FPSO電氣間模塊和基座結(jié)構(gòu)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(chǎn)儲(chǔ)卸油裝置）是海上油田開發(fā)的重要工程設(shè)施。海上作業(yè)環(huán)境使FPSO上部模塊的油氣處理工藝設(shè)備、壓力容器、管道和閥門等易發(fā)生油氣泄漏、擴(kuò)散，進(jìn)而可能引發(fā)爆炸、火災(zāi)事故，造成人員傷亡和財(cái)產(chǎn)損失[1]。FPSO總體布置設(shè)計(jì)按風(fēng)險(xiǎn)隔離原則，應(yīng)將危險(xiǎn)區(qū)域、模塊與含有引火源和引爆源的區(qū)域、模塊盡量遠(yuǎn)離，或者以防火墻、防爆墻等設(shè)施進(jìn)行隔離。在FPSO工程設(shè)計(jì)中開展上部模塊油氣泄漏擴(kuò)散、燃爆連鎖風(fēng)險(xiǎn)定量分析及控制策略優(yōu)化研究，對(duì)提高FPSO作業(yè)的安全性和高效性具有重要意義[2]。

FPSO的電氣系統(tǒng)除了滿足船上用電需求之外，通常還向油田平臺(tái)或水下井口供電；上部模塊電氣系統(tǒng)主要包括主電站和電氣間模塊，是FPSO自身乃至整個(gè)油田的發(fā)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，F(xiàn)PSO上部模塊總體布置設(shè)計(jì)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(tǒng)和生活模塊等隔離，這對(duì)電氣間模塊及其基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的抗爆炸設(shè)計(jì)提出了較高的要求。一些石油公司的企業(yè)標(biāo)準(zhǔn)建立了完整的油氣爆炸火災(zāi)風(fēng)險(xiǎn)分析評(píng)估體系和工程設(shè)計(jì)準(zhǔn)則，以確保FPSO和上部模塊主體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的本質(zhì)安全，防止發(fā)生溢油等重大次生事故[4-5]。

本文以一艘西非深水多點(diǎn)系泊FPSO的電氣間模塊為例，結(jié)合筆者所在公司企業(yè)標(biāo)準(zhǔn)《技術(shù)風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估方法（Technological risk assessment methodology）》《海上平臺(tái)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)總則》《海上箱型建筑物設(shè)計(jì)總則》《FPSO船體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)總則》和《被動(dòng)防火設(shè)計(jì)總則》，介紹了上部模塊油氣泄漏擴(kuò)散、燃爆連鎖風(fēng)險(xiǎn)定量分析及控制策略優(yōu)化方案研究結(jié)果，闡述了電氣間模塊基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)抗爆炸分析的技術(shù)要點(diǎn)和設(shè)計(jì)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(cè)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(tǒng)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(cè)圍壁按企業(yè)標(biāo)準(zhǔn)《海上箱型建筑物設(shè)計(jì)總則》《被動(dòng)防火設(shè)計(jì)總則》要求設(shè)計(jì)為防火墻，采用J60級(jí)被動(dòng)防火保護(hù)（PFP）涂層，確保在60 min噴射式烴類火災(zāi)事故中，模塊主體結(jié)構(gòu)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(shè)計(jì)操作質(zhì)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(shè)4個(gè)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(gè)基座處設(shè)縱向限位，靠船中的2個(gè)基座處設(shè)橫向限位，每個(gè)基座處設(shè)2個(gè)止升爪，阻止基座向上的位移，保證模塊不會(huì)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(shè)20～30 mm垂向間隙，見圖2（b）。模塊基座與支墩之間設(shè)垂向、側(cè)面彈性基座，垂向彈性基座的墊板焊接在甲板支墩頂部，側(cè)面彈性基座由錨固板和螺栓固定在限位結(jié)構(gòu)上，彈性基座與支墩、限位結(jié)構(gòu)之間的平行度誤差不超過1 mm/m，側(cè)面彈性基座與支墩側(cè)面的間隙為0～2 mm，確保界面安裝精度與設(shè)計(jì)理論邊界條件吻合[8]。

圖2 電氣間模塊基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)

