深水半潛式生產儲油平臺整體強度分析

(海洋石油工程股份有限公司 設計公司， 天津 300451)

0 引 言

目前，世界上運用于深水開發的浮式系統有單柱式平臺、半潛式平臺、浮式生產儲油裝置、張力腿平臺等幾種結構形式。半潛式生產平臺具有適用水深范圍廣、抵御惡劣海況能力強、建造技術相對成熟等優點，在國際上得到了廣泛的應用。目前全球在役的半潛式生產平臺約有50座，主要分布在巴西海域、北海、墨西哥灣和西非[1-3]。

受深水油氣田開發現狀的制約，我國一直未有真正意義上的深水浮式生產平臺投入使用。伴隨著海洋強國戰略的提出，油氣開發必將走向深海。陵水17-2氣田是中海油首個1 500 m水深自營油氣田，擬采用半潛式生產平臺結合水下設施的模式進行開發，該平臺將是中國首個深吃水、適應SCR立管的半潛式生產平臺，同時也是世界上首座半潛式凝析油儲存平臺。

圖1 整體結構模型

該平臺由上部組塊和船體兩部分組成，船體由4個立柱和4個浮筒組成，具有較大的甲板空間和凝析油儲存能力，作業水深1 420 m。半潛式生產平臺的船體結構強度是平臺設計中的重要內容，也是平臺在全生命周期內安全平穩運行的基礎，其重要性不言而喻。

圖2 整體結構有限元模型

1 整體結構模型建立

采用SESAM/GeniE[4]建立船體及上部組塊整體結構模型。平臺上部組塊結構和下浮體結構模型分別依據結構圖紙建立：艙壁、甲板、外板、強框架等采用Plate單元模擬，縱骨、扶強材和桁材面板采用Beam單元模擬，壓載水采用Compartment功能模擬，各種設備采用Equipment單元模擬，上部結構重量、重心根據《上部組塊重量控制報告》調整，下浮體重量、重心根據《平臺重量控制報告》調整。整體結構模型如圖1所示。

整體模型采用粗網格單元，網格尺度取：縱骨間距600 mm，單元數量612 488，節點數337 358，如圖2所示。

2 邊界條件

在本計算模型中，在立柱結構底板上選取不共線的3個節點，每個節點的位移邊界條件如下：

(1) 節點a：限制z方向的位移；

(2) 節點b：限制x、z兩個方向的位移；

(3) 節點c：限制x、y、z方向的位移。

邊界條件如圖3所示。

圖3 邊界條件

圖4 水動力計算濕表面模型

3 設計波選取

3.1 輸入參數

采用設計波法進行半潛式生產平臺的整體強度分析。通過SESAM程序，從三維水動力模型中讀取水動壓力載荷和船體6個自由度的慣性加速度數據，然后施加到有限元模型上。用于水動力計算的濕表面模型采用1/4對稱模型，導入HydroD之后雙面鏡像，如圖4所示。依據《裝載手冊報告》的未來預留工況、風暴環境工況和最大裝載工況設置各個液艙的裝載分布，如圖5所示。

圖5 液艙裝載分布

平臺質量模型參數如表1所示。

用于進行設計波選取的水動力計算參數共包含16個浪向(浪向間隔22.5°)：0°，22.5°，45.0°，67.5°，90.0°，112.5°，135.0°，157.5°，180.0°，202.5°，225.0°，247.5°，270.0°，292.5°，315.0°，337.5°；共包含36個波浪周期：4.0 s, 4.5 s, 5.0 s, 5.5 s, 6.0 s, 6.5 s, 7.0 s, 7.5 s, 8.0 s, 8.5 s, 9.0 s, 9.5 s, 10.0 s, 10.5 s, 11.0 s, 11.5 s, 12.0 s, 12.5 s, 13.0 s, 13.5 s, 14.0 s, 14.5 s, 15.0 s, 16.0 s, 17.0 s, 18.0 s, 19.0 s, 20.0 s, 22.0 s, 24.0 s, 26.0 s, 28.0 s, 30.0 s, 32.0 s, 34.0 s, 36.0 s。

