FPSO電氣間模塊和基座結構抗爆炸分析

徐田甜

中國海洋石油國際有限公司，北京100028

超大型FPSO（浮式生產儲卸油裝置）是海上油田開發的重要工程設施。海上作業環境使FPSO上部模塊的油氣處理工藝設備、壓力容器、管道和閥門等易發生油氣泄漏、擴散，進而可能引發爆炸、火災事故，造成人員傷亡和財產損失[1]。FPSO總體布置設計按風險隔離原則，應將危險區域、模塊與含有引火源和引爆源的區域、模塊盡量遠離，或者以防火墻、防爆墻等設施進行隔離。在FPSO工程設計中開展上部模塊油氣泄漏擴散、燃爆連鎖風險定量分析及控制策略優化研究，對提高FPSO作業的安全性和高效性具有重要意義[2]。

FPSO的電氣系統除了滿足船上用電需求之外，通常還向油田平臺或水下井口供電；上部模塊電氣系統主要包括主電站和電氣間模塊，是FPSO自身乃至整個油田的發電與輸電控制中心[3]。FPSO電氣間模塊是高聳的全封閉箱型建筑物，FPSO上部模塊總體布置設計通常以電氣間模塊作為防火、防爆屏障，將油氣處理工藝模塊與主電站、公用系統和生活模塊等隔離，這對電氣間模塊及其基礎結構的抗爆炸設計提出了較高的要求。一些石油公司的企業標準建立了完整的油氣爆炸火災風險分析評估體系和工程設計準則，以確保FPSO和上部模塊主體結構設計的本質安全，防止發生溢油等重大次生事故[4-5]。

本文以一艘西非深水多點系泊FPSO的電氣間模塊為例，結合筆者所在公司企業標準《技術風險評估方法（Technological risk assessment methodology）》《海上平臺結構設計總則》《海上箱型建筑物設計總則》《FPSO船體結構設計總則》和《被動防火設計總則》，介紹了上部模塊油氣泄漏擴散、燃爆連鎖風險定量分析及控制策略優化方案研究結果，闡述了電氣間模塊基礎結構抗爆炸分析的技術要點和設計成果[6-8]。

1 上部模塊總體布置

FPSO船體總長×型寬×型深為330 m×61 m×33.5 m。在FPSO船中部管廊的兩側布置上部模塊，從船首至船尾，左舷依次為P1～P9模塊，右舷依次為S1～S8模塊；P1、P2、S1和S2模塊為公用系統模塊，P4～P9、S4～S8模塊為油氣處理工藝模塊；P3和S3主電站模塊分別緊鄰P3B和S3B電氣間模塊，見圖1[8]。P3B和S3B電氣間模塊面向工藝模塊的北側圍壁按企業標準《海上箱型建筑物設計總則》《被動防火設計總則》要求設計為防火墻，采用J60級被動防火保護（PFP）涂層，確保在60 min噴射式烴類火災事故中，模塊主體結構的表面溫度不超過427℃。

圖1 P3B電氣間和P3主電站模塊總體布置

P3B和S3B電氣間模塊的設計操作質量分別為1 751 t和1 866 t，模塊頂層甲板在工藝甲板之上的高度分別為20.15 m和21.65 m，模塊工藝甲板高于FPSO主甲板6 m，模塊下方為原油貨艙。每座模塊設4個甲板支墩支撐，支墩之間的縱向跨距為10 m，橫向跨距為16 m。每座模塊的2個基座處設縱向限位，靠船中的2個基座處設橫向限位，每個基座處設2個止升爪，阻止基座向上的位移，保證模塊不會整體傾覆，見圖2（a）。止升爪鋼墊塊（厚度45～55 mm） 與甲板支墩之間設20～30 mm垂向間隙，見圖2（b）。模塊基座與支墩之間設垂向、側面彈性基座，垂向彈性基座的墊板焊接在甲板支墩頂部，側面彈性基座由錨固板和螺栓固定在限位結構上，彈性基座與支墩、限位結構之間的平行度誤差不超過1 mm/m，側面彈性基座與支墩側面的間隙為0～2 mm，確保界面安裝精度與設計理論邊界條件吻合[8]。

