水下轉(zhuǎn)塔單點(diǎn)系統(tǒng)卡鉗基座焊縫缺陷應(yīng)力分析

楊 碩， 王東軍

(必維船級(jí)社(中國)有限公司，上海 200011)

0 引 言

浮式儲(chǔ)油生產(chǎn)系統(tǒng)(floating production storage and offloading， FPSO)和水下生產(chǎn)系統(tǒng)是南海油田開發(fā)的主要方式，F(xiàn)PSO通常依靠內(nèi)轉(zhuǎn)塔單點(diǎn)系統(tǒng)系泊在深海區(qū)域。在風(fēng)浪流的作用下，單點(diǎn)的風(fēng)向標(biāo)效應(yīng)可以使FPSO在環(huán)境載荷下自由漂移和旋轉(zhuǎn)，從而減少所受到的載荷作用力，提高原油生產(chǎn)和外輸效率。單點(diǎn)系泊系統(tǒng)一般分為內(nèi)轉(zhuǎn)塔[1]和外轉(zhuǎn)塔[2]兩種形式，其中挪威APL公司設(shè)計(jì)的水下轉(zhuǎn)塔生產(chǎn)系統(tǒng)(submerge turret production， STP)廣泛應(yīng)用于南中國海域的深水油田的開發(fā)，包括南海奮進(jìn)號(hào)、海洋石油111、海洋石油115、海洋石油116及海洋石油118等都采用了STP單點(diǎn)系統(tǒng)。

如圖1所示，STP單點(diǎn)的特點(diǎn)之一是浮筒通過液壓卡鉗鎖緊裝置與浮體固定相連，從而使得FPSO可以通過浮筒繞轉(zhuǎn)塔旋轉(zhuǎn)，抵消環(huán)境載荷。在位服役時(shí)期，液壓卡鉗鎖緊裝置受到滑環(huán)自重載荷、浮筒和轉(zhuǎn)塔自重載荷、垂向系泊載荷和軟管載荷。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研的結(jié)果發(fā)現(xiàn)某單點(diǎn)卡鉗基座有裂紋缺陷，因?yàn)榭ㄣQ通過液壓起到預(yù)緊鎖住浮筒的功能，所以應(yīng)關(guān)注該裝置的安全性。目前，國內(nèi)外學(xué)術(shù)界主要是對(duì)單點(diǎn)系泊系統(tǒng)在復(fù)雜海況下的響應(yīng)研究得比較多[3-4]，而對(duì)STP單點(diǎn)卡鉗研究得比較少。由于南海的環(huán)境復(fù)雜，南海單點(diǎn)系統(tǒng)發(fā)生故障的可能性正在逐年增加[5]，基于裂紋對(duì)結(jié)構(gòu)的破壞性，所以有必要對(duì)帶缺陷的基座進(jìn)行結(jié)構(gòu)分析。

圖1 單點(diǎn)液壓卡鉗鎖緊基座裝置

本文首先對(duì)基座進(jìn)行數(shù)值模擬，分析其焊縫應(yīng)力分布，在數(shù)值分析過程中采用垂向極限系泊載荷和水平極限沖擊載荷作為輸入條件進(jìn)行基座焊縫的有限元計(jì)算。隨后根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量的裂紋打磨后的缺陷深度對(duì)基座焊縫模型進(jìn)行修正，進(jìn)一步計(jì)算在基座焊縫有缺陷的條件下的強(qiáng)度水平，通過本次分析得以考慮單點(diǎn)卡鉗基座和附近甲板結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中的一些有意義的經(jīng)驗(yàn)和結(jié)論。

1 基座焊縫打磨缺陷調(diào)查

現(xiàn)場(chǎng)工作人員在年度檢驗(yàn)過程中，通過無損探傷手段在卡鉗基座焊縫處發(fā)現(xiàn)裂紋。如圖2所示，橫向裂紋缺陷位于基座右側(cè)焊縫位置處，隨后作業(yè)人員根據(jù)維修技術(shù)要求對(duì)焊縫進(jìn)行修復(fù)，現(xiàn)場(chǎng)對(duì)于裂紋修復(fù)的手段主要是打磨裂紋位置至裂紋消失，然后根據(jù)評(píng)定后的焊接工藝對(duì)該位置進(jìn)行補(bǔ)焊。

圖2 基座焊縫裂紋缺陷

由于有些打磨位置特殊，無法進(jìn)行補(bǔ)焊，所以造成單點(diǎn)基座會(huì)在該焊縫位置有凹陷(見圖3)的條件下服役。如圖3所示，現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量打磨后的焊縫凹陷深度大約為6 mm，從而在位條件下需要分析該焊縫部分的位置強(qiáng)度是否符合要求。