3.2 RAO計算

應用Postresp程序，對該平臺的垂蕩、縱搖、橫搖、縱蕩、橫蕩和艏搖的6個自由度運動RAO進行計算，計算結果如圖6～圖11所示。

圖6 垂蕩RAO 圖7 縱搖RAO 圖8 橫搖RAO

圖9 縱蕩RAO 圖10 橫蕩RAO 圖11 艏搖RAO

3.3 設計波參數

根據規范要求和半潛式生產平臺的結構特點，本文計算的典型波浪工況包括：最大縱向加速度狀態(ax)，最大橫向加速度狀態(ay)，最大垂向加速度狀態(az)，最大橫向分離力狀態(F1，F2)，最大扭轉狀態(T1，T2)，最大剪切力狀態(Q1，Q2)，最大垂向彎矩狀態(M1，M2)。

由水動力分析獲得各典型波浪載荷的傳遞函數以及長期和短期極值，之后確定各典型波浪工況的設計波參數。根據《環境條件報告》中的各方向浪向散布圖，得到長期統計的設計波如表2所示。

表2 長期統計的設計波

根據《環境條件報告》中的JONSWAP譜(有義波高Hs=13.4 m, 跨零周期Tz=11.0 s, 形狀參數γ=2.4)，得到短期統計的設計波如表3所示。

表3 短期統計的設計波

由上述對比分析可知，短期統計得到的設計波的波幅大于長期統計的設計波波幅，因此選用短期統計的設計波作為結構計算所施加的波浪載荷。

4 計算結果

4.1 屈服強度計算結果

根據ABS船級社MODU[5]規范：對于板殼結構，等效應力的安全因子和許用應力值如表4所示。

表4 安全因子和許用應力

采用SESAM/SESTRA進行船體結構準靜態分析，船體各主要部位的等效應力結果如表5所示，各部位的詳細應力云圖如圖12～圖16所示。

表5 船體結構各部位等效應力最大值

圖12 船體整體結構應力云圖 圖13 船體內部結構應力云圖

圖14 立柱結構應力云圖 圖15 節點結構應力云圖

圖16 浮筒結構應力云圖

對于半潛船體的立柱結構、節點結構和浮筒結構，船體結構全部為fy=355 MPa的鋼材，許用應力為320 MPa，從表5、圖12～圖16可見，應力均小于許用應力320 MPa，屈服強度符合ABS船級社要求。

4.2 屈曲強度計算結果

對船體的主要受力結構，如立柱、節點、浮筒的外板及周圍艙壁等進行整體屈曲強度校核。許用UC值不應大于0.8，屈曲UC值的具體分布云圖如圖17～圖20所示。

對于半潛船體的立柱結構、節點結構和浮筒結構，從圖17～圖20可見，屈曲強度符合ABS船級社要求。

圖17 浮筒頂板屈曲UC值分布圖 圖18 浮筒底板屈曲UC值分布圖

圖19 立柱外板屈曲UC值分布圖 圖20 節點外板屈曲UC值分布圖

5 結 論

本文采用SESAM軟件，對我國第一座新建深水半潛式生產儲油平臺進行了整體結構強度分析，計算結果表明：平臺整體結構強度(屈服強度、屈曲強度)能夠滿足ABS船級社要求，具體結論如下：

(1) 從平臺整體屈服強度的應力云圖來看，最大應力出現在上部組塊與船體連接的立柱結構和節點結構角隅處，下階段須針對上述部位進行詳細的局部結構分析。

(2) 從平臺屈曲UC值分布云圖得知，UC值較大部位在浮筒頂板靠近節點處的區域和節點結構的外板及底板區域。

(3) 在設計波選取的主導載荷工況中，最重要的載荷工況為水平分離力和橫向扭轉工況，這是由于半潛式生產平臺的立柱間距比張力腿平臺等平臺的跨距更大，因此在上部組塊與船體連接的立柱結構處和節點結構處會產生更大的分離力和扭矩，從而在這兩個部位產生了最大應力。

(4) 該半潛式生產平臺與“海洋石油981”等半潛式鉆井平臺在船體結構設計上的區別主要有以下兩點：

① 與“海洋石油981”的雙浮筒不同，該半潛式生產平臺為環形浮筒，在設計波計算時，“海洋石油981”采用短期響應極值即可，而該平臺則需要分別計算長期響應極值和短期響應極值，并取大者作為設計波參數；另外，由于環形浮筒的雙對稱性特點，還須將分離力、扭矩等載荷工況由東西向旋轉90°，鏡像至南北向。

② 與“海洋石油981”的Deck Box式上浮體不同，該半潛式生產平臺的上部組塊為Truss桁架式結構，上部組塊與船體的連接主要靠4個立柱結構承擔，該處的受力更集中，因此該連接結構也更為關鍵，應成為該類半潛式生產平臺結構設計的重點關注部位。