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(中海油能源發(fā)展采油服務公司，天津 300452)

對于淺水海域油田的開發(fā)模式，已經在渤海灣得到成功應用，主要包括：全海式和半海半陸式。但是這些傳統(tǒng)的開發(fā)模式，對于壽命短，產量低的邊際油田存在經濟性差的缺點，使得很多已經探明的邊際油田無法進行開采。為此，對傳統(tǒng)全海開發(fā)模式的“井口平臺+海底管線+單點系泊系統(tǒng)+FPSO”方案(以下簡稱傳統(tǒng)開發(fā)模式)進行優(yōu)化，即將井口平臺同時作為塔架式軟剛臂[1]，稱之為系泊塔的開發(fā)方案。

1 方案簡介

傳統(tǒng)開發(fā)模式系統(tǒng)復雜，主要由一個或多個井口平臺、海底管線、海底電纜、單點系泊系統(tǒng)和FPSO組成，見圖1。

圖1 傳統(tǒng)模式示意

采用這種傳統(tǒng)的全海式開發(fā)模式，相比其它開發(fā)模式，具有以下優(yōu)點。

1)經濟性好，離岸越遠的油田經濟性越好。

2)投資風險較小，因為FPSO可重復利用，廢棄費用低。

3)開采設施與陸地無關，免去了許多麻煩和費用。

4)海上生產，海上直接銷售，容易管理。

但同時也有其不足，主要體現在系泊系統(tǒng)技術復雜，要求高，我國沒有掌握關鍵技術，需要進口，費用較高；初期投資大，經濟門檻高等。

井口平臺與單點一體化方案的提出是充分利用傳統(tǒng)方案的優(yōu)點，同時在它的不足之處進行優(yōu)化。充分利用軟剛臂系泊系統(tǒng)在渤海灣成功應用的經驗，同時省去一個單點系泊塔架、井口平臺與單點之間的海底管線和海底電纜，見圖2。

圖2 井口平臺與單點一體化示意

2 關鍵技術

對于井口平臺與單點一體化方案，大部分內容是在傳統(tǒng)模式的基礎上進行優(yōu)化和改進的，其關鍵技術在于修井方案、同步旋轉和系泊小車方案等。

2.1 修井方案

油田修井作業(yè)對本方案的影響較大，由于FPSO的風向標效應，圍繞井口平臺360°旋轉。按照傳統(tǒng)方案，單點系泊YOKE頭與系泊塔的主軸承相連。直接在平臺上布置井口，無法實現FPSO在線修井作業(yè)。為了解決這個技術難題，本方案提出了旋轉頭與系泊YOKE分離的方式，將傳統(tǒng)方案的主軸承進為在井口平臺主甲板外緣設置一個大直徑的滑軌，在系泊YOKE頭部設置一個與滑軌配合的系泊小車，見圖3。

圖3 滑軌和系泊小車示意

對于修井機的布置，根據現場需要可以采用在平臺上布置修井機，修井作業(yè)時不受天氣影響，不用解脫或固定FPSO；也可以采用修井船進行修井作業(yè)。

修井機方案通過在井口平臺上設置修井機模塊,單點系泊點設置在生產甲板上，生產旋轉接頭配置在修井機井架頂上，井口平臺在修井作業(yè)時，不用解脫FPSO, FPSO可隨海流和風浪等因素引起的旋轉作360°轉動，不影響油田正常生產作業(yè)。見圖4。

圖4 修井機方案示意

無修井機方案先采用拋錨或拖輪將FPSO固定，然后采用自升式鉆/修井平臺進行修井作業(yè)，在不用解脫FPSO的情況下可以進行鉆/修井作業(yè)，且不影響油田的正常生產作業(yè)。見圖5。

圖5 無修井機方案示意

結合現役油田修井作業(yè)的經驗，將兩種修井機布置方案進行對比，見表1。

表1 兩種修井方案比較

2.2 系泊小車方案

傳統(tǒng)方案中，系泊頭與導管架之間通過主軸承實現結構上的旋轉，見圖6。

圖6 傳統(tǒng)模式主軸承與YOKE頭布置

一般主軸承的直徑為2 m左右，位于旋轉頭下方。在井口平臺與單點一體化方案中，考慮到井口的布置(修井架)，FPSO在旋轉頭過程中，YOKE頭會與井口上部設備撞擊，如果在平臺上布置修井機，YOKE根本無法避讓。如果要將井口完全布置在軸承內圈以內，根據初步設計，主軸承的直徑至少需要20 m，這在技術上和成本上都很難實現。所以考慮采用系泊滑軌和系泊小車相結合的方式來實現原來的原理，環(huán)形滑軌采用不對稱的組合工字鋼結構形式，見圖7。

