深水工程船吸力锚锚点结构设计

徐田甜 高德欢 张美荣

1.中海石油(中国)有限公司天津分公司, 天津 300459;2.中海油安全技术服务有限公司, 天津 300452;3.海洋石油工程股份有限公司, 天津 300451

0 前言

深水油气田工程船(以下简称深水工程船)通常采用半张紧式系泊系统,其海底吸力锚基础上的锚点处承受着垂向和水平向荷载的作用[1]。吸力锚因具有水下定位精确、可重复利用、可承受较大水平向荷载和海上安装费用低等优点,已成为深水工程船普遍采用的系泊锚基础型式[2-3]。

深水工程船服役期间,锚头链嵌入土中的反悬链线形态决定了吸力锚锚点处的系泊荷载[4]。因工程船系泊系统海上安装误差和系泊线的运动特性,锚点处的系泊荷载与锚点主板可能不共面,即在锚点处产生主平面外的侧向荷载。浅水工程船吸力锚的承载力设计要求较低,锚头链与锚点之间通常采用的卸扣和吊耳/耳环连接形式不能满足深水工程船吸力锚锚点的结构设计要求。为此,深水工程船吸力锚普遍采用铸钢锚点,锚点与锚头链之间采用连接器连接,以提高锚点处结构的耐磨性和疲劳寿命[5]。某公司制定了《系泊系统设计总则》(以下简称企标I)、《系泊定位基础结构设计总则》(以下简称企标II)、《板裙基础和吸力锚设计、安装总则》(以下简称企标III)、《铸钢结构材料总则》(以下简称企标IV)等企业标准对吸力锚和锚点的设计提出了技术要求。基于此,对某深水工程船的吸力锚锚点进行结构设计。

1 深水工程船系泊系统设计

1.1 深水工程船系泊线方案

某深水工程船位于热带环境条件温和海域。工程船总长×型宽×型深为330 m×61 m×33.5 m,作业处水深1 470 m,系泊定位采用4组共16根系泊线[6];每根系泊线由船体链、锚缆、海底链和锚头链构成,锚头链的出土点为理论锚固点(Theoretical Anchor Point,TAP),TAP与工程船掣链器之间的设计水平距离为2 100 m。深水工程船系泊线见图1。

图1 深水工程船系泊线示意图

1.2 系泊系统设计控制工况

按照企标I要求，深水工程船系泊系统设计采用准动态分析方法和ARIANE 7软件,满足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(以下简称API RP 2SK)以及BV—NR493 Classification of mooring system 2012(以下简称BV—NR493)等规范的要求[7]。系泊系统设计考虑了系泊线完整、1根系泊线破断、2根系泊线破断和锚缆破断、瞬态自存等工况[8]。百年一遇环境条件工况是系泊系统设计的控制工况,企标I要求和设计分析结果见表1。

表1 企标I要求和设计分析结果表

深水工程船系泊系统设计按BV—NR493和BV—NI605 Geotechnical and foundation design 2014规范要求,考虑工程船和系泊线的完工状态后,得到的百年一遇环境条件工况时海底链在TAP处设计分析结果见表2。

表2 海底链在TAP处设计分析结果表

海底链为BV QR3级无档链,直径为147 mm,无腐蚀和扣除11.2 mm腐蚀余量(每年腐蚀0.4 mm)后的最小破断拉力分别为15 536 kN和13 627 kN。锚缆的最小破断拉力为13 900 kN,为系泊线上最薄弱部件;瞬态自存工况为百年一遇环境条件时,任1根锚缆突然破断而导致的工程船系泊系统瞬态运动工况。企标I要求:锚缆破断工况时,海底链在TAP处的张力取为锚缆的最小破断拉力;瞬态自存工况时,海底链在TAP处的张力取为1.1倍锚缆的最小破断拉力[9]。

1.3 锚头链反悬链线形态

吸力锚海上安装时,锚头链随吸力锚一同入土,由水下机器人安装海底链和锚头链之间连接器的销后,海底链和锚头链即连为整段锚链,再由安装船移位拖拽海底链,使锚链切割土体;嵌入土中的锚链受到土体对其的切向力和法向力以及锚链自重力的作用,形成反悬链线形态[10],见图2。

