极端海况下fpso系泊钢缆系泊方案研究

极端海况下fpso系泊钢缆系泊方案研究

floatianfuumatdiscoveryandexport系统（fo）是一个极其复杂的生产装置，集油气水处理、生活、发电、热站和原油输送于一体。系泊系统作为浮式平台最常用的定位系统，关乎浮式结构系统的安全和相关作业的可靠性。FPSO有多种系泊方式，包括外转塔式、内转塔式、软钢臂式和分布式，其中内转塔式单点系泊系统在环境条件恶劣的海域应用广泛，我国在南海服役的8艘FPSO均采用内转塔式单点系泊系统。然而，在国内外的使用过程中，FPSO系泊系统出现了各类故障，严重影响了油气生产。针对FPSO系泊系统失效问题，国内外学者进行了统计和分析。MAKT等本文以南海某FPSO内转塔式单点系泊系统为原型，针对其服役期间在极端海况下出现钢缆断丝、松股的问题，从系泊缆运动特征角度采用数值模拟的方法展开研究。应用DeepC软件对系泊系统原始方案进行静力分析和耦合动力分析，并使用自编系泊缆静/动力分析程序作对比验证，发现极端海况下出现了系泊缆上部钢缆频繁触底和底部钢缆起落的现象，易引起钢缆的损伤。为此，本文通过调整系泊缆配置和预张力，给出改进方案，防止钢缆出现断丝、松股等问题。1塔式单点推进系统介绍1.1系泊缆配置及模型建立FPSO内转塔式单点系泊系统模型包括船体和系泊系统两部分，其作业水深为105m。FPSO船体总长为262m，型宽为46m，型深为24.6m，具体主尺度见表1。系泊系统由3组系泊缆组成，每组3根系泊缆，组与组之间夹角为120°，组内缆间夹角为5°，每根系泊缆由锚链和钢缆组成，其中1至6号系泊缆为长缆，7、8、9号系泊缆为短缆。图1为单根系泊缆的配置示意图，单缆具体参数见表2。在DeepC软件中建模时，在系泊缆与转塔连接处建立导缆孔模型，作为系泊缆的一个端点，另一个端点位于海底锚点处，耦合分析模型如图2所示。系泊缆的拖曳力系数和附加质量系数根据挪威船级社（DetNorskeVeritasGermanischerLloyd,DNVGL）规范OSE3011.2静力和动力分析根据该FPSO的作业海况报告，东侧环境条件更为恶劣，因此，选取东侧海况重点针对In-line和Between-line情况展开静力和动力分析，并增加一组风与浪、流存在夹角的工况。系泊系统布置和风、浪、流作用方向，以及In-line和Between-line的方向定义如图3所示，环境参数如表4所示。2仿真结果及对比验证本节给出了FPSO及其系泊系统的分析方法，并对自编系泊缆程序采用的细长杆理论进行了简单介绍。为了更加真实地模拟FPSO及其系泊系统的动力响应特征，本文根据规范要求充分考虑了系统的阻尼、回复刚度、一阶和二阶波浪力、风、流载荷系数等参数。采用基于细长杆理论和有限元方法的自编系泊缆分析程序与DeepC软件结果进行对比验证，校验程序计算结果的准确性。通过自编系泊缆程序可以快速调节预张力，方便快捷地进行系泊缆配置优化，并获取单根系泊缆刚度曲线，提高系泊系统设计分析效率。2.1算响应预报计算FPSO内转塔式单点系泊系统的时域耦合动力分析运动方程为式中：m时域耦合动力计算响应预报根据BV规范进行，计算时每个工况选取5个不同的随机种子，得到5个不同的时历结果，每个时历结果计算时长为3h，时间步长取0.1s，将各时历结果进行统计分析，得到该工况下响应预报值，具体计算过程由式(2)至式(4)给出。式中：S2.2风、流载荷系数作用在FPSO上的风、流载荷可以表示为载荷系数与风、流速度平方的乘积的形式，风、流载荷系数可以通过风洞（或水池）模型实验得到，对于油轮形状的结构物，风、流载荷系数可由OCIMF-MEG4式中：F2.3系统控制方程采用细长杆模型，应用有限元方法，编写单根系泊缆静力和动力分析程序，图4为细长杆模型及其坐标系示意图。细长杆模型控制方程为：式中：g为重力加速度；e细长杆模型的静水浮力q对于锚链这种链环结构，静水浮力q式中：ρ为海水的密度；A水动力荷载q式中：C3审查和评估原始系泊方案3.1位移—原系泊方案的位移—回复力曲线分析静力分析针对In-line和Between-line情况得到FPSO单点系泊系统的位移—回复力刚度曲线，如图5所示，其中水平偏移指转塔的水平位移，水平回复力指系泊缆相对于转塔偏移方向的水平回复力。