王德志，王俊榮,2*，宮浩男，朱魁星

（1.中國海洋大學(xué)工程學(xué)院，山東 青島 266100；2.山東省海洋工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東 青島 266100）

浮式生產(chǎn)儲(chǔ)卸油裝置（Floating Production Storage and Offloading System/Unit，F(xiàn)PSO）是 集油氣水處理、生活、發(fā)電、熱站與原油外輸于一體的極為復(fù)雜的生產(chǎn)裝置[1]。近年來，隨著技術(shù)的不斷進(jìn)步，F(xiàn)PSO的作業(yè)范圍和作業(yè)能力都在不斷地?cái)U(kuò)大和提高，已經(jīng)成為面向不同水深、不同環(huán)境條件的海上油氣開發(fā)的主流裝備[2]。

系泊系統(tǒng)作為浮式平臺(tái)最常用的定位系統(tǒng)，關(guān)乎浮式結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的安全和相關(guān)作業(yè)的可靠性。FPSO有多種系泊方式，包括外轉(zhuǎn)塔式、內(nèi)轉(zhuǎn)塔式、軟鋼臂式和分布式，其中內(nèi)轉(zhuǎn)塔式單點(diǎn)系泊系統(tǒng)在環(huán)境條件惡劣的海域應(yīng)用廣泛，我國在南海服役的8艘FPSO均采用內(nèi)轉(zhuǎn)塔式單點(diǎn)系泊系統(tǒng)。然而，在國內(nèi)外的使用過程中，F(xiàn)PSO系泊系統(tǒng)出現(xiàn)了各類故障，嚴(yán)重影響了油氣生產(chǎn)。針對(duì)FPSO系泊系統(tǒng)失效問題，國內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)和分析。MA K T等[3]對(duì)2001—2011年全世界范圍內(nèi)的FPSO系泊系統(tǒng)故障進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)，指出系泊系統(tǒng)失效原因具有多樣性，需要對(duì)系泊系統(tǒng)進(jìn)行監(jiān)測(cè)以及周期性檢查和維修，此外，相關(guān)規(guī)范也需要不斷完善。黃佳等[4]對(duì)中國南海單點(diǎn)系泊系統(tǒng)在服役過程中出現(xiàn)的故障進(jìn)行了梳理，統(tǒng)計(jì)了南海服役的FPSO系泊系統(tǒng)由于臺(tái)風(fēng)、設(shè)計(jì)缺陷、建造及安裝過程中的人為因素導(dǎo)致的轉(zhuǎn)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(tǒng)改進(jìn)方案建議。孫恪成等[5]結(jié)合中國南海和渤海的FPSO系泊系統(tǒng)情況對(duì)系泊系統(tǒng)故障原因進(jìn)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(duì)南海某FPSO內(nèi)轉(zhuǎn)塔系泊系統(tǒng)的失效模式、主要風(fēng)險(xiǎn)因素等進(jìn)行了分析，給出了系泊分析數(shù)據(jù)不足、設(shè)計(jì)分析方法不當(dāng)、強(qiáng)度和腐蝕4種主要的失效模式，對(duì)該系統(tǒng)的設(shè)計(jì)和維護(hù)提出了相應(yīng)的建議。FPSO內(nèi)轉(zhuǎn)塔單點(diǎn)系泊系統(tǒng)發(fā)生故障的原因多種多樣，由于其作業(yè)環(huán)境條件極為復(fù)雜多變，很可能出現(xiàn)錨鏈磨損、斷裂，鋼纜斷絲、松股，配重塊脫落等故障，當(dāng)浮體在極端海況下產(chǎn)生大幅慢漂運(yùn)動(dòng)時(shí)，懸鏈線式系泊系統(tǒng)很容易出現(xiàn)系泊纜懸浮段與躺底段過渡部分的頻繁起落，這對(duì)于鋼纜分段非常不利，除了對(duì)系泊系統(tǒng)進(jìn)行監(jiān)測(cè)以及周期性檢修外，還有必要在設(shè)計(jì)階段對(duì)系泊纜的運(yùn)動(dòng)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(nèi)轉(zhuǎn)塔式單點(diǎn)系泊系統(tǒng)為原型，針對(duì)其服役期間在極端海況下出現(xiàn)鋼纜斷絲、松股的問題，從系泊纜運(yùn)動(dòng)特征角度采用數(shù)值模擬的方法展開研究。應(yīng)用DeepC軟件對(duì)系泊系統(tǒng)原始方案進(jìn)行靜力分析和耦合動(dòng)力分析，并使用自編系泊纜靜/動(dòng)力分析程序作對(duì)比驗(yàn)證，發(fā)現(xiàn)極端海況下出現(xiàn)了系泊纜上部鋼纜頻繁觸底和底部鋼纜起落的現(xiàn)象，易引起鋼纜的損傷。為此，本文通過調(diào)整系泊纜配置和預(yù)張力，給出改進(jìn)方案，防止鋼纜出現(xiàn)斷絲、松股等問題。