图2 锚头链反悬链线形态图

海底链嵌入土中的反悬链线形态与土体的性质有关。深水工程船作业海域的海底为饱和软黏土,土体的不排水剪切强度Su见表3。表3中St为土体的灵敏度指数,即未扰动土体不排水抗剪强度与扰动后土体不排水抗剪强度的比值[11-12]。

表3 土体不排水剪切强度Su数值表

应用数值迭代求解控制微分方程分析了海底链嵌入土中的反悬链线形态,得到百年一遇环境条件工况的锚头链在吸力锚锚点处的设计分析结果，见表4。由表4可见，锚头链在锚点处与水平面的夹角在吸力锚最佳承载角度范围内[13]，锚头链在锚点处最大准动态张力比TAP处最大准动态张力(表2)降低约2.7%～4.4%。表4的分析结果可作为吸力锚极限承载力和结构分析的基准界面荷载。

表4 锚头链在吸力锚锚点处的设计分析结果表

2 深水工程船系泊系统海上安装误差

深水工程船系泊系统设计应考虑海上安装误差的敏感性影响[14]。按照API RP 2SK规范、企标Ⅰ、企标Ⅱ,深水工程船系泊系统海上安装误差要求见表5[5]。深水工程船锚机调整船体链从掣链器放出的链环数量,精确调整各系泊线的出线长度和预张力。

表5 系泊系统海上安装误差要求表

吸力锚及锚点结构设计分析考虑吸力锚垂直度安装误差±5°;锚点处系泊荷载主平面外倾角考虑锚点方位角安装误差±5°和系泊线水平面摆动幅值±3.5°,合计取±10°。

3 吸力锚极限承载力校核

根据同一作业海域某深水工程船吸力锚的工程经验，并考虑吸力锚制造厂的最大卷管能力限制，吸力锚直径取6 m。为保证吸力锚与土体之间的摩擦力和土的吸附力，按照企标Ⅲ要求，吸力锚在海床之下结构的表面不设防腐涂层，吸力锚仅在海床之上的外表面设防腐涂层，其它部位均为裸钢表面。吸力锚极限承载力的归一化“H-V破坏包络线”[15-16]见式(1)。

(1)

其中

a=0.5+L/D=4.833，b=4.5-L/(3D)=3.056

(2)

式中:L为吸力锚的入土深度,m;D为吸力锚的直径,m；Hmax、Vmax分别为锚点处的最大水平向和最大垂向系泊荷载，按表4结果并计入吸力锚垂直度误差±5°和锚点方位角误差±10°计算，kN；Hult、Vult分别为吸力锚的水平向和垂向极限承载力,Hult按Randolph提出的方法计算为26 566 kN[17]，Vult按API RP 2 GEO Geotechnical and foundation designcon siderations 2011规范计算，kN；βH、βV分别为水平向承载力安全系数和垂向承载力安全系数，按企标Ⅱ要求取值；W′为吸力锚在海水中的浮重，取1 734 kN。

吸力锚极限承载力校核结果见表6,据此确定吸力锚设计高度为27 m、入土深度为26 m、自重质量为 218 t。按照API RP 2SK规范,确定锚点在海床之下深度取吸力锚入土深度的2/3,即17.3 m,见图3;此锚点位置使吸力锚承受系泊荷载后沿水平方向平动,不发生旋转,吸力锚的水平向极限承载力最大。

表6 吸力锚极限承载力校核结果表

图3 吸力锚、锚点、锚头链和连接器图

4 吸力锚锚点结构设计

本作业海域的吸力锚锚点处曾因吸力锚海上安装的方位角误差较大,锚头链切割土体而使土体破裂,造成锚头链与锚点之间的主平面外夹角较大,锚头链与锚点之间的连接卸扣上发生严重的磨损和磨蚀。为此,企标Ⅰ、企标Ⅱ要求吸力锚锚点应采用铸钢构件。所有永久系泊线上不允许采用卸扣作为连接器,连接器应为锻造构件。锚头链与锚点主板之间应采用90°H型连接器连接,见图4。吸力锚结构设计应按BV—NR445 Rules for the classification of offshore units 2013(以下简称BV—NR445)、API Bulletin 2U Bulletin on stability design of cylindrical shells 2004(以下简称API Bulletin 2U)和AISC316 Manual of steel construction:Allowable stress design 2005等规范校核锚点筒体结构强度和稳定性[18]。