从图中可以发现系泊系统的刚度曲线整体呈非线性特征，In-line方向的刚度较Between-line方向大。3.2时域耦合动力分析结果FPSO单点系泊系统的整体时域耦合动力分析采用DeepC软件进行，相关的水动力参数由HydroD/Wadam软件计算得到，整体时域耦合动力分析考虑了风、浪、流的联合作用。根据表5的计算结果可知，最大张力出现在工况2，张力值为6284kN，安全系数为2.51，满足规范要求；最大偏移为28.1m，出现在工况3，满足设计转塔偏移要求。该FPSO在实际服役过程中，出现了较严重的钢缆断丝、松股的故障，而且该故障主要出现在上部钢缆的末端，因此，本文将对上部钢缆末端的触底情况和底部钢缆首端的起落情况做进一步动力分析。3.3系泊缆触底及底部钢缆起落架单缆分析程序用于和DeepC计算结果作对比验证以及辅助优化系泊缆配置。根据DeepC结果提取转塔位移作为单缆程序的强迫运动输入，分析上部钢缆末端的触底情况和底部钢缆首端的起落情况，分析过程以某一随机种子下的结果为例。图6为单缆程序与DeepC系泊缆最大张力结果的时历对比，二者结果一致，说明单缆程序计算结果具有较高的准确性。研究系泊缆上部钢缆触底和底部钢缆起落情况，选取2、3、6号系泊缆为重点关注对象，得到节点的运动情况。如图7和图8所示，2、3、6号系泊缆上部钢缆末端节点出现了触底情况，在工况2下，6号系泊缆上部钢缆末端节点频繁触底。此外，2、3号系泊缆底部钢缆首端节点会出现抬起的情况。上部钢缆末端触底时，在触地点附近会产生弯曲和挤压，导致钢丝受力不均，受拉侧钢丝受力较大，容易出现断丝的情况，触底时的局部挤压，也容易造成钢缆松股，此外，钢缆起落过程中与海底产生摩擦，也可能导致钢缆出现断丝、松股的问题，进而影响系泊系统的性能。因此，有必要对系泊缆配置进行调整，避免出现上部钢缆触底和底部钢缆起落的情况。4系泊方案的改进和性能的验证4.1系泊缆通过调整方案为避免出现上部钢缆末端触底和底部钢缆首端抬起的情况，调整系泊缆分段长度，将上部钢缆分段由锚链分段UCS3延长替换，再将底部钢缆分段缩短，缩短长度由锚链分段UCS1补充。调整后的系泊缆示意图如图9所示，各分段的长度如表6所示。为保证系泊系统在极端海况下的定位性能以及不会出现过度松弛的状态，在调整系泊缆分段长度时使调整后的单缆位移—回复力刚度曲线在转塔水平偏移距离较大时与原始单缆具有较高的一致性，此时系泊缆的预张力也适当增加。图10给出了单根系泊缆的位移—回复力刚度曲线。当系泊缆顶端水平位移较小或为负时，调整后长缆和短缆的刚度均大于原始方案的刚度，使得系泊缆在极端松弛状态下还具备足够的张力（以长缆为例，顶部位移为-20m时，原始方案张力为40.8kN，新方案张力为162.8kN），避免系泊缆在极端情况下处于过度松弛的不利受力状态。系泊系统优化调整前后的整体位移—回复力刚度曲线如图11所示，调整前后In-Line和Between-Line下的水平刚度与原始设计方案总体相近，限位能力相当。4.2系泊缆调整方案对改进后的系泊系统进行时域耦合动力分析，并得到导缆孔处的运动响应，对单缆进行强迫运动分析。整体动力分析结果如表7所示，最大系泊缆张力出现在工况2，张力值为6699kN，安全系数为2.38，大于1.67，满足规范要求；最大转塔水平偏移为28.09m，出现在工况3，满足设计转塔偏移要求。系泊缆最大张力时程曲线如图12所示。由于上部钢缆UWS完全由锚链分段UCS3替换，因此不会再出现因上部钢缆末端触底，而导致的断丝、松股问题。底部钢缆长度由原来的500m缩短为400m，动力分析结果显示其首端节点未抬起，见图13。系泊系统调整后预张力增大，可以避免运动过程中系泊缆频繁处于过度松弛的状态。以工况2下相对松弛的6号系泊缆为例，时历曲线如图14所示，原始方案下6号系泊缆顶端张力频繁出现张力接近为0的情况，导致张力幅度变化剧烈；系泊缆调整后顶端张力过度松弛的情况显著减少，有利于避免钢缆松股以及张力变化剧烈导致的疲劳问题。5系泊缆改进方案的评价与确定本文针对南海某FPSO单点系泊系统出现钢缆断丝、松股的问题，通过商业软件和自编程序从系泊缆运动