1 FPSO內(nèi)轉(zhuǎn)塔式單點(diǎn)系泊系統(tǒng)介紹

1.1 FPSO及系泊系統(tǒng)概述

FPSO內(nèi)轉(zhuǎn)塔式單點(diǎn)系泊系統(tǒng)模型包括船體和系泊系統(tǒng)兩部分，其作業(yè)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(tǒng)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(nèi)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(hào)系泊纜為長纜，7、8、9號(hào)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(shù)見表2。在DeepC軟件中建模時(shí)，在系泊纜與轉(zhuǎn)塔連接處建立導(dǎo)纜孔模型，作為系泊纜的一個(gè)端點(diǎn)，另一個(gè)端點(diǎn)位于海底錨點(diǎn)處，耦合分析模型如圖2所示。系泊纜的拖曳力系數(shù)和附加質(zhì)量系數(shù)根據(jù)挪威船級(jí)社（Det Norske Veritas Germanischer Lloyd，DNV GL）規(guī)范OS E301[7]和法國船級(jí)社（Bureau Veritas，BV）規(guī)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(shù)，Cax、Cay為切向和法向附加質(zhì)量系數(shù)。

表1 FPSO主尺度及主要參數(shù)

表2 系泊纜相關(guān)參數(shù)

表3 系泊纜水動(dòng)力參數(shù)

圖1 單根系泊纜配置示意圖

圖2 DeepC耦合分析模型

1.2 環(huán)境條件

根據(jù)該FPSO的作業(yè)海況報(bào)告，東側(cè)環(huán)境條件更為惡劣，因此，選取東側(cè)海況重點(diǎn)針對(duì)In-line和Between-line情況展開靜力和動(dòng)力分析，并增加一組風(fēng)與浪、流存在夾角的工況。系泊系統(tǒng)布置和風(fēng)、浪、流作用方向，以及In-line和Between-line的方向定義如圖3所示，環(huán)境參數(shù)如表4所示。

圖3 風(fēng)、浪、流作用方向及系泊系統(tǒng)布置示意圖

表4 環(huán)境條件參數(shù)

2 基本理論和方法

本節(jié)給出了FPSO及其系泊系統(tǒng)的分析方法，并對(duì)自編系泊纜程序采用的細(xì)長桿理論進(jìn)行了簡單介紹。為了更加真實(shí)地模擬FPSO及其系泊系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)特征，本文根據(jù)規(guī)范要求充分考慮了系統(tǒng)的阻尼、回復(fù)剛度、一階和二階波浪力、風(fēng)、流載荷系數(shù)等參數(shù)。采用基于細(xì)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(jié)果進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，校驗(yàn)程序計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。通過自編系泊纜程序可以快速調(diào)節(jié)預(yù)張力，方便快捷地進(jìn)行系泊纜配置優(yōu)化，并獲取單根系泊纜剛度曲線，提高系泊系統(tǒng)設(shè)計(jì)分析效率。