图4 90°H型连接器示意图

吸力锚筒体壁厚为40 mm(以下简称筒壁A区),锚点处3 m高的筒体壁厚为50 mm(以下简称筒壁B区),锚点四周局部筒体厚为90 mm(以下简称筒壁C区);吸力锚的锚点主板与翻身吊耳主板连为一体,并在锚点主板与翻身吊耳主板的两侧采用V形翼板支撑筒体,尽量减少锚点处筒内加强构件对土体的扰动,见图5。百年一遇环境条件,2根系泊线破断、锚缆破断、瞬态自存等工况时的吸力锚锚点结构许用等效应力见表7。

图5 吸力锚筒内加强构件示意图

表7 吸力锚锚点结构许用等效应力表

4.1 吸力锚整体结构分析

应用ABAQUS软件建立吸力锚整体结构有限元模型,有限元单元类型为8节点的S8R二次壳单元,网格尺寸为100 mm×100 mm;考虑海床冲刷深度为3 m,施加锚点处的系泊荷载、土体对吸力锚筒体的法向和切向作用力以及吸力锚的自重荷载;吸力锚底端设为刚形固定边界条件。吸力锚筒体建造完工后的最大直径与最小直径的差值不允许超过15 mm;百年一遇环境条件,2根系泊线破断工况时,锚点处最大变形为33 mm,即考虑锚点承载变形和建造尺寸误差的累积,锚点处结构总变形小于1%的吸力锚直径,满足API Bulletin 2U规范对结构稳定性的要求[18]。吸力锚筒壁A区、筒壁B区和筒壁C区的最大等效应力分别为186 MPa、297.2 MPa和256.3 MPa,均小于许用等效应力。

4.2 吸力锚锚点加厚段结构分析

应用ABAQUS软件建立吸力锚锚点处局部的7 m高段结构有限元模型,分析锚点处加厚段筒体及筒内加强结构强度和稳定性,有限元单元类型为8节点的S8R二次壳单元,网格尺寸为50 mm×50 mm;施加锚点处的系泊荷载,并模拟90°H型连接器对锚点主板的杠杆效应,计入锚点处10°方位角误差的影响;忽略土体对吸力锚的作用力;有限元模型的筒体顶、底端设为刚形固定边界条件,见图6。百年一遇环境条件,2根系泊线破断工况时,锚点处最大变形为23 mm;吸力锚的筒壁A区、筒壁B区和筒壁C区的最大等效应力分别为163.7 MPa、303.3 MPa和249.1 MPa,均小于许用等效应力。结构特征值屈曲(Eigenvalue buckling)分析的第一阶屈曲荷载因子为18.678(大于5.0),满足API Bulletin 2U规范要求[18]。

图6 吸力锚锚点处结构有限元模型图

4.3 锚点局部结构分析

应用ABAQUS软件建立吸力锚锚点处V形翼板支撑筒体、铸钢锚点主板和90°H型连接器的局部细化有限元模型,有限元单元类型为10节点的C3D10M二次四面体单元,在每个构件厚度方向至少有2个单元,该单元适用于大变形和接触分析;系泊荷载施加在90°H型连接器前端的销上,锚点主板销孔内直径比销直径大4 mm,锚点主板销孔与销之间的摩擦系数取0.16,更准确地模拟90°H型连接器对锚点主板的杠杆效应,计入锚点处10°方位角误差的影响;忽略土体对锚点的作用力;筒体四周和锚点主板根部设为刚形固定边界条件,见图7;分析百年一遇环境条件,2根系泊线破断和锚缆破断工况时,铸钢锚点主板及局部相连结构强度,锚点处最大变形分别为8.0 mm和8.2 mm,最大等效应力分析结果见表8,均小于BV—NR445和BV—NR493规范的许用等效应力;锚点主板根部顶端在吸力锚筒内过渡圆弧半径为200 mm,锚点主板根部底端在吸力锚筒外过渡圆弧半径为100 mm。铸钢锚点与吸力锚筒体连接K形坡口焊缝处最大等效应力为210 MPa。

