FPSO跨海域移位单点系统适应性研究—以“南海奋进号”FPSO为例

    根据南海西部和南海东部两个油区的发展规划,中国海油拟将已在南海西部文昌油田服役近20年的“南海奋进号”FPSO移位至南海东部的惠州油田群,以解决该油田群产量大,一艘FPSO难以应对的难题。由于南海西部和南海东部两个海域环境条件差异较大,对现有单点的适应性带来了很大挑战。为实现“南海奋进号”FPSO单点系统的跨海域顺利移位,本文对该FPSO单点移位方案进行了比选论证,并以单点移位结构和设备利旧最大化为目标,对系泊系统进行多约束条件下优化设计,在此基础上,深入分析新建单点构件与原保留结构的匹配性,从而为“南海奋进号”FPSO的顺利移位提供技术了参考。

1 “南海奋进号”FPSO单点移位方案

1.1 FPSO单点概况及场址环境条件

    “南海奋进号”FPSO由大连新船重工建造并于2001年下水,船体总长262.2 m,垂线间长250m,型深24.6m,型宽46m,满载排水量17.3万吨。FPSO原单点为APL公司的STP(submerged turret production)可解脱式锥形浮筒型单点,主要结构包括承载系泊锚腿、立管和上部滑环堆栈的锥形浮筒。锥形浮筒内部为多隔空舱,用于提供浮力,外形具有19.1°的锥面,下接触环直径9m,总高14.7m。浮筒中心为内转塔结构,包含上塔柱和下部可调载浮力舱室和锚腿连接点,转塔内部配置4根立管用于连接水下管缆,内转塔通过镶嵌在浮筒结构内部的带自润滑功能的上部轴向轴承和上下两个径向轴承以及一套动态径向密封与锥形浮筒筒体相连。锥形浮筒转塔下部连接系泊锚腿和动态管缆,浮筒与锚系连接后自由状态下位于海平面以下20～30m水深位置,通过位于船体主甲板上的300t提升绞车提拉进入单点月池舱内,浮筒下接触环与月池锥形对接模块(mating cone module,MCM)下部的机加工面实现耦合。浮筒顶部通过8个液压锁紧大钳进行锁紧,保证浮筒与MCM耦合的长期可靠性,浮筒与MCM之间通过一套气胀式密封总成实现静态密封,滑环堆栈安装于转塔顶部(图1)。

图 1 “南海奋进号”FPSO单点结构示意图

    FPSO移位不进行大幅度改造的前提条件是两地环境条件变化不能太大。对南海西部文昌油田海域和南海东部惠州油田海域进行了环境条件比选(表1),初步评估认为新场址环境条件恶劣程度较原址有所增加,但幅度不大,满足FPSO的移位条件。

表 1 场址环境条件对比

1.2 FPSO场址优选

    “南海奋进号”FPSO在“海洋石油115”FPSO坞修期间将接受惠州、西江2个油区13个平台的全部来液,大部分海管都需要实现反向输送。因此,FPSO新选址既要考虑FPSO与导管架平台在正常外输工况和系泊失效工况下的安全距离,避免将FPSO布置在极端海况主风、主流向时平台的上游,将系泊失效情况下FPSO碰撞平台的概率降至最低; 同时还要综合考虑海管尺寸和投资总额。根据外输作业规范推荐,FPSO距离其他设施的安全距离应不小于尾串外输作业半径(约800m)的3倍,即FPSO单点中心距离附近设施距离应大于2400m。

    根据以上原则,基于FPSO备选位置与油田群部分平台的相对位置,选定了3个备选场址。位置1位于HZ32-5平台和HZ26-1平台北侧,处于惠州油田群的中间位置,与正在建设的HZ26-6平台距离7.1km; 位置2位于新建HZ26-6平台西北侧2.4km; 位置3距离HZ32-5平台南偏西3.7km(图2)。对3个选址从作业安全性及海管路由长度进行了详细对比,认为位置2和3的综合安全性优于位置1(表2)。考虑到近年来在惠州和西江区域陆续有滚动油气勘探发现,从布置安全性、区域产量、未来潜力及未来2条FPSO互补灵活操作考虑,确定将“南海奋进号”FPSO场址设置在附近只有一座2018年投用平台的位置3,从而为将来的新平台回接提供更好的灵活性。

