FPSO系泊鋼纜斷絲松股成因分析及系泊方案改進

王德志，王俊榮,2*，宮浩男，朱魁星

（1.中國海洋大學工程學院，山東 青島 266100；2.山東省海洋工程重點實驗室，山東 青島 266100）

浮式生產儲卸油裝置（Floating Production Storage and Offloading System/Unit，FPSO）是 集油氣水處理、生活、發電、熱站與原油外輸于一體的極為復雜的生產裝置[1]。近年來，隨著技術的不斷進步，FPSO的作業范圍和作業能力都在不斷地擴大和提高，已經成為面向不同水深、不同環境條件的海上油氣開發的主流裝備[2]。

系泊系統作為浮式平臺最常用的定位系統，關乎浮式結構系統的安全和相關作業的可靠性。FPSO有多種系泊方式，包括外轉塔式、內轉塔式、軟鋼臂式和分布式，其中內轉塔式單點系泊系統在環境條件惡劣的海域應用廣泛，我國在南海服役的8艘FPSO均采用內轉塔式單點系泊系統。然而，在國內外的使用過程中，FPSO系泊系統出現了各類故障，嚴重影響了油氣生產。針對FPSO系泊系統失效問題，國內外學者進行了統計和分析。MA K T等[3]對2001—2011年全世界范圍內的FPSO系泊系統故障進行了統計，指出系泊系統失效原因具有多樣性，需要對系泊系統進行監測以及周期性檢查和維修，此外，相關規范也需要不斷完善。黃佳等[4]對中國南海單點系泊系統在服役過程中出現的故障進行了梳理，統計了南海服役的FPSO系泊系統由于臺風、設計缺陷、建造及安裝過程中的人為因素導致的轉塔損傷，錨鏈磨損、斷裂，鋼纜松股、斷絲，配重塊破損、脫落，立管損壞等故障，給出了系泊系統改進方案建議。孫恪成等[5]結合中國南海和渤海的FPSO系泊系統情況對系泊系統故障原因進行了分析，指出老化在故障因素中占比最高，包括錨鏈腐蝕和鋼絲繩、錨桿的長期退化，其次是安裝、制造和材料以及疲勞引起的失效。董廣河等[6]對南海某FPSO內轉塔系泊系統的失效模式、主要風險因素等進行了分析，給出了系泊分析數據不足、設計分析方法不當、強度和腐蝕4種主要的失效模式，對該系統的設計和維護提出了相應的建議。FPSO內轉塔單點系泊系統發生故障的原因多種多樣，由于其作業環境條件極為復雜多變，很可能出現錨鏈磨損、斷裂，鋼纜斷絲、松股，配重塊脫落等故障，當浮體在極端海況下產生大幅慢漂運動時，懸鏈線式系泊系統很容易出現系泊纜懸浮段與躺底段過渡部分的頻繁起落，這對于鋼纜分段非常不利，除了對系泊系統進行監測以及周期性檢修外，還有必要在設計階段對系泊纜的運動特征展開分析，盡可能減少系泊纜的鋼纜分段與海床的相互作用。

本文以南海某FPSO內轉塔式單點系泊系統為原型，針對其服役期間在極端海況下出現鋼纜斷絲、松股的問題，從系泊纜運動特征角度采用數值模擬的方法展開研究。應用DeepC軟件對系泊系統原始方案進行靜力分析和耦合動力分析，并使用自編系泊纜靜/動力分析程序作對比驗證，發現極端海況下出現了系泊纜上部鋼纜頻繁觸底和底部鋼纜起落的現象，易引起鋼纜的損傷。為此，本文通過調整系泊纜配置和預張力，給出改進方案，防止鋼纜出現斷絲、松股等問題。