图7 铸钢锚点局部细化有限元模型图

表8 吸力锚锚点结构最大等效应力表

4.4 锚点建造变形影响

锚点主板与两侧V形翼板之间夹角为37°,V形翼板长1 960 mm、厚40 mm。建造焊接锚点主板和筒体时,V形翼板中部产生了19 mm的侧向变形,超过了允许建造误差3 mm(0.15%构件长度)要求。为评估此侧向变形的影响,在锚点局部细化有限元模型中,模拟出V形翼板中部有20 mm的侧向变形;百年一遇环境条件,锚缆破断工况时,V形翼板变形对锚点强度的影响分析结果见表9,可见1块V形翼板中部有20 mm的侧向变形使其自身和锚点主板根部最大等效应力分别增大约9%和14%,但仍小于许用等效应力,即不再矫正此建造变形。

表9 V形翼板变形对锚点强度的影响表

4.5 锚点材质及热处理

企标Ⅳ对铸钢的机械性能要求见表10。低碳硅锰铸钢锚点除了机械性能要求外,还需控制材料各元素含量和碳当量,以使其焊接性能与吸力锚筒体钢材相适应。

表10 铸钢机械性能要求表

大型铸钢件通常存在枝晶偏析、组织不均匀、网状组织和晶粒粗大等问题。企标Ⅳ要求,铸钢件和钢材厚度超过90 mm时需进行热处理,使其符合力学性能要求的同时,提高硬度以改善耐磨性[19]。本锚点铸钢件的交付状态为“淬火+回火”的调质状态,需进行580±15 ℃的“淬火+回火”处理。吸力锚筒体钢材的交付状态为正火状态,钢材需600±15 ℃正火处理。铸钢锚点件和吸力锚筒体钢材的热处理温度不匹配会造成锚点机械性能的下降和热处理后的锚点变形[20]。为保证锚点结构最佳机械性能,采用的热处理工艺有以下五步。

1)定位焊接前预热。在焊接铸钢件和吸力锚筒体前,对两种钢材预热至最低150 ℃并缓慢降至常温。

2)正火处理。焊接铸钢件和吸力锚筒体后,加热锚点至935 ℃并保持6 h,自然风冷至常温。

3)淬火处理。加热锚点至900 ℃并保持3 h后,水淬处理。

4)回火处理。加热锚点至580 ℃并保持6 h后,自然风冷至常温。

5)应力释放热处理。加热锚点至560 ℃并在保温毯内保持温度10 h,在10 h内缓慢降温至380 ℃后,再降至常温。锚点实际应力释放热处理工艺曲线见图8。

图8 锚点实际应力释放热处理工艺曲线图

5 结论

1)百年一遇环境条件,2根系泊线破断、锚缆破断和瞬态自存等工况是吸力锚及锚点结构设计的控制工况;吸力锚及锚点结构应具有足够的强度冗余。

2)吸力锚的垂直度和锚点方位角海上安装误差是吸力锚及锚点结构设计应考虑的重要影响因素;结构分析时应模拟连接器对锚点主板的杠杆效应,计入锚点处受主平面外荷载的影响。对吸力锚整体、锚点处加厚段和锚点局部结构有限元分析的应力结果差异应足够小,保证分析结果的准确性。吸力锚及锚点承载后的最大变形和建造误差应满足API Bulletin 2U规范对结构稳定性的要求。

3)吸力锚筒内的V形翼板中部的侧向建造变形可使其自身和锚点主板根部等效应力增大;应注意矫正吸力锚结构件过大的建造变形,保证建造质量。

4)铸钢锚点除了机械性能要求外,还需控制材料各元素含量和碳当量,以使其焊接性能与吸力锚筒体钢材相适应。为保证锚点结构最佳机械性能,应采用合理的热处理工艺。