2.3 同步旋轉問題

在傳統(tǒng)方案中，系泊YOKE、系泊頭和旋轉頭的外環(huán)是通過剛性連接的，FPSO受環(huán)境力作用，帶動YOKE、系泊頭、旋轉頭外環(huán)和跨接軟管與電纜一起運動，自然是同步的。但是，對于井口平臺與單點一體化方案來說，系泊頭、跨接軟管和跨接電纜為一體，而YOKE與系泊小車為一體，二者之間無法連接在一起，所以在二者之間增加了一套同步選裝系統(tǒng)，其原理見圖8。

圖7 環(huán)形滑軌和系泊小車

圖8 同步系統(tǒng)控制示意

為了實現二者之間的同步，考慮預先設定角度零度基準線，通過#1傳感器檢測當前圓形滑軌上的系泊小車的轉角θ1(即FPSO圍繞圓形滑軌旋轉偏離該零點基準線的角位移)，同時通過#2傳感器檢測滑環(huán)偏離該零點基準線的角度θ2，并將上述角度信號θ1及θ2送至PLC。PLC作為控制中心接收上述的角度信號并進行邏輯運算，然后輸出信號驅動電機啟/停及正/反轉動作，使得滑環(huán)與系泊小車同步轉動。

3 計算分析

3.1 基礎數據

選取某個現役邊際油田的環(huán)境參數和假想FPSO和穿梭油船作為計算基礎。FPSO和穿梭油船主要參數見表2，環(huán)境參數見表3。

將1年一遇環(huán)境條件作為操作工況，50年一遇作為生存工況。

3.2 系泊分析

FPSO采用永久系泊，在生存工況條件下不解脫。用MOSES建立系泊系統(tǒng)各部件(船體、系泊結構、系泊腿、軟剛臂、系泊導管架)的模型，設定每個部分的初始狀態(tài)，聯(lián)接系統(tǒng)所有部件，建立船體板格模型并用三維繞流理論建立船體水動力數據庫，模擬系泊系統(tǒng)在風浪流作用下的響應并考慮以下因素的影響(FPSO 同向風浪流相對于FPSO 的不同攻角和不同的環(huán)境重現期)；然后對系泊系統(tǒng)在風浪流作用下的響應進行時域模擬，并參數化地考慮了風浪流方向和重現期的影響。計算得出最大系泊力見圖9。

表2 FPSO及穿梭油船參數

圖9 風浪流工況下最大系泊力

要素重現期/a151025501003 s陣風風速/(m·s-1)26.832.034.537.639.942.21 min平均風速/(m·s-1)21.625.827.730.232.133.910 min平均風速/(m·s-1)19.223.024.826.928.630.2有效波高H1/3/m3.23.84.14.44.75.0有效波周期T1/3/s7.27.78.28.69.09.4平均跨零周期Tz/s6.36.77.17.57.98.2最大波高Hmax/m5.66.67.17.78.28.6波譜峰值周期Tp/s7.98.48.99.49.910.3最大波周期Tm/s9.710.411.111.712.212.7表層流速/(cm·s-1)134147154161167173中層流速/(cm·s-1)129140146152158163底層流速/(cm·s-1)103112116121125129

3.3 結構強度分析

3.3.1 導管架模塊結構分析

導管架及上部模塊結構根據專業(yè)結構計算軟件SACS建立模型[2-3]，SACS結構模型見圖10。其中，圓形滑軌是建立在模型的分析中的。

圖10 導管架SACS模型

為了便于建模計算，修井甲板以上模塊的力和彎矩在模型中都簡化到了甲板上，樁腿的設計作為單獨文件輸入到SACS中。模型的計算載荷如下。

1)導管架和上部模塊所有結構的重量。

2)包括防腐鋅塊和底部防塵板的附屬件重量。

3)上部模塊設備重量。

4)上部模塊活動載荷。

5)修井包重量，包括操作狀態(tài)和風暴狀態(tài)9個井位的不同工況組合。

6)從0～360° 八個角度(每45°一種)的系泊力。

7)從0～360° 八個角度(每45°一種)的風浪流載荷。

在SACS中輸入數據并進行工況組合，計算得到平臺在操作工況及生存工況下結構強度UC值(計算應力/許用應力)都小于1。所以，所有桿件和節(jié)點包括小車滑軌的強度是滿足要求的。

