深水工程船吸力錨錨點結構設計

徐田甜 高德歡 張美榮

1.中海石油(中國)有限公司天津分公司, 天津 300459;2.中海油安全技術服務有限公司, 天津 300452;3.海洋石油工程股份有限公司, 天津 300451

0 前言

深水油氣田工程船(以下簡稱深水工程船)通常采用半張緊式系泊系統,其海底吸力錨基礎上的錨點處承受著垂向和水平向荷載的作用[1]。吸力錨因具有水下定位精確、可重復利用、可承受較大水平向荷載和海上安裝費用低等優點,已成為深水工程船普遍采用的系泊錨基礎型式[2-3]。

深水工程船服役期間,錨頭鏈嵌入土中的反懸鏈線形態決定了吸力錨錨點處的系泊荷載[4]。因工程船系泊系統海上安裝誤差和系泊線的運動特性,錨點處的系泊荷載與錨點主板可能不共面,即在錨點處產生主平面外的側向荷載。淺水工程船吸力錨的承載力設計要求較低,錨頭鏈與錨點之間通常采用的卸扣和吊耳/耳環連接形式不能滿足深水工程船吸力錨錨點的結構設計要求。為此,深水工程船吸力錨普遍采用鑄鋼錨點,錨點與錨頭鏈之間采用連接器連接,以提高錨點處結構的耐磨性和疲勞壽命[5]。某公司制定了《系泊系統設計總則》(以下簡稱企標I)、《系泊定位基礎結構設計總則》(以下簡稱企標II)、《板裙基礎和吸力錨設計、安裝總則》(以下簡稱企標III)、《鑄鋼結構材料總則》(以下簡稱企標IV)等企業標準對吸力錨和錨點的設計提出了技術要求。基于此,對某深水工程船的吸力錨錨點進行結構設計。

1 深水工程船系泊系統設計

1.1 深水工程船系泊線方案

某深水工程船位于熱帶環境條件溫和海域。工程船總長×型寬×型深為330 m×61 m×33.5 m,作業處水深1 470 m,系泊定位采用4組共16根系泊線[6];每根系泊線由船體鏈、錨纜、海底鏈和錨頭鏈構成,錨頭鏈的出土點為理論錨固點(Theoretical Anchor Point,TAP),TAP與工程船掣鏈器之間的設計水平距離為2 100 m。深水工程船系泊線見圖1。

圖1 深水工程船系泊線示意圖

1.2 系泊系統設計控制工況

按照企標I要求，深水工程船系泊系統設計采用準動態分析方法和ARIANE 7軟件,滿足ISO19901-7:2013 Petroleum and natural gas industries-Specific requirements for offshore structures-Part7:Stationkeeping systems for floating offshore structures and mobile offshore units和API RP 2SK Design and analysis of stationkeeping systems for floating structures 2005(以下簡稱API RP 2SK)以及BV—NR493 Classification of mooring system 2012(以下簡稱BV—NR493)等規范的要求[7]。系泊系統設計考慮了系泊線完整、1根系泊線破斷、2根系泊線破斷和錨纜破斷、瞬態自存等工況[8]。百年一遇環境條件工況是系泊系統設計的控制工況,企標I要求和設計分析結果見表1。

表1 企標I要求和設計分析結果表

深水工程船系泊系統設計按BV—NR493和BV—NI605 Geotechnical and foundation design 2014規范要求,考慮工程船和系泊線的完工狀態后,得到的百年一遇環境條件工況時海底鏈在TAP處設計分析結果見表2。

表2 海底鏈在TAP處設計分析結果表

海底鏈為BV QR3級無檔鏈,直徑為147 mm,無腐蝕和扣除11.2 mm腐蝕余量(每年腐蝕0.4 mm)后的最小破斷拉力分別為15 536 kN和13 627 kN。錨纜的最小破斷拉力為13 900 kN,為系泊線上最薄弱部件;瞬態自存工況為百年一遇環境條件時,任1根錨纜突然破斷而導致的工程船系泊系統瞬態運動工況。企標I要求:錨纜破斷工況時,海底鏈在TAP處的張力取為錨纜的最小破斷拉力;瞬態自存工況時,海底鏈在TAP處的張力取為1.1倍錨纜的最小破斷拉力[9]。