1 FPSO內轉塔式單點系泊系統介紹

1.1 FPSO及系泊系統概述

FPSO內轉塔式單點系泊系統模型包括船體和系泊系統兩部分，其作業水深為105 m。FPSO船體總長為262 m，型寬為46 m，型深為24.6 m，具體主尺度見表1。系泊系統由3組系泊纜組成，每組3根系泊纜，組與組之間夾角為120°，組內纜間夾角為5°，每根系泊纜由錨鏈和鋼纜組成，其中1至6號系泊纜為長纜，7、8、9號系泊纜為短纜。圖1為單根系泊纜的配置示意圖，單纜具體參數見表2。在DeepC軟件中建模時，在系泊纜與轉塔連接處建立導纜孔模型，作為系泊纜的一個端點，另一個端點位于海底錨點處，耦合分析模型如圖2所示。系泊纜的拖曳力系數和附加質量系數根據挪威船級社（Det Norske Veritas Germanischer Lloyd，DNV GL）規范OS E301[7]和法國船級社（Bureau Veritas，BV）規范NR 493[8]選取，具體見表3，其中Cdx、Cdy為切向和法向拖曳力系數，Cax、Cay為切向和法向附加質量系數。

表1 FPSO主尺度及主要參數

表2 系泊纜相關參數

表3 系泊纜水動力參數

圖1 單根系泊纜配置示意圖

圖2 DeepC耦合分析模型

1.2 環境條件

根據該FPSO的作業海況報告，東側環境條件更為惡劣，因此，選取東側海況重點針對In-line和Between-line情況展開靜力和動力分析，并增加一組風與浪、流存在夾角的工況。系泊系統布置和風、浪、流作用方向，以及In-line和Between-line的方向定義如圖3所示，環境參數如表4所示。

圖3 風、浪、流作用方向及系泊系統布置示意圖

表4 環境條件參數

2 基本理論和方法

本節給出了FPSO及其系泊系統的分析方法，并對自編系泊纜程序采用的細長桿理論進行了簡單介紹。為了更加真實地模擬FPSO及其系泊系統的動力響應特征，本文根據規范要求充分考慮了系統的阻尼、回復剛度、一階和二階波浪力、風、流載荷系數等參數。采用基于細長桿理論和有限元方法的自編系泊纜分析程序與DeepC軟件結果進行對比驗證，校驗程序計算結果的準確性。通過自編系泊纜程序可以快速調節預張力，方便快捷地進行系泊纜配置優化，并獲取單根系泊纜剛度曲線，提高系泊系統設計分析效率。

2.1 FPSO時域耦合動力分析方法

FPSO內轉塔式單點系泊系統的時域耦合動力分析運動方程為[9]：

式中：mij為質量矩陣元素；Aij(∞)為頻率趨向于無窮時的附加質量矩陣元素；γij為遲滯函數矩陣元素；Dij為線性阻尼矩陣元素；cij為回復剛度矩陣元素；為一階波浪載荷；為二階波浪載荷；Fwind,i為風載荷；Fcurr,i為流載荷；Fmooring,i為系泊系統載荷。其中，附加質量、遲滯函數、一階波浪載荷、二階波浪載荷由三維勢流理論得到。線性阻尼由BV規范給出的計算公式得到，風、流載荷由石油公司國際海事論壇（Oil Companies International Marine Forum，簡稱OCIMF）給出的計算公式得到。

時域耦合動力計算響應預報根據BV規范進行，計算時每個工況選取5個不同的隨機種子，得到5個不同的時歷結果，每個時歷結果計算時長為3 h，時間步長取0.1 s，將各時歷結果進行統計分析，得到該工況下響應預報值，具體計算過程由式(2)至式(4)給出。

式中：SD為響應預報值；Sk為某一隨機種子下響應的最大值；n為隨機種子數，此處取5；SM為各隨機種子下響應最值的平均；SS為各隨機種子下響應最值的標準差；a為系數，當n=5時，a取0.6。

2.2 風、流載荷計算方法

作用在FPSO上的風、流載荷可以表示為載荷系數與風、流速度平方的乘積的形式，風、流載荷系數可以通過風洞（或水池）模型實驗得到，對于油輪形狀的結構物，風、流載荷系數可由OCIMF-MEG4[10]給出的圖表得到。根據BV規范，FPSO受到的縱向力、橫向力和艏搖力矩可以表示為：

