒、轉(zhuǎn)軸、軸承、錨鏈、立管等主要部件進(jìn)行了詳細(xì)模擬，尤其是浮筒與船體之間，需要模擬正壓力和切向摩擦力，主要在3個(gè)位置：上部對(duì)接圈、下部對(duì)接圈、液壓大鉗頂部。另外，轉(zhuǎn)塔與浮筒之間依靠軸承相互耦合，包括3個(gè)軸承：上部徑向軸承、下軸承、上部軸向軸承，計(jì)算中需要模擬正壓力和摩擦力。

浮筒與船體之間作用力主要在3個(gè)位置：上部對(duì)接圈、下部對(duì)接圈、液壓大鉗頂部，分別定義為H、R和V，見圖7。

圖7 STP浮筒受到的作用力

另外，對(duì)于H和R的受力均是2個(gè)圓環(huán)形分布載荷，因此只有一半有分布力，且分布形狀如正弦曲線，見圖8。

圖8 對(duì)接環(huán)和軸承上的受力分布形式

其中R和H是在徑向上將所有力合成，V為所有大鉗給予的垂向力的合力。

對(duì)大鉗預(yù)緊力滿級(jí)(1 700 kN)與70%加載分別進(jìn)行計(jì)算，分別對(duì)浮筒與船體之間的摩擦力矩Fm，與軸承上摩擦力矩Fb進(jìn)行對(duì)比，如果浮筒與船體之間的摩擦力矩小于軸承摩擦力矩，則浮筒發(fā)生相對(duì)滑動(dòng)。

3.3 耦合分析結(jié)果

反力摩擦力矩與軸承摩擦力矩之差的部分結(jié)果整理見表5。從表5可以看到：滿級(jí)加載時(shí)差值大小平均值為1 000 kN·m左右但偶有負(fù)值；70%加載時(shí)則多為負(fù)值，其平均值在-900 kN·m左右。同時(shí)分析結(jié)果見圖9～10，圖中實(shí)線部分為反力R產(chǎn)生的摩擦力矩，虛線部分為軸承受力產(chǎn)生的摩擦力矩，F(xiàn)m數(shù)值大于Fb數(shù)值則靜密封有效；反之，虛實(shí)兩部分出現(xiàn)相交的情況則靜密封失效。從圖中可以看到：當(dāng)預(yù)緊力加載70%時(shí)靜

圖9 預(yù)緊力滿級(jí)摩擦力矩

圖10 預(yù)緊力加載70%摩擦力矩

密封失效情況頻發(fā)，而預(yù)緊力加載100%時(shí)仍有靜密封失效的情況，為保證FPSO營運(yùn)安全需要仍需進(jìn)行改進(jìn)[6]。

4 針對(duì)失效危險(xiǎn)的單點(diǎn)改進(jìn)方案討論

為保證靜密封的有效性需要使增摩擦力矩之差增大，摩擦力受正壓力大小和摩擦系數(shù)影響，最為有效的改進(jìn)辦法是增大浮筒與船體之間的摩擦系數(shù)，同時(shí)減小軸承摩擦系數(shù)。但這一方法只適用于新建FPSO設(shè)計(jì)，對(duì)于在役FPSO只能通過增加預(yù)緊力來達(dá)到目的。本文對(duì)預(yù)緊力增加25%的情況進(jìn)行了計(jì)算，從結(jié)果中可以看到改善效果明顯：反力摩擦力矩與軸承摩擦力矩之差的均值為6 000 kN·m左右，且沒有負(fù)值(見表5)；計(jì)算結(jié)果圖11也清晰的看到虛實(shí)兩組結(jié)果間距增大且沒有交叉部分。計(jì)算結(jié)果證明增加預(yù)緊力以保證靜密封有效性的方法是可行的。

圖11 摩擦力矩結(jié)果圖(預(yù)緊力加載125%)

