水下轉塔單點系統卡鉗基座焊縫缺陷應力分析

楊 碩， 王東軍

(必維船級社(中國)有限公司，上海 200011)

0 引 言

浮式儲油生產系統(floating production storage and offloading， FPSO)和水下生產系統是南海油田開發的主要方式，FPSO通常依靠內轉塔單點系統系泊在深海區域。在風浪流的作用下，單點的風向標效應可以使FPSO在環境載荷下自由漂移和旋轉，從而減少所受到的載荷作用力，提高原油生產和外輸效率。單點系泊系統一般分為內轉塔[1]和外轉塔[2]兩種形式，其中挪威APL公司設計的水下轉塔生產系統(submerge turret production， STP)廣泛應用于南中國海域的深水油田的開發，包括南海奮進號、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單點系統。

如圖1所示，STP單點的特點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可以通過浮筒繞轉塔旋轉，抵消環境載荷。在位服役時期，液壓卡鉗鎖緊裝置受到滑環自重載荷、浮筒和轉塔自重載荷、垂向系泊載荷和軟管載荷。根據現場調研的結果發現某單點卡鉗基座有裂紋缺陷，因為卡鉗通過液壓起到預緊鎖住浮筒的功能，所以應關注該裝置的安全性。目前，國內外學術界主要是對單點系泊系統在復雜海況下的響應研究得比較多[3-4]，而對STP單點卡鉗研究得比較少。由于南海的環境復雜，南海單點系統發生故障的可能性正在逐年增加[5]，基于裂紋對結構的破壞性，所以有必要對帶缺陷的基座進行結構分析。

圖1 單點液壓卡鉗鎖緊基座裝置

本文首先對基座進行數值模擬，分析其焊縫應力分布，在數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行基座焊縫的有限元計算。隨后根據現場測量的裂紋打磨后的缺陷深度對基座焊縫模型進行修正，進一步計算在基座焊縫有缺陷的條件下的強度水平，通過本次分析得以考慮單點卡鉗基座和附近甲板結構設計中的一些有意義的經驗和結論。

1 基座焊縫打磨缺陷調查

現場工作人員在年度檢驗過程中，通過無損探傷手段在卡鉗基座焊縫處發現裂紋。如圖2所示，橫向裂紋缺陷位于基座右側焊縫位置處，隨后作業人員根據維修技術要求對焊縫進行修復，現場對于裂紋修復的手段主要是打磨裂紋位置至裂紋消失，然后根據評定后的焊接工藝對該位置進行補焊。

圖2 基座焊縫裂紋缺陷

由于有些打磨位置特殊，無法進行補焊，所以造成單點基座會在該焊縫位置有凹陷(見圖3)的條件下服役。如圖3所示，現場測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 焊縫應力數值模擬

2.1 單點卡鉗基座載荷

本文依據現場調研結果，對帶有缺陷的單點基座焊縫進行評估計算。首先根據原始設計結果，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，且單點浮筒和轉臺自重載荷為2 695 kN，軟管和電纜動態載荷之和為500 kN，滑環自重載荷為1 100 kN。本文將單點基座簡化為杠桿力學模型，以計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。

鎖緊裝置的數量=10。

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

將圖1的卡鉗基座力學簡化為杠桿后，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算焊縫強度。

單點卡鉗基座除了受到垂向系泊載荷外，還會受到浮筒對船的水平沖擊載荷，設計中提供的極限海況下的水平沖擊載荷如表1所示。

表1 極限水平沖擊載荷

2.2 基座焊縫有限元模型

本文通過力學簡化計算得到極限工況下的基座受壓載荷以及水平沖擊載荷后，下一步將載荷作為輸入條件對基座焊縫進行結構有限元分析。本文卡鉗基座有限元模型采用MSC Patran軟件建立，整個有限元模型一共有83 450個單元，其中基座及焊縫部分主要由六面體單元構成，而連接甲板、加強桁材和加強筋由殼單元構成，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，甲板及上圓環的邊界條件都設定為徑向固定約束，同時將甲板及浮筒艙的側向邊界條件設定為周向位移約束，最后將橫隔板的徑向和底邊的位移邊界條件設定為固定約束。

