張美榮 徐田甜

（1.海洋石油工程股份有限公司 天津 300451;2.中海石油（中國）有限公司天津分公司 天津 300459）

0 引 言

浮式生產(chǎn)儲卸油裝置（FPSO）是深水油田開發(fā)的重要工程設(shè)施。FPSO 起重機(jī)作業(yè)可能因人為操作失誤、設(shè)備故障等原因引起吊物墜落事故，可能會對FPSO 上部模塊、船體甲板造成損傷，甚至可能撞穿甲板，進(jìn)而損壞甲板下的設(shè)備、設(shè)施，導(dǎo)致次生事故。因此，由FPSO 起重機(jī)作業(yè)所引發(fā)的吊物墜落事故是主要的機(jī)械碰撞損傷風(fēng)險。

深水油田開發(fā)通常應(yīng)用化學(xué)藥劑注入FPSO 和水下生產(chǎn)工藝系統(tǒng)中。化學(xué)藥劑采用符合《國際海運(yùn)危險貨物規(guī)則（IMDG Code）》要求的罐式集裝箱（以下簡稱“罐箱”）裝載，由供應(yīng)船定期為FPSO 補(bǔ)給?；瘜W(xué)藥劑腐蝕性較強(qiáng)，一旦化學(xué)藥劑罐箱在FPSO 起重機(jī)吊運(yùn)過程中墜落受損而泄漏，可能會傷及人員、污染環(huán)境，并造成設(shè)備、設(shè)施損失等后果，因此是石油公司要求的FPSO 抗墜物撞擊風(fēng)險和結(jié)構(gòu)分析的重要事件。

基于此，本文以1艘深水FPSO為例，闡述其所屬石油公司的企業(yè)標(biāo)準(zhǔn)——《技術(shù)風(fēng)險評估方法》和《海上平臺結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)總則》（以下簡稱“企標(biāo)I”）對FPSO抗墜物撞擊結(jié)構(gòu)分析的技術(shù)要求，對罐箱墜落撞擊上部模塊和主卸貨區(qū)甲板結(jié)構(gòu)分析過程和優(yōu)化設(shè)計(jì)結(jié)果進(jìn)行探討。

1 化學(xué)藥劑注入上部模塊總體布置

FPSO 船體的總長為330 m、型寬為61 m、型深為33.5 m，設(shè)計(jì)壽命25 a。船首部FR.0~FR.35肋位之間布置生活模塊，F(xiàn)R.35~FR.60 肋位之間布置主卸貨區(qū)，在FR.50 肋位處的兩舷舷側(cè)各布置1臺主起重機(jī)。總體設(shè)計(jì)將P1 化學(xué)藥劑注入上部模塊緊鄰左舷起重機(jī)和主卸貨區(qū)布置，以盡量縮短罐箱在FPSO 甲板上的吊運(yùn)路徑和時間，降低罐箱墜落風(fēng)險和影響范圍。FPSO 左舷主起重機(jī)、主卸貨區(qū)和P1 模塊頂層甲板布置見圖1。

圖1 FPSO 左舷主起重機(jī)、主卸貨區(qū)和P1 模塊頂層甲板布置

FPSO 主卸貨區(qū)甲板和P1 模塊的頂層甲板分別高于FPSO 主甲板6 m 和22 m?；驹O(shè)計(jì)在P1模塊頂層甲板上布置長×寬為16.0 m×7.2 m 的罐箱卸貨/存儲區(qū)，補(bǔ)給采用5 種不同規(guī)格的罐箱，罐箱的額定吊重質(zhì)量為0.5~8.6 t 不等。詳細(xì)設(shè)計(jì)將P1 模塊頂層甲板中部的22.6 m×12.6 m 范圍布置為罐箱卸貨/存儲區(qū)，見下頁圖2。為提高罐箱換裝不同藥劑的通用性、減少罐箱的規(guī)格種類，補(bǔ)給采用1 種立式罐箱（共5 個）和1 種臥式罐箱（共20 個）。立式和臥式罐箱的額定吊重分別為 6.5 t 和15.0 t，由起重機(jī)將罐箱吊運(yùn)、存放在FPSO主卸貨區(qū)甲板或P1模塊的頂層甲板上，見下頁圖3。

圖2 P1 模塊頂層甲板中部罐箱卸貨/存儲區(qū)