圖3 基座焊縫裂紋打磨后缺陷圖

2 焊縫應(yīng)力數(shù)值模擬

2.1 單點(diǎn)卡鉗基座載荷

本文依據(jù)現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研結(jié)果，對(duì)帶有缺陷的單點(diǎn)基座焊縫進(jìn)行評(píng)估計(jì)算。首先根據(jù)原始設(shè)計(jì)結(jié)果，該卡鉗鎖緊裝置在位期間所受最大垂向系泊載荷為2 550 kN，且單點(diǎn)浮筒和轉(zhuǎn)臺(tái)自重載荷為2 695 kN，軟管和電纜動(dòng)態(tài)載荷之和為500 kN，滑環(huán)自重載荷為1 100 kN。本文將單點(diǎn)基座簡(jiǎn)化為杠桿力學(xué)模型，以計(jì)算基座在極限工況條件下的受壓載荷。

鎖緊裝置垂向載荷V=2 550+2 695+500+1 100=6 845 kN。

鎖緊裝置的數(shù)量=10。

極限海況下單個(gè)鎖緊裝置所受的垂向反力Fv=6 845/10+2 000=2 685 kN。

將圖1的卡鉗基座力學(xué)簡(jiǎn)化為杠桿后，基座所受到的垂向反力R=2 685×(2 182+390)/2 182=3 165 kN，該載荷值將作為有限元分析的輸入條件計(jì)算焊縫強(qiáng)度。

單點(diǎn)卡鉗基座除了受到垂向系泊載荷外，還會(huì)受到浮筒對(duì)船的水平?jīng)_擊載荷，設(shè)計(jì)中提供的極限海況下的水平?jīng)_擊載荷如表1所示。

表1 極限水平?jīng)_擊載荷

2.2 基座焊縫有限元模型

本文通過力學(xué)簡(jiǎn)化計(jì)算得到極限工況下的基座受壓載荷以及水平?jīng)_擊載荷后，下一步將載荷作為輸入條件對(duì)基座焊縫進(jìn)行結(jié)構(gòu)有限元分析。本文卡鉗基座有限元模型采用MSC Patran軟件建立，整個(gè)有限元模型一共有83 450個(gè)單元，其中基座及焊縫部分主要由六面體單元構(gòu)成，而連接甲板、加強(qiáng)桁材和加強(qiáng)筋由殼單元構(gòu)成，彈性模量為206 GPa，泊松比為0.3，模型如圖4所示。在基座有限元模型中，甲板及上圓環(huán)的邊界條件都設(shè)定為徑向固定約束，同時(shí)將甲板及浮筒艙的側(cè)向邊界條件設(shè)定為周向位移約束，最后將橫隔板的徑向和底邊的位移邊界條件設(shè)定為固定約束。

(a)

(b)

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量，焊縫裂紋在被打磨6 mm左右后消除，所以本文對(duì)焊縫局部六面體單元進(jìn)行了修改，焊縫凹陷的有限元模型如圖5所示，修改后凹陷深度為6 mm。由于單點(diǎn)不太可能同時(shí)遭受垂向系泊載荷和水平?jīng)_擊載荷，所以下一步是分別將垂向系泊載荷和水平?jīng)_擊載荷作為輸入條件來計(jì)算焊縫應(yīng)力水平。

圖5 焊縫凹陷有限元模型

2.3 垂向載荷下焊縫凹陷應(yīng)力分析

本文首先計(jì)算垂向系泊載荷對(duì)焊縫應(yīng)力水平的影響，在垂向載荷條件下，基座周圍甲板結(jié)構(gòu)變形結(jié)果如圖6(a)所示，根據(jù)計(jì)算結(jié)果可以看出甲板結(jié)構(gòu)在基座受極限系泊載荷的影響下呈彎曲變形狀態(tài)，最大的彎曲變形為4.86 mm。其中基座焊縫的應(yīng)力最大位置[見圖6(b)]位于周向隔板與甲板連接處，原因是周向隔板與甲板連接處剛度較大，導(dǎo)致該位置焊縫的變形沒有與其他位置的變形一致，所以該位置產(chǎn)生了應(yīng)力集中。

如圖6(b)所示，由于現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研發(fā)現(xiàn)裂紋位置位于焊縫高應(yīng)力區(qū)域，焊縫裂紋位置的應(yīng)力如圖7所示，大約為160 MPa，而焊縫的屈服強(qiáng)度為355 MPa，計(jì)算結(jié)果表明焊縫強(qiáng)度符合要求。

圖6 極限工況計(jì)算結(jié)果

圖7 極限垂向載荷下打磨前焊縫裂紋位置計(jì)算結(jié)果

由于裂紋位置靠近焊縫高應(yīng)力區(qū)域，所以該位置出現(xiàn)打磨凹陷會(huì)對(duì)焊縫應(yīng)力產(chǎn)生影響。在該裂紋位置打磨6 mm后，其在受極限垂向載荷下的應(yīng)力云圖如圖8所示，可見打磨6 mm后該處應(yīng)力在極限海況下約為290 MPa，強(qiáng)度未超焊縫屈服極限。且由于該處有打磨凹陷，容易產(chǎn)生應(yīng)力集中，所以該處應(yīng)力水平相比未打磨前(160 MPa)有明顯提升，但是應(yīng)力水平并未超屈服極限，所以強(qiáng)度符合要求。