2.1 FPSO時(shí)域耦合動(dòng)力分析方法

FPSO內(nèi)轉(zhuǎn)塔式單點(diǎn)系泊系統(tǒng)的時(shí)域耦合動(dòng)力分析運(yùn)動(dòng)方程為[9]：

式中：mij為質(zhì)量矩陣元素；Aij(∞)為頻率趨向于無窮時(shí)的附加質(zhì)量矩陣元素；γij為遲滯函數(shù)矩陣元素；Dij為線性阻尼矩陣元素；cij為回復(fù)剛度矩陣元素；為一階波浪載荷；為二階波浪載荷；Fwind,i為風(fēng)載荷；Fcurr,i為流載荷；Fmooring,i為系泊系統(tǒng)載荷。其中，附加質(zhì)量、遲滯函數(shù)、一階波浪載荷、二階波浪載荷由三維勢(shì)流理論得到。線性阻尼由BV規(guī)范給出的計(jì)算公式得到，風(fēng)、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(jì)算公式得到。

時(shí)域耦合動(dòng)力計(jì)算響應(yīng)預(yù)報(bào)根據(jù)BV規(guī)范進(jìn)行，計(jì)算時(shí)每個(gè)工況選取5個(gè)不同的隨機(jī)種子，得到5個(gè)不同的時(shí)歷結(jié)果，每個(gè)時(shí)歷結(jié)果計(jì)算時(shí)長為3 h，時(shí)間步長取0.1 s，將各時(shí)歷結(jié)果進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，得到該工況下響應(yīng)預(yù)報(bào)值，具體計(jì)算過程由式(2)至式(4)給出。

式中：SD為響應(yīng)預(yù)報(bào)值；Sk為某一隨機(jī)種子下響應(yīng)的最大值；n為隨機(jī)種子數(shù)，此處取5；SM為各隨機(jī)種子下響應(yīng)最值的平均；SS為各隨機(jī)種子下響應(yīng)最值的標(biāo)準(zhǔn)差；a為系數(shù)，當(dāng)n=5時(shí)，a取0.6。

2.2 風(fēng)、流載荷計(jì)算方法

作用在FPSO上的風(fēng)、流載荷可以表示為載荷系數(shù)與風(fēng)、流速度平方的乘積的形式，風(fēng)、流載荷系數(shù)可以通過風(fēng)洞（或水池）模型實(shí)驗(yàn)得到，對(duì)于油輪形狀的結(jié)構(gòu)物，風(fēng)、流載荷系數(shù)可由OCIMF-MEG4[10]給出的圖表得到。根據(jù)BV規(guī)范，F(xiàn)PSO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(duì)應(yīng)的風(fēng)或流載荷系數(shù)；ρ為空氣或海水的密度；Lpp為垂線間長；V、θ為風(fēng)或流的相對(duì)速度和入射方向。

2.3 系泊纜細(xì)長桿理論

采用細(xì)長桿模型，應(yīng)用有限元方法，編寫單根系泊纜靜力和動(dòng)力分析程序，圖4為細(xì)長桿模型及其坐標(biāo)系示意圖。

圖4 細(xì)長桿模型及其坐標(biāo)系示意圖

細(xì)長桿模型[11-12]可以承受水下的各種載荷，其運(yùn)動(dòng)方程可以寫為：

控制方程為：

式中：r為細(xì)長桿中心線空間坐標(biāo)；s為弧長；t為時(shí)間；B為彎曲剛度；λ=T-Br，r為拉格朗日乘子；m～為細(xì)長桿單位長度的質(zhì)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(dòng)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(biāo)系Z軸方向的單位矢量。

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

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

3 原系泊方案校核與評(píng)估

3.1 原系泊方案的位移—回復(fù)力曲線分析

靜力分析針對(duì)In-line和Between-line情況得到FPSO單點(diǎn)系泊系統(tǒng)的位移—回復(fù)力剛度曲線，如圖5所示，其中水平偏移指轉(zhuǎn)塔的水平位移，水平回復(fù)力指系泊纜相對(duì)于轉(zhuǎn)塔偏移方向的水平回復(fù)力。從圖中可以發(fā)現(xiàn)系泊系統(tǒng)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(tǒng)位移—回復(fù)力曲線