(a)

(b)

根據現場測量，焊縫裂紋在被打磨6 mm左右后消除，所以本文對焊縫局部六面體單元進行了修改，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。由于單點不太可能同時遭受垂向系泊載荷和水平沖擊載荷，所以下一步是分別將垂向系泊載荷和水平沖擊載荷作為輸入條件來計算焊縫應力水平。

圖5 焊縫凹陷有限元模型

2.3 垂向載荷下焊縫凹陷應力分析

本文首先計算垂向系泊載荷對焊縫應力水平的影響，在垂向載荷條件下，基座周圍甲板結構變形結果如圖6(a)所示，根據計算結果可以看出甲板結構在基座受極限系泊載荷的影響下呈彎曲變形狀態，最大的彎曲變形為4.86 mm。其中基座焊縫的應力最大位置[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，所以該位置產生了應力集中。

如圖6(b)所示，由于現場調研發現裂紋位置位于焊縫高應力區域，焊縫裂紋位置的應力如圖7所示，大約為160 MPa，而焊縫的屈服強度為355 MPa，計算結果表明焊縫強度符合要求。

圖6 極限工況計算結果

圖7 極限垂向載荷下打磨前焊縫裂紋位置計算結果

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

圖8 極限垂向載荷下焊縫凹陷位置的應力圖

2.4 水平載荷下焊縫凹陷應力分析

由于FPSO在服役過程中會產生縱蕩、橫蕩及艏搖運動，進而與浮筒之間會產生一定程度的沖擊載荷，因此基座會受到如圖9所示的切向力和徑向力。焊縫在單點系統中主要起到對基座的固定限位作用，所以水平載荷將會由焊縫承受，具體載荷值如表1所示。

圖9 基座水平載荷圖

極限水平載荷對焊縫沖擊的影響如圖10所示，應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構不連續，因此應力集中較為明顯，最大應力水平為244 MPa。

圖10 極限水平載荷下焊縫應力分布圖

基座焊縫裂紋未修復前，該位置在受極限水平沖擊載荷下的應力云圖如圖11所示，可見裂紋處的應力在極限海況下約為100 MPa，強度符合設計要求。

圖11 極限水平載荷下打磨前焊縫裂紋位置應力計算結果

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

2.5 結果分析

由于在原始設計中，基座焊縫是作為非受力構件參與計算的，表明設計時認為該焊縫的作用僅僅為固定基座，但是數值結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生應力集中。本文分析結果表明，焊縫在帶有6 mm深度的凹陷條件下，強度符合要求，并未發生屈服現象，且由于甲板彎曲對焊縫的影響，垂向系泊載荷對于凹陷位置的應力影響大于水平沖擊載荷對該位置的影響。

通過本文的研究分析，同時結合BV船級社規范要求[6]，建議在焊縫打磨修復過程中盡可能將焊縫缺陷位置四周磨成圓角狀且平穩過渡到周圍焊縫，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行磁粉探傷以驗證是否完全消除裂紋。

3 結 語

本文基于南海某內轉塔單點卡鉗基座焊縫修復的實際問題，分析了裂紋修復后的凹陷對基座焊縫強度的影響。本文通過力學簡化模型以及有限元軟件建立基座焊縫模型并進行應力數值分析，數值分析數據表明單點甲板結構在極限工況下會發生彎曲變形，進而會對焊縫應力產生影響，且焊縫在帶有打磨凹陷的條件下有應力集中現象，相比于未修復前的焊縫應力水平有一定程度的提高。分析結果表明裂紋修復后帶有缺陷的焊縫強度符合要求。本文根據分析結果和船級社規范要求，對焊縫裂紋打磨修復工程提出了建議。