工況編號(hào)200YRP環(huán)境條件編號(hào)浪風(fēng)流70%預(yù)緊力加載Fm-Fb/(kN·m)滿級(jí)預(yù)緊力加載Fm-Fb/(kN·m)125%預(yù)緊力加載Fm-Fb/(kN·m)FJ_12B06WaveMax03045-1736.6185.54892.7FJ_12B07WaveMax154560-1973.4-1033.24933.2FJ_12B08WaveMax306075162.7162.65180.7FJ_12B09WaveMax457590140.9141.14480.4FJ_12B10WaveMax6090105152.3150.74792.2FJ_12B11WaveMax03090-1959.31436.96988.5FJ_12B12WaveMax1545105-1165.52891.87274.3FJ_12B13WaveMax3060120-1251.72979.56945.1FJ_12B14WaveMax4575135-1003.42422.06776.1FJ_12B15WaveMax6090150-667.91583.77461.3均值-930.191092.065972.45

5 結(jié)論

為避免再次出現(xiàn)因靜密封失效導(dǎo)致的事故，減少經(jīng)濟(jì)損失，對(duì)靜密封失效原因進(jìn)行分析，明確了保障靜密封有效性的根本因素。針對(duì)這一問題建立了考慮動(dòng)載及摩擦因素，包含船體、錨鏈、立管、轉(zhuǎn)塔、浮筒、大鉗、軸承等部件的詳細(xì)模型。由非線性耦合計(jì)算得到了更為準(zhǔn)確地摩擦力矩?cái)?shù)值用以判斷靜密封的有效性。這一計(jì)算方法考慮問題更為全面、計(jì)算方法更為精確，并能夠適用于所有單點(diǎn)浮筒形式的內(nèi)轉(zhuǎn)塔系泊系統(tǒng)。最后提出了可行的改造方案來解決在役FPSO在惡劣海況下可能出現(xiàn)的靜密封失效問題。

[1] 劉生法.單點(diǎn)系泊系統(tǒng)關(guān)鍵技術(shù)探討[J].中國海洋平臺(tái),2012(1):39-43.

[2] 朱為全,李達(dá),高巍,等.淺水惡劣環(huán)境下單點(diǎn)系泊系統(tǒng)設(shè)計(jì)[J].中國海洋平臺(tái),2016(2):14-20+29.

[3] 劉元丹,劉敬喜,譚安全.單點(diǎn)系泊FPSO風(fēng)浪流載荷下運(yùn)動(dòng)及其系泊力研究[J].船海工程,2011,40(6):146-149.

[4] 徐興平,童英玉.單點(diǎn)系泊系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)分析[J].石油大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),1994(5):74-78.

[5] XU X, YANG J M, LI X, et al. Hydrodynamic performance study of two side-by-side barges[J]. Ships and offshore structures,2014,9(5):475-488.

[6] XU X, YANG J, LI X, et al. Time-domain simulation for coupled motions of three barges moored side-by-side in floatover operation[J]. China ocean engineering,2015,29:155-168.

Analysis and Improvement of Static Sealing Effectiveness for the SPM Buoycone

ZHU Wei-quan1, LIAO Hong-yue2, ZHANG Yang1, HUANG Gan2, LI Zhuo1

(1.COTEC Offshore Engineering Solutions, Beijing 10011, China;2.CNOOC Wenchang 13-1/2 Oil Filed Operations Co. Ltd., Wenchang Hainan 524057, China)

Taking the single point mooring (SPM) system of internal turret type as research object, the relative motion and the contact force problem between the hull and the buoycone were investigated in the environmental condition once in 200 years. A feasible numerical simulation method was found to determine the effectiveness of the single point of static seal at work, and to reach the feasible transformation scheme if a risk of failure was found.

SPM buoycone; static sealing; coupled analysis

10.3963/j.issn.1671-7953.2016.05.029

2016-07-10

工信部項(xiàng)目(工信部聯(lián)裝[2013]418號(hào))

朱為全(1981—)，男，碩士，工程師

U675.921

A

1671-7953(2016)05-0114-05

修回日期：2016-08-10

研究方向:系泊及海上大型結(jié)構(gòu)物安裝設(shè)計(jì)

E-mail:wqzhu@cotecinc.com