1.3 錨頭鏈反懸鏈線形態

吸力錨海上安裝時,錨頭鏈隨吸力錨一同入土,由水下機器人安裝海底鏈和錨頭鏈之間連接器的銷后,海底鏈和錨頭鏈即連為整段錨鏈,再由安裝船移位拖拽海底鏈,使錨鏈切割土體;嵌入土中的錨鏈受到土體對其的切向力和法向力以及錨鏈自重力的作用,形成反懸鏈線形態[10],見圖2。

圖2 錨頭鏈反懸鏈線形態圖

海底鏈嵌入土中的反懸鏈線形態與土體的性質有關。深水工程船作業海域的海底為飽和軟黏土,土體的不排水剪切強度Su見表3。表3中St為土體的靈敏度指數,即未擾動土體不排水抗剪強度與擾動后土體不排水抗剪強度的比值[11-12]。

表3 土體不排水剪切強度Su數值表

應用數值迭代求解控制微分方程分析了海底鏈嵌入土中的反懸鏈線形態,得到百年一遇環境條件工況的錨頭鏈在吸力錨錨點處的設計分析結果，見表4。由表4可見，錨頭鏈在錨點處與水平面的夾角在吸力錨最佳承載角度范圍內[13]，錨頭鏈在錨點處最大準動態張力比TAP處最大準動態張力(表2)降低約2.7%～4.4%。表4的分析結果可作為吸力錨極限承載力和結構分析的基準界面荷載。

表4 錨頭鏈在吸力錨錨點處的設計分析結果表

2 深水工程船系泊系統海上安裝誤差

深水工程船系泊系統設計應考慮海上安裝誤差的敏感性影響[14]。按照API RP 2SK規范、企標Ⅰ、企標Ⅱ,深水工程船系泊系統海上安裝誤差要求見表5[5]。深水工程船錨機調整船體鏈從掣鏈器放出的鏈環數量,精確調整各系泊線的出線長度和預張力。

表5 系泊系統海上安裝誤差要求表

吸力錨及錨點結構設計分析考慮吸力錨垂直度安裝誤差±5°;錨點處系泊荷載主平面外傾角考慮錨點方位角安裝誤差±5°和系泊線水平面擺動幅值±3.5°,合計取±10°。

3 吸力錨極限承載力校核

根據同一作業海域某深水工程船吸力錨的工程經驗，并考慮吸力錨制造廠的最大卷管能力限制，吸力錨直徑取6 m。為保證吸力錨與土體之間的摩擦力和土的吸附力，按照企標Ⅲ要求，吸力錨在海床之下結構的表面不設防腐涂層，吸力錨僅在海床之上的外表面設防腐涂層，其它部位均為裸鋼表面。吸力錨極限承載力的歸一化“H-V破壞包絡線”[15-16]見式(1)。

(1)

其中

a=0.5+L/D=4.833，b=4.5-L/(3D)=3.056

(2)

式中:L為吸力錨的入土深度,m;D為吸力錨的直徑,m；Hmax、Vmax分別為錨點處的最大水平向和最大垂向系泊荷載，按表4結果并計入吸力錨垂直度誤差±5°和錨點方位角誤差±10°計算，kN；Hult、Vult分別為吸力錨的水平向和垂向極限承載力,Hult按Randolph提出的方法計算為26 566 kN[17]，Vult按API RP 2 GEO Geotechnical and foundation designcon siderations 2011規范計算，kN；βH、βV分別為水平向承載力安全系數和垂向承載力安全系數，按企標Ⅱ要求取值；W′為吸力錨在海水中的浮重，取1 734 kN。

吸力錨極限承載力校核結果見表6,據此確定吸力錨設計高度為27 m、入土深度為26 m、自重質量為 218 t。按照API RP 2SK規范,確定錨點在海床之下深度取吸力錨入土深度的2/3,即17.3 m,見圖3;此錨點位置使吸力錨承受系泊荷載后沿水平方向平動,不發生旋轉,吸力錨的水平向極限承載力最大。