小車滑軌垂直方向最大轉角為0.08°，小車滑軌梁變形較小，每1 m長度最大垂向變形為1.4 mm。

導管架樁腿入泥深度72 m，外徑1 219 mm，其承載能力滿足強度要求，在操作工況下樁腿承載能力的安全系數大于2.0；而在生存工況下樁腿承載的安全系數大于1.5。因此，樁腿承載能力符合規(guī)范要求。

3.3.2 系泊小車結構分析

系泊小車的主要承力構件是滾輪和軸。滾輪承受力，滾輪軸承受彎矩。因此，本文通過分析小車的滾輪和軸的受力情況從而選定其型號。

1)水平承載滾輪系統(tǒng)分析。系泊小車主要受力部分見圖11，系泊小車主要承受來自FPSO水平及垂直方向上的兩個作用力，即水平力FH=4 000 kN(最大系泊力)，垂直力FV=1 500 kN(軟剛臂系統(tǒng)的保守自重)。

圖11 小車受力簡圖

(1)垂直力FV在系泊小車內上A點和外下B點產生水平反力。

(2)FPSO的水平拉力FH全部作用在系泊小車內下E點。

(3)FPSO拖著系泊小車在旋轉過程中，系泊小車下體即系泊小車內下C點和外下D點需克服水平力(4 000 kN)和垂直力(1 500 kN)在小車上產生的摩擦力F2、-F2。

由上述受力的簡單分析可以綜合得到A～E點的水平反力，進而可以得到系泊小車水平承載滾輪的最大受力F。設計中保證小車有8套這樣的水平滾輪，為保守計算，可以假設僅6個承受載荷，則每個水平滾輪的承載力為F÷6，每個滾輪軸的危險截面的彎矩為Mmax=FL÷6÷4(L為滾輪軸距)。由此可以選定水平承載滾輪系統(tǒng)。

2)垂直承載滾輪系統(tǒng)分析。軟剛臂垂直方向的載荷FV=1 500 kN，主要由系泊小車垂向滾輪，即頂部滾輪軸及軸承來承受，總計有16根滾輪軸，保守考慮假設僅12根滾輪軸承受荷載，則每根滾輪或滾輪軸所承受的力為FV÷12，則軸危險截面的彎矩為Mmax=FV×(L÷12)÷4。由此可以選定垂直承載滾輪系統(tǒng)。

可以用同樣的道理分析系泊小車的其它鋼結構。

綜上所述，結構強度的初步分析結果表明，井口平臺在操作工況及生存工況下，都能滿足相關規(guī)范要求。

4 工程費用

井口平臺與單點一體化方案作為一個開發(fā)邊際油田的創(chuàng)新性方案，比傳統(tǒng)方案有著明顯的優(yōu)勢，主要體現在以下幾個方面。

1)節(jié)省了井口平臺到單點導管架之間的海底管線和海底電纜的采辦和安裝費用。一般情況下，井口平臺距離單點導管架的距離為1.5 km。

2)節(jié)省了一個導管架。經過初步估算，井口平臺與單點一體化方案費用大約為傳統(tǒng)開發(fā)方案費用的70%。對于滾動開發(fā)邊際油田的重復建設方面，具有更加明顯的優(yōu)勢。

5 結論

綜上所述，井口平臺與單點一體化方案是開發(fā)邊際油田的模式，在技術上是可行的，同時在投資上可以大大節(jié)省投資成本。對于滾動開發(fā)邊際油田，在油田的經濟評價中具有更加明顯的優(yōu)勢。但是，由于其同步旋轉系統(tǒng)還未得到工程實際應用的驗證，需要更加深入的研究，以確保系統(tǒng)的安全。

[1] 呂立功，景 勇，溫寶貴，等.FPSO系泊系統(tǒng)設計上的考慮[J].中國造船，2005，46(增刊)：348-356.

[2] 宋 劍，何 勇，沈照偉，等.單點系泊海洋平臺結構管節(jié)點強度校核與可靠性分析[J].中國海洋平臺，2004(4)：26-29.

[3] 王振法，柳立峰，彭星來，等.井口平臺模型的完善與強度結果分析[J].安全、健康和環(huán)境，2011(3)：18-20，23.