图 2 “南海奋进号”FPSO不同位置布置

表 2 “南海奋进号”FPSO选址位置比选

1.3 系泊系统设计优化

    FPSO系泊系统现行流行设计方案为采用120°分布的3组锚腿布置方案,单组锚腿内部夹角5°。根据APL公司投标初步方案,推荐4×3方案,即比现有“南海奋进号”FPSO的3×3系泊系统增加3条锚腿。初步分析认为,4×3的方案尽管系泊安全系数更大,但对现有单点结构和设备造成重大变化。增加3条锚腿相应增加大幅投资,同时需对浮筒结构及浮力进行大幅调整,增加了单点提拉回接能力要求,提高了对回接绞车能力的要求; 单点在船首增重,对FPSO浮态影响较大,对船体改造提出了更高的要求; FPSO船体存在潜在的配载变化,液压提升机构、单点支撑结构及船体结构都需要升级改造。4×3系泊方案对项目投资和工期的不利影响大。因此,在方案设计阶段的优化目标之一是保持原3×3系泊布置不变,在此基础上,提出了4个细分方案(表3)。

表 3 系泊系统方案比选

    4个细分方案比选的重点主要集中在上钢缆下部接头在1年1遇海况下是否触底以及是否需要更新提升绞车。根据综合比选,方案A、B均为钢缆触底方案,根据BV NR493(2015)规范,建议新建单点系泊系统设计采用不触底方案,结合南海在运行FPSO实际系泊状况,大部分APL系泊系统设计均存在钢缆触底情况^[9-11],经过长时间的使用,带保护套的钢缆没有因钢缆触底出现异常磨损、断丝等情况,通过与BV船级社的沟通,对于环境条件变化不大的旧单点改造项目,可以采用原单点建造时的适用规范版本进行设计,BV旧版规范对钢缆触底没有明确要求。方案C通过缩短上钢缆,显著提升系泊预张力来实现钢缆不触底,该方案需要大大提升单点浮筒净浮力,浮筒锁紧卡钳需要由现有的8个增加到10个,单点提拉绞车需要升级为600t以上^[12-13],总投资大,工期长。方案D通过在钢缆下接头处增加一个系泊浮筒,将钢缆索接头提升离开海床,该方案业界应用案例少,增加9个锚腿浮筒投资亦增加不少。另外,国内使用经验认为,锚腿浮筒易引起系泊钢缆靠近浮筒处发生疲劳损伤断丝问题。通过综合比选,从系泊构件采购成本和对原单点系统改造最小化角度考虑,最终选择了方案B。系泊锚腿从上到下组成为:钢缆连接件2.4m,Φ138mm×182m双层护套螺旋股钢缆,Y-LINK,Φ155mm R4 无档链740m,H-LINK,Φ155mm R4 无档锚头链57m,Φ6.5m×12.5m吸力锚。采用方案B的最终系泊设计极限载荷和单点中心偏移计算结果显示,系统的安全系数均大于规范许用安全系统值,单点中心的偏移量也都小于允许偏移量,系泊性能良好(表4)。

表 4 系泊系统设计载荷和偏移量

2 单点浮筒、锥形对接模块和锁紧机构设计校核

    根据FPSO在新油田位置的接入需求,需增加新立管通道,且立管尺寸加大,因此需要重新设计建造单点浮筒。新浮筒设计需要维持与船体对接模块MCM关键界面尺寸不变; 根据系泊和软管载荷,以及限定绞车提升载荷不超过300t,确定是否增设浮力舱; 进行浮筒锥体、转塔、船体对接MCM以及液压卡钳底座荷载传递研究,进行接触非线性有限元校核,确定浮筒锁紧力以及原液压卡钳能力是否满足要求。

2.1 单点浮筒受力分析

    对单点浮筒建立受力分析示意图,其中V为总垂向作用力,为浮筒总垂向载荷作用于8个锁紧卡钳上,再由8个卡钳的支座传递到船体MCM结构顶面上; R为下支撑环支反力,为MCM作用于浮筒下支撑环的反作用力,其作用于船首方向的半个支撑环上; H为浮筒顶部水平支反力,为MCM结构对浮筒上支撑环的反作用力,其方向根据系泊力合力的作用可为船首方向或船尾方向。Fz为锚腿和立管的垂向总合力; Fxy为锚腿和立管的水平面总合力(图3)。

    针对FPSO服役过程中可能面临的危险情况,分3种工况进行计算分析。工况1为浮筒解脱位于静水工况; 工况2为浮筒连接FPSO,锚腿完整和单根缆破断工况; 工况3为事故工况,浮筒连接FPSO,分为一个锁紧大钳失效和一个浮筒浮力舱破损2种情况。所有工况都需要考虑以下4种载荷:浮筒自重、系泊载荷、立管载荷、静水压及动载荷,在浮筒连接工况下还需增加浮筒卡钳锁紧载荷^[14]。根据分析结果,单点浮筒作用力在新油田位置较原位置有较大提升(表5)。