圖2 電氣間模塊基礎結構

2 油氣泄漏擴散和爆燃風險分析

油氣爆炸沖擊波對FPSO上部模塊結構和設備造成的損傷主要取決于爆炸超壓大小和超壓傳遞的速率。在進行FPSO工程設計時，針對上部模塊油氣泄漏擴散和爆燃風險，基于FLUENT計算流體動力學軟件和DNV PHAST過程危害分析軟件，建立了上部模塊油氣處理系統泄漏天然氣爆燃事故后果預測與分析模型，對油氣爆燃進行模擬和風險定量分析，研究爆炸超壓的發展規律，確定上部模塊各處設計爆炸超壓峰值Ps和超壓傳遞的速率等。按企業標準《技術風險評估方法》要求，風險定量分析中上部模塊工藝模塊區域可接受爆燃發生概率取1×10-4/a，綜合考慮了氣象條件、擁塞程度、氣云尺寸、引火源位置等對爆炸超壓的影響[9]。圖3所示為P6工藝模塊頂層甲板處的油氣泄漏擴散分布分析結果，此工況的管道閥門泄漏等效孔徑為φ250 mm，泄漏壓強為4.55 MPa，-X向設計風速為5 m/s。

圖3 P6工藝模塊頂層甲板處的油氣泄漏擴散分布分析結果

本FPSO工程設計為了優化上部模塊的油氣燃爆控制方案，分別開展了油氣燃爆控制措施基礎方案和4種油氣燃爆控制措施敏感性分析方案的研究，以確定最經濟的燃爆控制措施。油氣燃爆控制措施的基礎方案僅以電氣間模塊作為防火、防爆屏障對油氣處理工藝模塊與主電站模塊加以隔離；4種油氣燃爆控制措施敏感性分析方案具體內容見表1。

表1 上部模塊油氣燃爆控制措施的敏感性分析方案

比如，敏感性分析方案A在電氣間模塊與油氣處理工藝模塊之間增設防爆墻，這會造成油氣云團在電氣間模塊北側圍壁與防爆墻之間積聚，從而使P3、S3主電站模塊和P4、S4工藝模塊處的爆炸超壓峰值增大10%～15%，這對模塊抗爆炸設計不利，見圖4。FPSO工程設計確定電氣間模塊結構設計爆炸超壓見表2、表3。按企業標準《FPSO船體結構設計總則》要求，模塊基礎下的FPSO船體結構和彈性基座設計爆炸壓強見表4。

圖4 電氣間模塊附近爆炸超壓場分析結果 （方案A敏感性分析）

油氣爆炸荷載按企業標準《海上平臺結構設計總則》和API RP 2FB規范，以理想化的“壓強-時間”曲線模擬，“壓強-時間”曲線為簡化的線性函數，比如S3B電氣間模塊的設計爆炸荷載曲線見圖5。各處爆炸沖擊波的超壓時長均為油氣爆燃定量分析結果，爆炸沖擊波負壓增加階段時長均為70 ms，負壓降低階段時長均為100 ms；負壓峰值PS1按下式計算：

表2 P3B電氣間模塊結構設計爆炸超壓

表3 S3B電氣間模塊結構設計爆炸超壓

表4 電氣間模塊基礎結構設計爆炸壓強

圖5 S3B電氣間模塊設計爆炸荷載曲線

3 模塊基礎結構抗爆炸分析

電氣間模塊基礎結構抗爆炸工況分析對象包括：電氣間模塊主體、基座和FPSO主甲板支墩、止升爪，分析了結構抗爆炸強度（Strength Level Blast） 和結構抗爆炸延性（Ductility Level Blast）。

3.1 模塊主體和基座

模塊主體結構抗爆炸分析按企業標準《海上平臺結構設計總則》和API RP 2FB規范進行，荷載組合工況分為兩類，分析目的為獲取基座處最大支反力和校核模塊主體結構強度，見表5。

模塊主體結構抗爆炸強度分析應用軟件PATRAN/NASTRAN進行線性靜力分析。按企業標準《海上平臺結構設計總則》要求，模塊各層甲板活荷載取操作工況時甲板活荷載的1/2，爆炸靜態壓強值取Ps的1/3，結構許用應力為鋼材的屈服強度。