2 油氣泄漏擴(kuò)散和爆燃風(fēng)險(xiǎn)分析

油氣爆炸沖擊波對(duì)FPSO上部模塊結(jié)構(gòu)和設(shè)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(jìn)行FPSO工程設(shè)計(jì)時(shí)，針對(duì)上部模塊油氣泄漏擴(kuò)散和爆燃風(fēng)險(xiǎn)，基于FLUENT計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)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(tǒng)泄漏天然氣爆燃事故后果預(yù)測(cè)與分析模型，對(duì)油氣爆燃進(jìn)行模擬和風(fēng)險(xiǎn)定量分析，研究爆炸超壓的發(fā)展規(guī)律，確定上部模塊各處設(shè)計(jì)爆炸超壓峰值Ps和超壓傳遞的速率等。按企業(yè)標(biāo)準(zhǔn)《技術(shù)風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估方法》要求，風(fēng)險(xiǎn)定量分析中上部模塊工藝模塊區(qū)域可接受爆燃發(fā)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(duì)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(kuò)散分布分析結(jié)果，此工況的管道閥門泄漏等效孔徑為φ250 mm，泄漏壓強(qiáng)為4.55 MPa，-X向設(shè)計(jì)風(fēng)速為5 m/s。

圖3 P6工藝模塊頂層甲板處的油氣泄漏擴(kuò)散分布分析結(jié)果

本FPSO工程設(shè)計(jì)為了優(yōu)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(chǔ)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(jīng)濟(jì)的燃爆控制措施。油氣燃爆控制措施的基礎(chǔ)方案僅以電氣間模塊作為防火、防爆屏障對(duì)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(nèi)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(shè)防爆墻，這會(huì)造成油氣云團(tuán)在電氣間模塊北側(cè)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(duì)模塊抗爆炸設(shè)計(jì)不利，見圖4。FPSO工程設(shè)計(jì)確定電氣間模塊結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)爆炸超壓見表2、表3。按企業(yè)標(biāo)準(zhǔn)《FPSO船體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)總則》要求，模塊基礎(chǔ)下的FPSO船體結(jié)構(gòu)和彈性基座設(shè)計(jì)爆炸壓強(qiáng)見表4。

圖4 電氣間模塊附近爆炸超壓場分析結(jié)果 （方案A敏感性分析）

油氣爆炸荷載按企業(yè)標(biāo)準(zhǔn)《海上平臺(tái)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)總則》和API RP 2FB規(guī)范，以理想化的“壓強(qiáng)-時(shí)間”曲線模擬，“壓強(qiáng)-時(shí)間”曲線為簡化的線性函數(shù)，比如S3B電氣間模塊的設(shè)計(jì)爆炸荷載曲線見圖5。各處爆炸沖擊波的超壓時(shí)長均為油氣爆燃定量分析結(jié)果，爆炸沖擊波負(fù)壓增加階段時(shí)長均為70 ms，負(fù)壓降低階段時(shí)長均為100 ms；負(fù)壓峰值PS1按下式計(jì)算：

表2 P3B電氣間模塊結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)爆炸超壓

表3 S3B電氣間模塊結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)爆炸超壓

表4 電氣間模塊基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)爆炸壓強(qiáng)

圖5 S3B電氣間模塊設(shè)計(jì)爆炸荷載曲線

3 模塊基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)抗爆炸分析

電氣間模塊基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)抗爆炸工況分析對(duì)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(jié)構(gòu)抗爆炸強(qiáng)度（Strength Level Blast） 和結(jié)構(gòu)抗爆炸延性（Ductility Level Blast）。

3.1 模塊主體和基座

模塊主體結(jié)構(gòu)抗爆炸分析按企業(yè)標(biāo)準(zhǔn)《海上平臺(tái)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)總則》和API RP 2FB規(guī)范進(jìn)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(jié)構(gòu)強(qiáng)度，見表5。

模塊主體結(jié)構(gòu)抗爆炸強(qiáng)度分析應(yīng)用軟件PATRAN/NASTRAN進(jìn)行線性靜力分析。按企業(yè)標(biāo)準(zhǔn)《海上平臺(tái)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)總則》要求，模塊各層甲板活荷載取操作工況時(shí)甲板活荷載的1/2，爆炸靜態(tài)壓強(qiáng)值取Ps的1/3，結(jié)構(gòu)許用應(yīng)力為鋼材的屈服強(qiáng)度。