圖8 極限垂向載荷下焊縫凹陷位置的應(yīng)力圖

2.4 水平載荷下焊縫凹陷應(yīng)力分析

由于FPSO在服役過程中會(huì)產(chǎn)生縱蕩、橫蕩及艏搖運(yùn)動(dòng)，進(jìn)而與浮筒之間會(huì)產(chǎn)生一定程度的沖擊載荷，因此基座會(huì)受到如圖9所示的切向力和徑向力。焊縫在單點(diǎn)系統(tǒng)中主要起到對(duì)基座的固定限位作用，所以水平載荷將會(huì)由焊縫承受，具體載荷值如表1所示。

圖9 基座水平載荷圖

極限水平載荷對(duì)焊縫沖擊的影響如圖10所示，應(yīng)力最大的位置位于前部焊縫的中部，該位置為橫隔板與甲板交界處。由于橫隔板和甲板交界剛度較大且結(jié)構(gòu)不連續(xù)，因此應(yīng)力集中較為明顯，最大應(yīng)力水平為244 MPa。

圖10 極限水平載荷下焊縫應(yīng)力分布圖

基座焊縫裂紋未修復(fù)前，該位置在受極限水平?jīng)_擊載荷下的應(yīng)力云圖如圖11所示，可見裂紋處的應(yīng)力在極限海況下約為100 MPa，強(qiáng)度符合設(shè)計(jì)要求。

圖11 極限水平載荷下打磨前焊縫裂紋位置應(yīng)力計(jì)算結(jié)果

本文對(duì)焊縫裂紋打磨6 mm后的模型進(jìn)行模擬，該位置在受極限水平載荷下的應(yīng)力云圖如圖12所示，可見打磨6 mm后，凹陷處應(yīng)力在極限海況下約為122 MPa，強(qiáng)度未超屈服極限。由于該處打磨凹陷會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力集中，該處應(yīng)力水平相比未打磨前(100 MPa)略有提升，但是強(qiáng)度符合設(shè)計(jì)要求。

2.5 結(jié)果分析

由于在原始設(shè)計(jì)中，基座焊縫是作為非受力構(gòu)件參與計(jì)算的，表明設(shè)計(jì)時(shí)認(rèn)為該焊縫的作用僅僅為固定基座，但是數(shù)值結(jié)果說明在受載荷作用下，焊縫在承受甲板彎曲變形作用，并且焊縫在帶有凹陷的條件下容易產(chǎn)生應(yīng)力集中。本文分析結(jié)果表明，焊縫在帶有6 mm深度的凹陷條件下，強(qiáng)度符合要求，并未發(fā)生屈服現(xiàn)象，且由于甲板彎曲對(duì)焊縫的影響，垂向系泊載荷對(duì)于凹陷位置的應(yīng)力影響大于水平?jīng)_擊載荷對(duì)該位置的影響。

通過本文的研究分析，同時(shí)結(jié)合BV船級(jí)社規(guī)范要求[6]，建議在焊縫打磨修復(fù)過程中盡可能將焊縫缺陷位置四周磨成圓角狀且平穩(wěn)過渡到周圍焊縫，打磨的圓角半徑建議為3倍的凹陷深度。缺陷位置打磨完成后還需進(jìn)行磁粉探傷以驗(yàn)證是否完全消除裂紋。

3 結(jié) 語

本文基于南海某內(nèi)轉(zhuǎn)塔單點(diǎn)卡鉗基座焊縫修復(fù)的實(shí)際問題，分析了裂紋修復(fù)后的凹陷對(duì)基座焊縫強(qiáng)度的影響。本文通過力學(xué)簡(jiǎn)化模型以及有限元軟件建立基座焊縫模型并進(jìn)行應(yīng)力數(shù)值分析，數(shù)值分析數(shù)據(jù)表明單點(diǎn)甲板結(jié)構(gòu)在極限工況下會(huì)發(fā)生彎曲變形，進(jìn)而會(huì)對(duì)焊縫應(yīng)力產(chǎn)生影響，且焊縫在帶有打磨凹陷的條件下有應(yīng)力集中現(xiàn)象，相比于未修復(fù)前的焊縫應(yīng)力水平有一定程度的提高。分析結(jié)果表明裂紋修復(fù)后帶有缺陷的焊縫強(qiáng)度符合要求。本文根據(jù)分析結(jié)果和船級(jí)社規(guī)范要求，對(duì)焊縫裂紋打磨修復(fù)工程提出了建議。