3.2 原系泊系統(tǒng)時(shí)域耦合動(dòng)力分析與校核

FPSO單點(diǎn)系泊系統(tǒng)的整體時(shí)域耦合動(dòng)力分析采用DeepC軟件進(jìn)行，相關(guān)的水動(dòng)力參數(shù)由HydroD/Wadam軟件計(jì)算得到，整體時(shí)域耦合動(dòng)力分析考慮了風(fēng)、浪、流的聯(lián)合作用。根據(jù)表5的計(jì)算結(jié)果可知，最大張力出現(xiàn)在工況2，張力值為6284 kN，安全系數(shù)為2.51，滿足規(guī)范要求；最大偏移為28.1 m，出現(xiàn)在工況3，滿足設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)塔偏移要求。該FPSO在實(shí)際服役過程中，出現(xiàn)了較嚴(yán)重的鋼纜斷絲、松股的故障，而且該故障主要出現(xiàn)在上部鋼纜的末端，因此，本文將對(duì)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(jìn)一步動(dòng)力分析。

表5 整體時(shí)域耦合動(dòng)力計(jì)算結(jié)果

3.3 單纜動(dòng)力分析程序驗(yàn)證與鋼纜觸底、起落現(xiàn)象分析

單纜分析程序用于和DeepC計(jì)算結(jié)果作對(duì)比驗(yàn)證以及輔助優(yōu)化系泊纜配置。根據(jù)DeepC結(jié)果提取轉(zhuǎn)塔位移作為單纜程序的強(qiáng)迫運(yùn)動(dòng)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(jī)種子下的結(jié)果為例。圖6為單纜程序與DeepC系泊纜最大張力結(jié)果的時(shí)歷對(duì)比，二者結(jié)果一致，說明單纜程序計(jì)算結(jié)果具有較高的準(zhǔn)確性。

圖6 最大張力所在系泊纜的張力時(shí)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(hào)系泊纜為重點(diǎn)關(guān)注對(duì)象，得到節(jié)點(diǎn)的運(yùn)動(dòng)情況。如圖7和圖8所示，2、3、6號(hào)系泊纜上部鋼纜末端節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)了觸底情況，在工況2下，6號(hào)系泊纜上部鋼纜末端節(jié)點(diǎn)頻繁觸底。此外，2、3號(hào)系泊纜底部鋼纜首端節(jié)點(diǎn)會(huì)出現(xiàn)抬起的情況。

圖7 系泊纜#2、#3、#6上部鋼纜末端節(jié)點(diǎn)Z向位移

圖8 系泊纜#2、#3底部鋼纜首端節(jié)點(diǎn)Z向位置變化

上部鋼纜末端觸底時(shí)，在觸地點(diǎn)附近會(huì)產(chǎn)生彎曲和擠壓，導(dǎo)致鋼絲受力不均，受拉側(cè)鋼絲受力較大，容易出現(xiàn)斷絲的情況，觸底時(shí)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(chǎn)生摩擦，也可能導(dǎo)致鋼纜出現(xiàn)斷絲、松股的問題，進(jìn)而影響系泊系統(tǒng)的性能。因此，有必要對(duì)系泊纜配置進(jìn)行調(diào)整，避免出現(xiàn)上部鋼纜觸底和底部鋼纜起落的情況。