图 3 单点浮筒界面作用力

表 5 FPSO移位前后单点浮筒界面载荷对比

2.2 锥形对接模块结构校核

    因界面载荷增加较多,须根据不同校核工况和载荷组合情况(表6),对与浮筒匹配的船体锥形对接模块(MCM)进行结构校核。

表 6 锥形对接模块校核工况

    根据有限元分析结果,在最大FPSO中拱(工况2-5)和工况2-3叠加工况下,在下对接环背面临近的框架结构腹板开孔处局部应力峰值达到467MPa,大大超出了材料许用应力312MPa。因此须对该部分结构进行加强改造。将原靠下对接环较近的结构开孔进行了封闭,并在远离下对接环位置重新开结构孔(人孔),将背部框架结构在下对接环背面处的不连续结构封闭为连续结构(图4)。对改造后的结构有限元分析结果表明,原高应力热点区域的应力水平下降至305MPa,满足结构强度要求。

图 4 船体锥形对接结构腹板改造前后对比

2.3 锁紧机构校核

    单点浮筒通过8个液压锁紧大钳进行预锁紧,使得浮筒在极端工况下仍然与船体的MCM锥体下支撑环紧密贴合,不会发生松动和相对旋转。考虑移位后,浮筒受力较原位置有较大增加,因此新设计建议适当提高浮筒预张紧力:一是将锁紧油缸液压从21.5MPa提高到25.0MPa,二是将锁紧螺母的锁紧力矩从原设计的50N·m提高至250N·m。为了分析预张紧力的大小,建立浮筒-锁紧机构简化弹性模型(图5),V为作用于浮筒上的外部垂直载荷; FL为锁紧机构反作用力总和; FB为作用在下支撑环处的垂直支反力; RB为垂直于下支撑环的支反力分力; KL为8个锁紧机构的总刚度系数,12264kN/mm; KB为浮筒总垂向刚度,8020kN/mm。

图 5 浮筒-锁紧机构弹性模型

    锁紧油缸压力提升后,单个锁紧机构的预紧力从原系统的1715kN提高至2000 kN,8个锁紧机构的总预张紧力为16000kN。浮筒及附属结构的平均重力载荷为2 200kN,浮筒净有效预张紧力为以上二者的差值13800kN。锁紧机构作用在浮筒的极限反作用力FL为28796kN,考虑蠕变折减后的单个锁紧卡钳设计极限载荷值为4191kN。该卡钳极限载荷与原旧系统卡钳载荷4170kN较为接近。根据有限元分析结果,移位后锁紧机构极限应力为197MPa,小于材料的许用应力340MPa,满足要求。但根据评估,原锁紧臂存在腐蚀,对8个锁紧臂进行了更新处理。

2.4 浮筒抗旋转能力校核

    计算浮筒抗旋转能力主要是对比浮筒与锥形对接模块在锁紧状态下,接触环处的摩擦力阻力矩是否大于单点转塔轴承的旋转力矩。下支撑环处的摩擦阻力矩对锁紧机构的预紧力较为敏感,而锁紧机构的预紧力在服役过程中,会随着金属材料的蠕变、各力传递接触面摩擦的消失而下降,但预紧力的下降受影响因素较多,因浮筒和锁紧机构的垂向刚度较大且较为相近,使得预紧力的控制和载荷分配较为困难。因此,适当提高锁紧机构预紧力是必要的,服役过程中也必须定期对锁紧机构进行再张紧以抵消材料蠕变的影响。

    取金属材料的摩擦系数为0.3,计算得出下支撑环处浮筒旋转阻力力矩MR=16 475kN·m,转塔铜套滑动轴承的驱动力矩为Mzf=11138kN·m。单点浮筒抵抗与锥形对接模块产生相对旋转的安全系数为SF=MR/Mzf=1.48。可见,移位后浮筒具有较好的抗旋转能力,且该计算中未考虑系泊水平分力对下支撑环抗旋转能力的正向作用,因此评估结论是保守的。

    进一步对比分析原APL设计,其每个锁紧机构的预张紧力为1715kN,采用同样的分析方法得出其浮筒抗旋转安全系数只有0.63。说明原设计的预紧力偏低,这也从侧面解释了“南海奋进号”FPSO在过去20年服役中,曾出现强台风后浮筒发生了相对转动而损坏单点锁紧机构的情况。

