單點浮筒靜密封失效及改進

朱為全，廖宏越，張 楊，黃 敢，李 卓

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

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單點浮筒靜密封失效及改進

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油田作業公司，文昌 524057)

針對單點浮筒形式的內轉塔式單點系泊系統，利用200年一遇的環境條件，分析浮筒和船體之間的相對運動和接觸力問題，找到一種可行的數值模擬方法以判定單點工作時靜密封的有效性，并在發現有失效危險后給出可行性的改造方案。

單點浮筒；靜密封；耦合分析

單點系泊系統 (single point mooring system，SPM)將FPSO定位于預定海域，起著輸送井流、電力、通信信號等作用；單點系統使得FPSO具有風向標效應，實現在各種風浪流作用下的整個系統受力為最小，從而保證FPSO在海上能長期連續工作。單點系泊系統是海洋石油開發工程中的重要設施，主要包括軟鋼臂式單點系泊系統(soft yoke mooring system)、內轉塔式單點系泊系統(internal turret mooring system)、外轉塔式單點系泊系統(external turret mooring system)等幾種主要形式，見圖1～3。本文所述單點浮筒是內轉塔式單點系泊系統的典型構件，主要包括板殼結構、凹槽鎖緊環、底部接合環、接合環、板殼等[1-2]。

圖1 軟鋼臂式單點系泊系統

圖2 內轉塔式單點系泊系統

圖3 外轉塔式單點系泊系統

針對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，臺風“達維”正面襲擊該油田，該臺風最大風速超過60 m/s，遠遠超過初始設計中100年一遇(100 YRP)工況環境條件，且在油田停留了19 h，FPSO搖擺角度單幅值超過15°，造成單點液壓機械鎖緊大鉗前段墊塊螺栓被剪斷，單點浮筒整體下沉，單點靜密封失效，海水進入單點艙，使得FPSO停產維修5 d左右，造成大量經濟損失。

近年來超強臺風頻發，已超出單點初期100 YRP設計海況，單純利用原始設計的100 YRP海況進行評估或者設計，已不足以確保FPSO的正常安全運營。

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

1 基本信息

1.1 環境條件

FPSO作業水深120 m，環境條件見表1。

表1 FPSO系泊系統極端環境條件比較

從100 YRP到200 YRP：有義波高增加5%，相應的譜峰周期增加3%，表面流速分別增加7%。同一地點設計條件變化情況比較見表2。

表2 FPSO所處油田同一地點環境條件變化比較

由表2中發現100 YRP的極端設計條件中，有義波高、譜峰周期出現了非常明顯的增加[3-4]。

考慮到南海極端設計條件長期的增長趨勢，200 YRP的環境條件作為該FPSO單點系泊系統的評估環境條件。

波、風、流主導下的條件極值見表3，將其中的200 YRP環境條件作為設計環境輸入條件。

表3 FPSO系泊系統200 YRP條件極值環境條件

1.2 FPSO主尺度信息

目標FPSO的主尺度見表4。

1.3 系泊信息

目標FPSO系泊系統采用分組布置，具體為3根系泊纜為一組，分為3組，整個系泊系統由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 單點浮筒靜密封失效原因分析

內轉塔“船體-浮筒-轉塔”部分結構及主要受力見圖5。

圖5 “船體-浮筒-轉塔”部分結構及主要受力圖

內轉塔式FPSO單點系泊系統所受到的外力有：錨鏈立管作用力(F)、滑環垂向力(Nsw)、大鉗預緊力液壓系統預緊力(V0)、靜水壓力及慣性力。系泊系統在正常運轉情況下，預緊力足夠大時，浮筒與船體之間靠靜摩擦力保持相對靜止，共同繞轉塔，通過軸承進行轉動。這里有2個摩擦力矩將起到決定性作用，即：浮筒與船體之間接合環處接觸反力R產生的摩擦力矩Fm；3個軸承處分別產生的摩擦力矩之和Fb。FPSO在惡劣海況下將會產生劇烈運動，致使垂向錨鏈力過大，在大鉗預緊力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，所產生的靜摩擦力不足以克服轉塔軸承的摩擦力，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，而這2個力矩的計算受預緊力、船體運動、錨鏈力、慣性力等多方面因素的影響。

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

3 單點浮筒靜密封有效性耦合分析

研究單點浮筒與船體之間的相對運動和接觸力問題，通過計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系，進而評估靜密封的有效性。