表5 模塊主體結(jié)構(gòu)抗爆炸分析荷載組合工況

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

圖6 S3B電氣間模塊結(jié)構(gòu)抗爆炸強(qiáng)度分析模型

圖7 S3B電氣間模塊工藝甲板和基座名義應(yīng)力云圖

對(duì)于模塊主體結(jié)構(gòu)抗爆炸延性分析，應(yīng)用LS-DYNA 3D軟件進(jìn)行時(shí)域非線性動(dòng)力分析。為準(zhǔn)確計(jì)算結(jié)構(gòu)塑性應(yīng)變，鋼材的“應(yīng)力-應(yīng)變”雙線性硬化特性按DNV RP C204規(guī)范取值[10]。當(dāng)爆炸沖擊載荷作用于鋼材時(shí)，由于應(yīng)變率的提高，鋼材的性能表現(xiàn)為屈服強(qiáng)度的提高和塑性的降低，即“應(yīng)變率效應(yīng)”。按企業(yè)標(biāo)準(zhǔn)《海上平臺(tái)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)總則》要求，爆炸工況時(shí)主體結(jié)構(gòu)塑性應(yīng)變應(yīng)小于5%，由應(yīng)變率引起的鋼材屈服強(qiáng)度的提高不得超過10%。

模塊主體結(jié)構(gòu)抗爆炸延性分析模型由結(jié)構(gòu)抗爆炸強(qiáng)度分析模型轉(zhuǎn)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(jié)構(gòu)邊界條件見圖8。在甲板支墩底部處約束各向位移，垂向、側(cè)面彈性基座與模塊基座鋼材之間均按“主-從（Master-Slave）”關(guān)系邊界條件模擬，“彈性基座-鋼”界面處的靜摩擦和滑動(dòng)摩擦系數(shù)分別取0.6和0.3，彈性基座設(shè)計(jì)參數(shù)見表6[8]。結(jié)構(gòu)抗爆炸延性分析結(jié)果表明，P3B和S3B電氣間模塊主體及基座結(jié)構(gòu)均未產(chǎn)生塑性應(yīng)變，單個(gè)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(jié)構(gòu)邊界條件

表6 彈性基座設(shè)計(jì)參數(shù)

3.2 FPSO主甲板支墩

FPSO主甲板支墩結(jié)構(gòu)抗爆炸強(qiáng)度分析按BV NR 445規(guī)范進(jìn)行，荷載組合見表7，結(jié)構(gòu)許用應(yīng)力為1.1倍鋼材的屈服強(qiáng)度。爆炸分析組合工況考慮1年一遇環(huán)境條件時(shí)的船體總縱彎曲荷載[11]。為減少組合工況的數(shù)量，對(duì)甲板支墩分別受四周8個(gè)方向爆炸荷載的結(jié)構(gòu)應(yīng)力進(jìn)行了敏感性分析，結(jié)果表明甲板支墩受X向（延船體縱向）爆炸荷載時(shí)的結(jié)構(gòu)應(yīng)力最高，故組合工況僅考慮X向爆炸荷載。按企業(yè)標(biāo)準(zhǔn)《FPSO船體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)總則》要求，F(xiàn)PSO主甲板受爆炸荷載分別考慮主甲板之上超壓和船艙內(nèi)負(fù)壓兩種工況。

表7 FPSO主甲板支墩結(jié)構(gòu)抗爆炸強(qiáng)度分析的荷載組合工況

根據(jù)各模塊基座支反力和船艙結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，選取S3和S3B模塊主甲板支墩結(jié)構(gòu)建立有限元分析模型，半寬船艙段長度為35 m，有限元網(wǎng)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(xì)化網(wǎng)格尺寸為2 t×2 t（t為板厚），見圖9。主甲板支墩結(jié)構(gòu)抗爆炸強(qiáng)度分析結(jié)果表明，在“船體中垂彎曲+主甲板之上爆炸超壓”工況時(shí)，S3B模塊靠舷邊支墩的局部結(jié)構(gòu)名義應(yīng)力超過了許用應(yīng)力（見表8、圖10），故對(duì)此工況再進(jìn)行結(jié)構(gòu)抗爆炸延性分析，結(jié)果為局部可產(chǎn)生0.07%的塑性應(yīng)變。

圖9 S3B模塊主甲板支墩結(jié)構(gòu)抗爆炸強(qiáng)度分析模型

3.3 基座止升爪

電氣間模塊受爆炸荷載時(shí)，模塊基座處可產(chǎn)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(shí)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(jì)算得出單個(gè)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(yīng)力為84.75 MPa[8]。

表8 主甲板支墩結(jié)構(gòu)抗爆炸強(qiáng)度分析的名義應(yīng)力

圖10 S3B模塊主甲板支墩名義應(yīng)力云圖

表9 模塊基座抗上拔工況設(shè)計(jì)爆炸荷載

應(yīng)用LS-DYNA 3D軟件對(duì)單個(gè)止升爪進(jìn)行結(jié)構(gòu)抗爆炸延性分析，有限元網(wǎng)格尺寸為50 mm×50 mm，分析結(jié)果為止升爪上可產(chǎn)生1.43%的塑性應(yīng)變，見圖11，甲板支墩與止升爪接觸處則可產(chǎn)生0.65%的塑性應(yīng)變。