3 新浮筒与原船体锥形对接结构匹配性分析

    新建浮筒需要与原船体对接椎体匹配,在锁紧机构预张紧力作用下,下支撑环位置应尽量与椎体对应支撑面完全贴合,但因为加工误差、测量误差、浮筒变形、船体变形、腐蚀等影响,实际匹配情况存在很大不确定性。为了应对船体对接结构可能存在的腐蚀、变形等,根据解脱前水下检测情况,单点外腐蚀较轻微,判断船体对接椎体下支撑环处腐蚀情况类似。因此,新浮筒设计时在下支撑环位置预留了单边5mm的设计加工余量。待FPSO进船厂坞修期间,使用3D测量措施对船体对接椎体进行精确测量,并与新浮筒3D测量结果进行拟合分析,根据拟合结果确定是否对浮筒或船体对接锥面匹配位置进行机加工改善匹配度。

    根据下支撑环结构在船厂干坞中的测量结果(图6),在支撑环上每隔15°取一个测点,共24个测量点,其中所有奇数测点正好位于背部有加强框架的位置。可以看出,船体MCM界面圆呈现波浪状椭圆形变化,总不圆度达到5mm,超过了3mm的设计公差要求。对于造成总体呈椭圆形的原因,目前尚不清楚,设计单位认为可能是原始加工误差导致。其波浪形变形出现在12个加强框架肋位,认为变形可能来自对12个加强框架处的封板焊接产生的焊接收缩作用。

图 6 船体对接锥面下支撑环测量结果

    在不对MCM进行机加工的情况下,浮筒在锁紧时通过浮筒和锥形对接环的相互挤压变形,在总预紧力达到9750kN时,可将所有位于最佳匹配圆内的侧量点挤压变形到与最佳匹配圆贴合,可以使界面圆的接触弧度达到完整圆形的50%左右(图7a)。为了增加浮筒与对接锥的匹配度,决定对对接锥下支撑环进行机加工。分别分析了单边加工2.5、3.5、4.5mm 3种情形,得到界面圆贴合度分别约为55%、67%、80%。最终决定机加工量为4.5mm,加工完成后的最佳匹配圆为Φ9033mm(图7b)。

图 7 不同加工条件下下支撑环的匹配度

4 海上安装实施效果

    “南海奋进号”FPSO新建单点浮筒和系泊系统于2023年8月完成海上移位安装。同年9月初,该FPSO完成干坞大修后拖航至惠州油田作业位置,于9月10日顺利完成单点浮筒的提拉、与船体对接椎体的回接和锁紧机构的锁紧。9月28日“南海奋进号”FPSO正式引入HZ32-5平台来液,成功投用。

    FPSO单点连接自投用至2024年7月,已稳定运行近1年,期间经历了一个台风季,各结构和设备状态完好,未发现任何异常,充分验证了“南海奋进号”FPSO跨海域移位单点系统适应性改造技术的工程可行性及可靠性。

5 结论及建议

    1)“南海奋进号”FPSO单点移位改造项目FPSO选址综合考虑了FPSO在位安全性、外输安全距离、管缆投资等因素,最终选在油田群所有设施外围的HZ32-5平台西南侧,综合安全风险最低。

    2)新建系泊系统设计将原APL公司投标方案中4×3锚腿方案优化为3×3锚腿方案,并接受钢缆触底工况,最大化利旧原单点锥形对接结构和浮筒提拉绞车以及浮筒锁紧结构,降低了项目成本,缩短了工期。

    3)对浮筒与锥形对接结构支撑环的精密测量和加工,使得锁紧后的浮筒与船体对接椎体匹配度达80%,并适当提高了浮筒锁紧力进一步降低了浮筒相对转动的风险。

    4)对于类似FPSO单点移位改造再投用项目,建议:①立项阶段根据新环境条件快速评估系泊系统和船上单点结构的利旧技术可行性,并开展经济性评估; ②考虑改造前FPSO仍在原油田服役,且部分水下关键界面尺寸由原厂完工资料确定,新设计建造的结构与旧结构关键配合处应保留合适加工余量,以应对原结构腐蚀、变形等不确定因素; ③在服役过程中,结构蠕变会导致浮筒锁紧机构锁紧力下降,为确保浮筒锁紧的可靠性,需要提高初始锁紧力,并在经历强台风后进行卡钳的再锁紧作业。（本文发表于《中国海上油气》2024年第36卷第5期，编辑：吕欢欢，海洋油气网公众号授权发布）