表5 模塊主體結構抗爆炸分析荷載組合工況

S3B電氣間模塊結構抗爆炸強度分析模型見圖6，網格尺寸為300 mm×300 mm。P3B和S3B電氣間模塊基座處的結構最大名義應力分別為89.5 MPa和109 MPa（見圖7），小于許用應力335 MPa（基座鋼板材質EH36，板厚范圍30～50 mm）。

圖6 S3B電氣間模塊結構抗爆炸強度分析模型

圖7 S3B電氣間模塊工藝甲板和基座名義應力云圖

對于模塊主體結構抗爆炸延性分析，應用LS-DYNA 3D軟件進行時域非線性動力分析。為準確計算結構塑性應變，鋼材的“應力-應變”雙線性硬化特性按DNV RP C204規范取值[10]。當爆炸沖擊載荷作用于鋼材時，由于應變率的提高，鋼材的性能表現為屈服強度的提高和塑性的降低，即“應變率效應”。按企業標準《海上平臺結構設計總則》要求，爆炸工況時主體結構塑性應變應小于5%，由應變率引起的鋼材屈服強度的提高不得超過10%。

模塊主體結構抗爆炸延性分析模型由結構抗爆炸強度分析模型轉化生成，并增加模塊下方的彈性基座、止升爪和甲板支墩，基座處的結構邊界條件見圖8。在甲板支墩底部處約束各向位移，垂向、側面彈性基座與模塊基座鋼材之間均按“主-從（Master-Slave）”關系邊界條件模擬，“彈性基座-鋼”界面處的靜摩擦和滑動摩擦系數分別取0.6和0.3，彈性基座設計參數見表6[8]。結構抗爆炸延性分析結果表明，P3B和S3B電氣間模塊主體及基座結構均未產生塑性應變，單個基座處的最大垂向支反力分別為8 153 kN和12 301 kN。

圖8 模塊基座的結構邊界條件

表6 彈性基座設計參數

3.2 FPSO主甲板支墩

FPSO主甲板支墩結構抗爆炸強度分析按BV NR 445規范進行，荷載組合見表7，結構許用應力為1.1倍鋼材的屈服強度。爆炸分析組合工況考慮1年一遇環境條件時的船體總縱彎曲荷載[11]。為減少組合工況的數量，對甲板支墩分別受四周8個方向爆炸荷載的結構應力進行了敏感性分析，結果表明甲板支墩受X向（延船體縱向）爆炸荷載時的結構應力最高，故組合工況僅考慮X向爆炸荷載。按企業標準《FPSO船體結構設計總則》要求，FPSO主甲板受爆炸荷載分別考慮主甲板之上超壓和船艙內負壓兩種工況。

表7 FPSO主甲板支墩結構抗爆炸強度分析的荷載組合工況

根據各模塊基座支反力和船艙結構特點，選取S3和S3B模塊主甲板支墩結構建立有限元分析模型，半寬船艙段長度為35 m，有限元網格縱向尺寸為833 mm，橫向和垂向尺寸為1倍骨材間距，支墩局部細化網格尺寸為2 t×2 t（t為板厚），見圖9。主甲板支墩結構抗爆炸強度分析結果表明，在“船體中垂彎曲+主甲板之上爆炸超壓”工況時，S3B模塊靠舷邊支墩的局部結構名義應力超過了許用應力（見表8、圖10），故對此工況再進行結構抗爆炸延性分析，結果為局部可產生0.07%的塑性應變。

圖9 S3B模塊主甲板支墩結構抗爆炸強度分析模型

3.3 基座止升爪

電氣間模塊受爆炸荷載時，模塊基座處可產生垂向上拔力，止升爪鋼墊塊與甲板支墩接觸后起到止升作用。模塊基座抗上拔工況同時考慮了模塊外圍壁受-X、+Y向爆炸超壓荷載和工藝甲板下方受+Z向爆炸超壓荷載的組合（見表9），計算得出單個止升爪上的最大上拔力為8 390 kN，鋼墊塊與甲板支墩之間的最大壓應力為84.75 MPa[8]。

表8 主甲板支墩結構抗爆炸強度分析的名義應力

圖10 S3B模塊主甲板支墩名義應力云圖

表9 模塊基座抗上拔工況設計爆炸荷載

應用LS-DYNA 3D軟件對單個止升爪進行結構抗爆炸延性分析，有限元網格尺寸為50 mm×50 mm，分析結果為止升爪上可產生1.43%的塑性應變，見圖11，甲板支墩與止升爪接觸處則可產生0.65%的塑性應變。