4 系泊方案改進(jìn)與性能驗(yàn)證

4.1 系泊纜配置改進(jìn)方案及位移—回復(fù)力曲線

為避免出現(xiàn)上部鋼纜末端觸底和底部鋼纜首端抬起的情況，調(diào)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(bǔ)充。調(diào)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(tǒng)在極端海況下的定位性能以及不會(huì)出現(xiàn)過度松弛的狀態(tài)，在調(diào)整系泊纜分段長度時(shí)使調(diào)整后的單纜位移—回復(fù)力剛度曲線在轉(zhuǎn)塔水平偏移距離較大時(shí)與原始單纜具有較高的一致性，此時(shí)系泊纜的預(yù)張力也適當(dāng)增加。圖10給出了單根系泊纜的位移—回復(fù)力剛度曲線。當(dāng)系泊纜頂端水平位移較小或?yàn)樨?fù)時(shí)，調(diào)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(tài)下還具備足夠的張力（以長纜為例，頂部位移為-20 m時(shí)，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(tài)。

圖10 單纜位移—回復(fù)力曲線對(duì)比

系泊系統(tǒng)優(yōu)化調(diào)整前后的整體位移—回復(fù)力剛度曲線如圖11所示，調(diào)整前后In-Line和Between-Line下的水平剛度與原始設(shè)計(jì)方案總體相近，限位能力相當(dāng)。

圖11 系泊系統(tǒng)位移—回復(fù)力曲線對(duì)比

4.2 改進(jìn)方案動(dòng)力分析與性能驗(yàn)證

對(duì)改進(jìn)后的系泊系統(tǒng)進(jìn)行時(shí)域耦合動(dòng)力分析，并得到導(dǎo)纜孔處的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，對(duì)單纜進(jìn)行強(qiáng)迫運(yùn)動(dòng)分析。整體動(dòng)力分析結(jié)果如表7所示，最大系泊纜張力出現(xiàn)在工況2，張力值為6699 kN，安全系數(shù)為2.38，大于1.67，滿足規(guī)范要求；最大轉(zhuǎn)塔水平偏移為28.09 m，出現(xiàn)在工況3，滿足設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)塔偏移要求。系泊纜最大張力時(shí)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(huì)再出現(xiàn)因上部鋼纜末端觸底，而導(dǎo)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(dòng)力分析結(jié)果顯示其首端節(jié)點(diǎn)未抬起，見圖13。

表7 改進(jìn)方案動(dòng)力分析結(jié)果

圖12 新方案最大張力所在系泊纜的張力時(shí)程

圖13 新方案系泊纜#2、#3底部鋼纜首端節(jié)點(diǎn)Z向位置變化

系泊系統(tǒng)調(diào)整后預(yù)張力增大，可以避免運(yùn)動(dòng)過程中系泊纜頻繁處于過度松弛的狀態(tài)。以工況2下相對(duì)松弛的6號(hào)系泊纜為例，時(shí)歷曲線如圖14所示，原始方案下6號(hào)系泊纜頂端張力頻繁出現(xiàn)張力接近為0的情況，導(dǎo)致張力幅度變化劇烈；系泊纜調(diào)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(dǎo)致的疲勞問題。

圖14 改進(jìn)前后工況2系泊纜#6頂端張力

5 結(jié) 論

本文針對(duì)南海某FPSO單點(diǎn)系泊系統(tǒng)出現(xiàn)鋼纜斷絲、松股的問題，通過商業(yè)軟件和自編程序從系泊纜運(yùn)動(dòng)特征的角度展開研究，提出了系泊纜改進(jìn)方案，避免了鋼纜反復(fù)觸底、起落以及張力過小導(dǎo)致的系泊纜過度松弛問題，新方案系泊系統(tǒng)位移—回復(fù)力曲線與原始設(shè)計(jì)相近，限位能力相當(dāng)，時(shí)域耦合動(dòng)力分析結(jié)果證實(shí)了極端海況下系泊纜最大張力和轉(zhuǎn)塔最大水平偏移滿足規(guī)范和設(shè)計(jì)要求。系泊方案設(shè)計(jì)往往要考慮多種因素，本文從系泊纜運(yùn)動(dòng)特征的角度給出了改進(jìn)方案，此外還有必要兼顧疲勞和經(jīng)濟(jì)性等因素，進(jìn)行綜合性分析。