式中：Fx為縱向力；Fy為橫向力；Mψ為艏搖力矩；Cx、Cy、Cψ為與Fx、Fy、Mψ對應的風或流載荷系數；ρ為空氣或海水的密度；Lpp為垂線間長；V、θ為風或流的相對速度和入射方向。

2.3 系泊纜細長桿理論

采用細長桿模型，應用有限元方法，編寫單根系泊纜靜力和動力分析程序，圖4為細長桿模型及其坐標系示意圖。

圖4 細長桿模型及其坐標系示意圖

細長桿模型[11-12]可以承受水下的各種載荷，其運動方程可以寫為：

控制方程為：

式中：r為細長桿中心線空間坐標；s為弧長；t為時間；B為彎曲剛度；λ=T-Br，r為拉格朗日乘子；m～為細長桿單位長度的質量；T為張力；AE為軸向剛度；q為外界載荷，主要包括重力qg、浮力和水動力載荷。其中，重力qg可表示為：

式中：g為重力加速度；ez為全局坐標系Z軸方向的單位矢量。

式中：ρ為海水的密度；Af為細長桿的等效截面積；Pf為截面中心處的靜水壓強。

式中：CM和CD分別為附加質量系數和拖曳力系數，可參考規范選取，下標n和t表示桿軸線法向和切向的分量；vf和af為流體質點的速度和加速度，(vf-r·)和(af-r··)為流體質點與細長桿的相對速度和加速度；Df為細長桿截面的等效直徑；Nf、Tf為轉換矩陣，可將速度和加速度分解為相對于桿軸線法向和切向的分量。

3 原系泊方案校核與評估

3.1 原系泊方案的位移—回復力曲線分析

靜力分析針對In-line和Between-line情況得到FPSO單點系泊系統的位移—回復力剛度曲線，如圖5所示，其中水平偏移指轉塔的水平位移，水平回復力指系泊纜相對于轉塔偏移方向的水平回復力。從圖中可以發現系泊系統的剛度曲線整體呈非線性特征，In-line方向的剛度較Between-line方向大。

圖5 系泊系統位移—回復力曲線

3.2 原系泊系統時域耦合動力分析與校核

FPSO單點系泊系統的整體時域耦合動力分析采用DeepC軟件進行，相關的水動力參數由HydroD/Wadam軟件計算得到，整體時域耦合動力分析考慮了風、浪、流的聯合作用。根據表5的計算結果可知，最大張力出現在工況2，張力值為6284 kN，安全系數為2.51，滿足規范要求；最大偏移為28.1 m，出現在工況3，滿足設計轉塔偏移要求。該FPSO在實際服役過程中，出現了較嚴重的鋼纜斷絲、松股的故障，而且該故障主要出現在上部鋼纜的末端，因此，本文將對上部鋼纜末端的觸底情況和底部鋼纜首端的起落情況做進一步動力分析。

表5 整體時域耦合動力計算結果

3.3 單纜動力分析程序驗證與鋼纜觸底、起落現象分析

單纜分析程序用于和DeepC計算結果作對比驗證以及輔助優化系泊纜配置。根據DeepC結果提取轉塔位移作為單纜程序的強迫運動輸入，分析上部鋼纜末端的觸底情況和底部鋼纜首端的起落情況，分析過程以某一隨機種子下的結果為例。圖6為單纜程序與DeepC系泊纜最大張力結果的時歷對比，二者結果一致，說明單纜程序計算結果具有較高的準確性。

圖6 最大張力所在系泊纜的張力時程

研究系泊纜上部鋼纜觸底和底部鋼纜起落情況，選取2、3、6號系泊纜為重點關注對象，得到節點的運動情況。如圖7和圖8所示，2、3、6號系泊纜上部鋼纜末端節點出現了觸底情況，在工況2下，6號系泊纜上部鋼纜末端節點頻繁觸底。此外，2、3號系泊纜底部鋼纜首端節點會出現抬起的情況。