表6 吸力錨極限承載力校核結果表

圖3 吸力錨、錨點、錨頭鏈和連接器圖

4 吸力錨錨點結構設計

本作業海域的吸力錨錨點處曾因吸力錨海上安裝的方位角誤差較大,錨頭鏈切割土體而使土體破裂,造成錨頭鏈與錨點之間的主平面外夾角較大,錨頭鏈與錨點之間的連接卸扣上發生嚴重的磨損和磨蝕。為此,企標Ⅰ、企標Ⅱ要求吸力錨錨點應采用鑄鋼構件。所有永久系泊線上不允許采用卸扣作為連接器,連接器應為鍛造構件。錨頭鏈與錨點主板之間應采用90°H型連接器連接,見圖4。吸力錨結構設計應按BV—NR445 Rules for the classification of offshore units 2013(以下簡稱BV—NR445)、API Bulletin 2U Bulletin on stability design of cylindrical shells 2004(以下簡稱API Bulletin 2U)和AISC316 Manual of steel construction:Allowable stress design 2005等規范校核錨點筒體結構強度和穩定性[18]。

圖4 90°H型連接器示意圖

吸力錨筒體壁厚為40 mm(以下簡稱筒壁A區),錨點處3 m高的筒體壁厚為50 mm(以下簡稱筒壁B區),錨點四周局部筒體厚為90 mm(以下簡稱筒壁C區);吸力錨的錨點主板與翻身吊耳主板連為一體,并在錨點主板與翻身吊耳主板的兩側采用V形翼板支撐筒體,盡量減少錨點處筒內加強構件對土體的擾動,見圖5。百年一遇環境條件,2根系泊線破斷、錨纜破斷、瞬態自存等工況時的吸力錨錨點結構許用等效應力見表7。

圖5 吸力錨筒內加強構件示意圖

表7 吸力錨錨點結構許用等效應力表

4.1 吸力錨整體結構分析

應用ABAQUS軟件建立吸力錨整體結構有限元模型,有限元單元類型為8節點的S8R二次殼單元,網格尺寸為100 mm×100 mm;考慮海床沖刷深度為3 m,施加錨點處的系泊荷載、土體對吸力錨筒體的法向和切向作用力以及吸力錨的自重荷載;吸力錨底端設為剛形固定邊界條件。吸力錨筒體建造完工后的最大直徑與最小直徑的差值不允許超過15 mm;百年一遇環境條件,2根系泊線破斷工況時,錨點處最大變形為33 mm,即考慮錨點承載變形和建造尺寸誤差的累積,錨點處結構總變形小于1%的吸力錨直徑,滿足API Bulletin 2U規范對結構穩定性的要求[18]。吸力錨筒壁A區、筒壁B區和筒壁C區的最大等效應力分別為186 MPa、297.2 MPa和256.3 MPa,均小于許用等效應力。

4.2 吸力錨錨點加厚段結構分析

應用ABAQUS軟件建立吸力錨錨點處局部的7 m高段結構有限元模型,分析錨點處加厚段筒體及筒內加強結構強度和穩定性,有限元單元類型為8節點的S8R二次殼單元,網格尺寸為50 mm×50 mm;施加錨點處的系泊荷載,并模擬90°H型連接器對錨點主板的杠桿效應,計入錨點處10°方位角誤差的影響;忽略土體對吸力錨的作用力;有限元模型的筒體頂、底端設為剛形固定邊界條件,見圖6。百年一遇環境條件,2根系泊線破斷工況時,錨點處最大變形為23 mm;吸力錨的筒壁A區、筒壁B區和筒壁C區的最大等效應力分別為163.7 MPa、303.3 MPa和249.1 MPa,均小于許用等效應力。結構特征值屈曲(Eigenvalue buckling)分析的第一階屈曲荷載因子為18.678(大于5.0),滿足API Bulletin 2U規范要求[18]。

圖6 吸力錨錨點處結構有限元模型圖

4.3 錨點局部結構分析

應用ABAQUS軟件建立吸力錨錨點處V形翼板支撐筒體、鑄鋼錨點主板和90°H型連接器的局部細化有限元模型,有限元單元類型為10節點的C3D10M二次四面體單元,在每個構件厚度方向至少有2個單元,該單元適用于大變形和接觸分析;系泊荷載施加在90°H型連接器前端的銷上,錨點主板銷孔內直徑比銷直徑大4 mm,錨點主板銷孔與銷之間的摩擦系數取0.16,更準確地模擬90°H型連接器對錨點主板的杠桿效應,計入錨點處10°方位角誤差的影響;忽略土體對錨點的作用力;筒體四周和錨點主板根部設為剛形固定邊界條件,見圖7;分析百年一遇環境條件,2根系泊線破斷和錨纜破斷工況時,鑄鋼錨點主板及局部相連結構強度,錨點處最大變形分別為8.0 mm和8.2 mm,最大等效應力分析結果見表8,均小于BV—NR445和BV—NR493規范的許用等效應力;錨點主板根部頂端在吸力錨筒內過渡圓弧半徑為200 mm,錨點主板根部底端在吸力錨筒外過渡圓弧半徑為100 mm。鑄鋼錨點與吸力錨筒體連接K形坡口焊縫處最大等效應力為210 MPa。