3.1 計算工況

為了快速得到極限工況，利用Arine軟件對到不同壓載工況(壓載、滿載)、不同的風浪流方向組合、不同的海況強度，按照ABS規范進行如下掃略分析，得出所需要的工況再進行精細化建模求解，每個計算工況選取20個隨機種子,共7 200個工況，環境角度組合為：

1)同向環境條件下，計算角度為(波浪，風，流)=(α,α,α),α=0°,15°,30, 60°。

2)非同向環境條件下，計算角度為(波浪，風，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個極限工況，然后采用非線性全耦合時域分析軟件Orcaflex進行精細化建模分析，見圖6。

圖6 單點浮筒的Orcaflex模型

計算中對船體、STP浮筒、轉軸、軸承、錨鏈、立管等主要部件進行了詳細模擬，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個位置：上部對接圈、下部對接圈、液壓大鉗頂部。另外，轉塔與浮筒之間依靠軸承相互耦合，包括3個軸承：上部徑向軸承、下軸承、上部軸向軸承，計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個位置：上部對接圈、下部對接圈、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，對于H和R的受力均是2個圓環形分布載荷，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 對接環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。

對大鉗預緊力滿級(1 700 kN)與70%加載分別進行計算，分別對浮筒與船體之間的摩擦力矩Fm，與軸承上摩擦力矩Fb進行對比，如果浮筒與船體之間的摩擦力矩小于軸承摩擦力矩，則浮筒發生相對滑動。

3.3 耦合分析結果

反力摩擦力矩與軸承摩擦力矩之差的部分結果整理見表5。從表5可以看到：滿級加載時差值大小平均值為1 000 kN·m左右但偶有負值；70%加載時則多為負值，其平均值在-900 kN·m左右。同時分析結果見圖9～10，圖中實線部分為反力R產生的摩擦力矩，虛線部分為軸承受力產生的摩擦力矩，Fm數值大于Fb數值則靜密封有效；反之，虛實兩部分出現相交的情況則靜密封失效。從圖中可以看到：當預緊力加載70%時靜

圖9 預緊力滿級摩擦力矩

圖10 預緊力加載70%摩擦力矩

密封失效情況頻發，而預緊力加載100%時仍有靜密封失效的情況，為保證FPSO營運安全需要仍需進行改進[6]。

4 針對失效危險的單點改進方案討論

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影響，最為有效的改進辦法是增大浮筒與船體之間的摩擦系數，同時減小軸承摩擦系數。但這一方法只適用于新建FPSO設計，對于在役FPSO只能通過增加預緊力來達到目的。本文對預緊力增加25%的情況進行了計算，從結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，且沒有負值(見表5)；計算結果圖11也清晰的看到虛實兩組結果間距增大且沒有交叉部分。計算結果證明增加預緊力以保證靜密封有效性的方法是可行的。

圖11 摩擦力矩結果圖(預緊力加載125%)

工況編號200YRP環境條件編號浪風流70%預緊力加載Fm-Fb/(kN·m)滿級預緊力加載Fm-Fb/(kN·m)125%預緊力加載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 結論

為避免再次出現因靜密封失效導致的事故，減少經濟損失，對靜密封失效原因進行分析，明確了保障靜密封有效性的根本因素。針對這一問題建立了考慮動載及摩擦因素，包含船體、錨鏈、立管、轉塔、浮筒、大鉗、軸承等部件的詳細模型。由非線性耦合計算得到了更為準確地摩擦力矩數值用以判斷靜密封的有效性。這一計算方法考慮問題更為全面、計算方法更為精確，并能夠適用于所有單點浮筒形式的內轉塔系泊系統。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的靜密封失效問題。

[1] 劉生法.單點系泊系統關鍵技術探討[J].中國海洋平臺,2012(1):39-43.

[2] 朱為全,李達,高巍,等.淺水惡劣環境下單點系泊系統設計[J].中國海洋平臺,2016(2):14-20+29.

[3] 劉元丹,劉敬喜,譚安全.單點系泊FPSO風浪流載荷下運動及其系泊力研究[J].船海工程,2011,40(6):146-149.

[4] 徐興平,童英玉.單點系泊系統動力響應分析[J].石油大學學報(自然科學版),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

工信部項目(工信部聯裝[2013]418號)

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:系泊及海上大型結構物安裝設計

E-mail:wqzhu@cotecinc.com