圖11 止升爪塑性應(yīng)變分析模型和結(jié)果

4 液壓頂升模塊基座結(jié)構(gòu)分析

通常FPSO上部模塊的爆炸、火災(zāi)事故具有連鎖發(fā)生特點(diǎn)。爆炸后持續(xù)火災(zāi)產(chǎn)生的高溫可能造成垂向彈性基座的率先熔毀變形，進(jìn)而導(dǎo)致模塊基座垮塌。為此，甲板支墩上還應(yīng)設(shè)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(yīng)設(shè)置相應(yīng)的承載肘板（材質(zhì)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(shè)計(jì)有15～25 mm的間隙，鋼墊墩在垂向彈性基座熔毀后可臨時(shí)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(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)考慮爆炸火災(zāi)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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)和止升爪安裝復(fù)原。電氣間模塊單個(gè)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(jù)基座處所需的頂升力，需在每個(gè)基座下布置4個(gè)液壓油缸，油缸額定負(fù)荷為5 101 kN，頂升行程為45 mm；油缸的額定負(fù)荷最大利用率為57.7%，為單個(gè)油缸的故障失效預(yù)留安全冗余。

應(yīng)用ABAQUS軟件對(duì)液壓頂升工況時(shí)的模塊基座結(jié)構(gòu)進(jìn)行靜力分析，有限元網(wǎng)格尺寸為50 mm×50 mm；按DNV OS C102規(guī)范校核模塊基座結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，頂升工況時(shí)模塊基座結(jié)構(gòu)許用應(yīng)力比操作工況許用應(yīng)力提高1/3[12]；液壓油缸的頂升荷載取其額定負(fù)荷，墊板材質(zhì)為EH36級(jí)，分析結(jié)果見表10和圖14。

表10 模塊基座液壓頂升工況名義應(yīng)力

圖14 模塊基座液壓頂升工況名義應(yīng)力云圖

應(yīng)用NASTRAN軟件對(duì)液壓頂升工況時(shí)的主甲板支墩進(jìn)行靜力分析，有限元網(wǎng)格尺寸為50 mm×50 mm，按BV NR 445規(guī)范校核FPSO主甲板支墩結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，頂升工況考慮了1年一遇環(huán)境條件時(shí)的船體總縱彎曲荷載，主甲板支墩結(jié)構(gòu)許用應(yīng)力與操作工況許用應(yīng)力相同[11]，液壓油缸的頂升荷載取其額定負(fù)荷，分析結(jié)果見表11和圖15。

表11 主甲板支墩液壓頂升工況名義應(yīng)力

圖15 主甲板支墩液壓頂升工況名義應(yīng)力云圖

5 結(jié)束語

以超大型FPSO的電氣間模塊基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)為抗油氣泄漏燃爆設(shè)計(jì)對(duì)象，對(duì)上部模塊油氣燃爆控制措施進(jìn)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(tǒng)模塊隔離的總體布置方案。根據(jù)上部模塊油氣泄漏擴(kuò)散、燃爆連鎖風(fēng)險(xiǎn)定量分析結(jié)果和筆者所在公司企業(yè)標(biāo)準(zhǔn)要求，確定了電氣間模塊、FPSO主甲板支墩等各處的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)爆炸壓強(qiáng)。

本FPSO工程設(shè)計(jì)對(duì)電氣間模塊主體和基座、FPSO主甲板支墩和基座止升爪進(jìn)行了抗爆炸工況線性靜力分析和時(shí)域非線性動(dòng)力分析，計(jì)算了基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度和塑性應(yīng)變，結(jié)果表明電氣間模塊主體及基座結(jié)構(gòu)均未產(chǎn)生塑性應(yīng)變，F(xiàn)PSO主甲板支墩和基座止升爪結(jié)構(gòu)均可產(chǎn)生塑性應(yīng)變，塑性應(yīng)變值滿足企業(yè)標(biāo)準(zhǔn)要求。對(duì)液壓頂升模塊、更換彈性基座工況進(jìn)行了分析，結(jié)果表明電氣間模塊基座和FPSO主甲板支墩結(jié)構(gòu)應(yīng)力小于船級(jí)社規(guī)范中給出的許用應(yīng)力。FPSO電氣間模塊基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)抗爆炸分析可確保FPSO和電氣間模塊主體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的本質(zhì)安全。