圖7 鑄鋼錨點局部細化有限元模型圖

表8 吸力錨錨點結構最大等效應力表

4.4 錨點建造變形影響

錨點主板與兩側V形翼板之間夾角為37°,V形翼板長1 960 mm、厚40 mm。建造焊接錨點主板和筒體時,V形翼板中部產生了19 mm的側向變形,超過了允許建造誤差3 mm(0.15%構件長度)要求。為評估此側向變形的影響,在錨點局部細化有限元模型中,模擬出V形翼板中部有20 mm的側向變形;百年一遇環境條件,錨纜破斷工況時,V形翼板變形對錨點強度的影響分析結果見表9,可見1塊V形翼板中部有20 mm的側向變形使其自身和錨點主板根部最大等效應力分別增大約9%和14%,但仍小于許用等效應力,即不再矯正此建造變形。

表9 V形翼板變形對錨點強度的影響表

4.5 錨點材質及熱處理

企標Ⅳ對鑄鋼的機械性能要求見表10。低碳硅錳鑄鋼錨點除了機械性能要求外,還需控制材料各元素含量和碳當量,以使其焊接性能與吸力錨筒體鋼材相適應。

表10 鑄鋼機械性能要求表

大型鑄鋼件通常存在枝晶偏析、組織不均勻、網狀組織和晶粒粗大等問題。企標Ⅳ要求,鑄鋼件和鋼材厚度超過90 mm時需進行熱處理,使其符合力學性能要求的同時,提高硬度以改善耐磨性[19]。本錨點鑄鋼件的交付狀態為“淬火+回火”的調質狀態,需進行580±15 ℃的“淬火+回火”處理。吸力錨筒體鋼材的交付狀態為正火狀態,鋼材需600±15 ℃正火處理。鑄鋼錨點件和吸力錨筒體鋼材的熱處理溫度不匹配會造成錨點機械性能的下降和熱處理后的錨點變形[20]。為保證錨點結構最佳機械性能,采用的熱處理工藝有以下五步。

1)定位焊接前預熱。在焊接鑄鋼件和吸力錨筒體前,對兩種鋼材預熱至最低150 ℃并緩慢降至常溫。

2)正火處理。焊接鑄鋼件和吸力錨筒體后,加熱錨點至935 ℃并保持6 h,自然風冷至常溫。

3)淬火處理。加熱錨點至900 ℃并保持3 h后,水淬處理。

4)回火處理。加熱錨點至580 ℃并保持6 h后,自然風冷至常溫。

5)應力釋放熱處理。加熱錨點至560 ℃并在保溫毯內保持溫度10 h,在10 h內緩慢降溫至380 ℃后,再降至常溫。錨點實際應力釋放熱處理工藝曲線見圖8。

圖8 錨點實際應力釋放熱處理工藝曲線圖

5 結論

1)百年一遇環境條件,2根系泊線破斷、錨纜破斷和瞬態自存等工況是吸力錨及錨點結構設計的控制工況;吸力錨及錨點結構應具有足夠的強度冗余。

2)吸力錨的垂直度和錨點方位角海上安裝誤差是吸力錨及錨點結構設計應考慮的重要影響因素;結構分析時應模擬連接器對錨點主板的杠桿效應,計入錨點處受主平面外荷載的影響。對吸力錨整體、錨點處加厚段和錨點局部結構有限元分析的應力結果差異應足夠小,保證分析結果的準確性。吸力錨及錨點承載后的最大變形和建造誤差應滿足API Bulletin 2U規范對結構穩定性的要求。

3)吸力錨筒內的V形翼板中部的側向建造變形可使其自身和錨點主板根部等效應力增大;應注意矯正吸力錨結構件過大的建造變形,保證建造質量。

4)鑄鋼錨點除了機械性能要求外,還需控制材料各元素含量和碳當量,以使其焊接性能與吸力錨筒體鋼材相適應。為保證錨點結構最佳機械性能,應采用合理的熱處理工藝。