圖11 止升爪塑性應變分析模型和結果

4 液壓頂升模塊基座結構分析

通常FPSO上部模塊的爆炸、火災事故具有連鎖發生特點。爆炸后持續火災產生的高溫可能造成垂向彈性基座的率先熔毀變形，進而導致模塊基座垮塌。為此，甲板支墩上還應設置防止模塊基座垮塌的可拆卸式鋼墊墩，且模塊基座的主梁上應設置相應的承載肘板（材質EH36，厚度40 mm），見圖12。

圖12 垂向彈性基座和鋼墊墩

鋼墊墩頂部與模塊基座底部之間設計有15～25 mm的間隙，鋼墊墩在垂向彈性基座熔毀后可臨時支撐模塊基座（見圖13（a））[8]。

圖13 垂向彈性基座更換流程

在模塊基座和甲板支墩設計時，應考慮爆炸火災后更換熔毀垂向彈性基座。第一步，將熔毀的垂向彈性基座、限位結構和止升爪切除，而后在支墩中部布置液壓油缸和墊板，用液壓油缸將模塊基座頂升20～25 mm（見圖13（b））；第二步，拆除鋼墊墩后再在支墩兩翼布置液壓油缸和墊板，在接替支墩中部的液壓油缸頂升模塊基座后，撤除支墩中部的液壓油缸和墊板（見圖13（c））；第三步，安裝新的垂向彈性基座后，撤除支墩兩翼的液壓油缸和墊板，最后將限位結構和止升爪安裝復原。電氣間模塊單個基座處所需的頂升力范圍為7 582～11 770 kN，頂升模塊基座工況根據基座處所需的頂升力，需在每個基座下布置4個液壓油缸，油缸額定負荷為5 101 kN，頂升行程為45 mm；油缸的額定負荷最大利用率為57.7%，為單個油缸的故障失效預留安全冗余。

應用ABAQUS軟件對液壓頂升工況時的模塊基座結構進行靜力分析，有限元網格尺寸為50 mm×50 mm；按DNV OS C102規范校核模塊基座結構強度，頂升工況時模塊基座結構許用應力比操作工況許用應力提高1/3[12]；液壓油缸的頂升荷載取其額定負荷，墊板材質為EH36級，分析結果見表10和圖14。

表10 模塊基座液壓頂升工況名義應力

圖14 模塊基座液壓頂升工況名義應力云圖

應用NASTRAN軟件對液壓頂升工況時的主甲板支墩進行靜力分析，有限元網格尺寸為50 mm×50 mm，按BV NR 445規范校核FPSO主甲板支墩結構強度，頂升工況考慮了1年一遇環境條件時的船體總縱彎曲荷載，主甲板支墩結構許用應力與操作工況許用應力相同[11]，液壓油缸的頂升荷載取其額定負荷，分析結果見表11和圖15。

表11 主甲板支墩液壓頂升工況名義應力

圖15 主甲板支墩液壓頂升工況名義應力云圖

5 結束語

以超大型FPSO的電氣間模塊基礎結構為抗油氣泄漏燃爆設計對象，對上部模塊油氣燃爆控制措施進行了敏感性分析，確定了以電氣間模塊作為防火、防爆屏障，將油氣處理工藝模塊與主電站、公用系統模塊隔離的總體布置方案。根據上部模塊油氣泄漏擴散、燃爆連鎖風險定量分析結果和筆者所在公司企業標準要求，確定了電氣間模塊、FPSO主甲板支墩等各處的結構設計爆炸壓強。

本FPSO工程設計對電氣間模塊主體和基座、FPSO主甲板支墩和基座止升爪進行了抗爆炸工況線性靜力分析和時域非線性動力分析，計算了基礎結構強度和塑性應變，結果表明電氣間模塊主體及基座結構均未產生塑性應變，FPSO主甲板支墩和基座止升爪結構均可產生塑性應變，塑性應變值滿足企業標準要求。對液壓頂升模塊、更換彈性基座工況進行了分析，結果表明電氣間模塊基座和FPSO主甲板支墩結構應力小于船級社規范中給出的許用應力。FPSO電氣間模塊基礎結構抗爆炸分析可確保FPSO和電氣間模塊主體結構設計的本質安全。