圖7 系泊纜#2、#3、#6上部鋼纜末端節點Z向位移

圖8 系泊纜#2、#3底部鋼纜首端節點Z向位置變化

上部鋼纜末端觸底時，在觸地點附近會產生彎曲和擠壓，導致鋼絲受力不均，受拉側鋼絲受力較大，容易出現斷絲的情況，觸底時的局部擠壓，也容易造成鋼纜松股，此外，鋼纜起落過程中與海底產生摩擦，也可能導致鋼纜出現斷絲、松股的問題，進而影響系泊系統的性能。因此，有必要對系泊纜配置進行調整，避免出現上部鋼纜觸底和底部鋼纜起落的情況。

4 系泊方案改進與性能驗證

4.1 系泊纜配置改進方案及位移—回復力曲線

為避免出現上部鋼纜末端觸底和底部鋼纜首端抬起的情況，調整系泊纜分段長度，將上部鋼纜分段由錨鏈分段UCS3延長替換，再將底部鋼纜分段縮短，縮短長度由錨鏈分段UCS1補充。調整后的系泊纜示意圖如圖9所示，各分段的長度如表6所示。

圖9 新方案單根系泊纜配置示意圖

表6 新方案系泊纜長度

為保證系泊系統在極端海況下的定位性能以及不會出現過度松弛的狀態，在調整系泊纜分段長度時使調整后的單纜位移—回復力剛度曲線在轉塔水平偏移距離較大時與原始單纜具有較高的一致性，此時系泊纜的預張力也適當增加。圖10給出了單根系泊纜的位移—回復力剛度曲線。當系泊纜頂端水平位移較小或為負時，調整后長纜和短纜的剛度均大于原始方案的剛度，使得系泊纜在極端松弛狀態下還具備足夠的張力（以長纜為例，頂部位移為-20 m時，原始方案張力為40.8 kN，新方案張力為162.8 kN），避免系泊纜在極端情況下處于過度松弛的不利受力狀態。

圖10 單纜位移—回復力曲線對比

系泊系統優化調整前后的整體位移—回復力剛度曲線如圖11所示，調整前后In-Line和Between-Line下的水平剛度與原始設計方案總體相近，限位能力相當。

圖11 系泊系統位移—回復力曲線對比

4.2 改進方案動力分析與性能驗證

對改進后的系泊系統進行時域耦合動力分析，并得到導纜孔處的運動響應，對單纜進行強迫運動分析。整體動力分析結果如表7所示，最大系泊纜張力出現在工況2，張力值為6699 kN，安全系數為2.38，大于1.67，滿足規范要求；最大轉塔水平偏移為28.09 m，出現在工況3，滿足設計轉塔偏移要求。系泊纜最大張力時程曲線如圖12所示。由于上部鋼纜UWS完全由錨鏈分段UCS3替換，因此不會再出現因上部鋼纜末端觸底，而導致的斷絲、松股問題。底部鋼纜長度由原來的500 m縮短為400 m，動力分析結果顯示其首端節點未抬起，見圖13。

表7 改進方案動力分析結果

圖12 新方案最大張力所在系泊纜的張力時程

圖13 新方案系泊纜#2、#3底部鋼纜首端節點Z向位置變化

系泊系統調整后預張力增大，可以避免運動過程中系泊纜頻繁處于過度松弛的狀態。以工況2下相對松弛的6號系泊纜為例，時歷曲線如圖14所示，原始方案下6號系泊纜頂端張力頻繁出現張力接近為0的情況，導致張力幅度變化劇烈；系泊纜調整后頂端張力過度松弛的情況顯著減少，有利于避免鋼纜松股以及張力變化劇烈導致的疲勞問題。

圖14 改進前后工況2系泊纜#6頂端張力

5 結 論

本文針對南海某FPSO單點系泊系統出現鋼纜斷絲、松股的問題，通過商業軟件和自編程序從系泊纜運動特征的角度展開研究，提出了系泊纜改進方案，避免了鋼纜反復觸底、起落以及張力過小導致的系泊纜過度松弛問題，新方案系泊系統位移—回復力曲線與原始設計相近，限位能力相當，時域耦合動力分析結果證實了極端海況下系泊纜最大張力和轉塔最大水平偏移滿足規范和設計要求。系泊方案設計往往要考慮多種因素，本文從系泊纜運動特征的角度給出了改進方案，此外還有必要兼顧疲勞和經濟性等因素，進行綜合性分析。