圖3 左舷主起重機(jī)吊運(yùn)罐箱路徑（詳細(xì)設(shè)計(jì)）

2 化學(xué)藥劑罐箱墜落風(fēng)險分析

2.1 企業(yè)標(biāo)準(zhǔn)要求

《技術(shù)風(fēng)險評估方法》要求：海上生產(chǎn)設(shè)施工程設(shè)計(jì)應(yīng)針對起重機(jī)吊運(yùn)作業(yè)，根據(jù)布置和作業(yè)情景開展墜物定量風(fēng)險分析，確定墜物超越撞擊能量（Exceedance Impact Energy）對應(yīng)的風(fēng)險可接受發(fā)生概率為1.0×10/a。若未開展墜物定量風(fēng)險分析，主卸貨區(qū)及上部模塊甲板結(jié)構(gòu)應(yīng)按質(zhì)量為12 t的集裝箱從3 m 高處墜落撞擊進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。

企標(biāo)I 要求：化學(xué)藥劑罐箱在主卸貨區(qū)甲板上方的吊運(yùn)高度為5 m；當(dāng)向上吊運(yùn)罐箱至上部模塊甲板的補(bǔ)給點(diǎn)時，應(yīng)在罐箱達(dá)到上部模塊甲板以上5 m 高處后方可水平移運(yùn)、下放。墜物撞擊海上設(shè)備、設(shè)施受損后果評級原則見下頁表1。

表1 墜物撞擊海上設(shè)備、設(shè)施受損后果評級原則（企業(yè)標(biāo)準(zhǔn)）

2.2 罐箱墜落風(fēng)險降低措施

FPSO 詳細(xì)設(shè)計(jì)按企標(biāo)I 要求，針對吊運(yùn)罐箱作業(yè)開展了墜物定量風(fēng)險分析。左舷起重機(jī)每年從供應(yīng)船向P1模塊頂層甲板吊運(yùn)臥式罐箱總次數(shù)為32.2次，從FPSO 主卸貨區(qū)甲板向P1 模塊頂層甲板吊運(yùn)臥式罐箱總次數(shù)為13.8 次。起重機(jī)每次吊運(yùn)罐箱可能發(fā)生墜落撞擊FPSO、撞擊供應(yīng)船和墜海的風(fēng)險概率按國際石油與天然氣生產(chǎn)者協(xié)會（OGP）統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)取值，見表2?？梢?，罐箱墜落撞擊供應(yīng)船的風(fēng)險概率最高，撞擊FPSO 的風(fēng)險概率次之。罐箱墜落撞擊（Dropped Impact）以及側(cè)向撞擊（Swinging Impact）的風(fēng)險概率比重各為50%；起重機(jī)在提升、水平移運(yùn)、下放罐箱過程中的墜落風(fēng)險概率比重分別為40%、30%和30%。

表2 海上設(shè)施起重機(jī)吊物墜落撞擊風(fēng)險概率（OGP 數(shù)據(jù)）

起重機(jī)將臥式罐箱提升至P1 模塊頂層甲板之上5 m 高處，罐箱至FPSO 主卸貨區(qū)甲板的高度達(dá)20 m，罐箱墜落撞擊主卸貨區(qū)甲板能量已達(dá)到企業(yè)標(biāo)準(zhǔn)定義的“災(zāi)難”等級。主卸貨區(qū)甲板之下的錨機(jī)、消防水泵為關(guān)鍵設(shè)備。為了盡量降低罐箱的墜落撞擊風(fēng)險和后果，詳細(xì)設(shè)計(jì)將起重機(jī)從供應(yīng)船向P1 模塊頂層甲板吊運(yùn)罐箱的作業(yè)路徑規(guī)劃為4個階段（見圖3）：

1）第1 階段：起重機(jī)用時60 s 將罐箱從供應(yīng)船甲板上垂直提升至FPSO 舷外的高空處，罐箱到達(dá)的高度為FPSO 主卸貨區(qū)甲板之上5 m；

2）第2 階段：起重機(jī)用時50s將罐箱從FPSO 舷外水平移運(yùn)至主卸貨區(qū)內(nèi)的垂直提升作業(yè)區(qū)，罐箱墜落主卸貨區(qū)甲板的設(shè)計(jì)撞擊能量為562.86 kJ；

3）第3 階段：起重機(jī)用時60 s 將罐箱垂直提升至主卸貨區(qū)甲板之上20 m 處，罐箱墜落主卸貨區(qū)甲板的設(shè)計(jì)撞擊能量為2 943 kJ；

4）第4 階段：起重機(jī)用時40 s 將罐箱水平移運(yùn)至P1 模塊頂層甲板補(bǔ)給點(diǎn)上方后垂直下放，罐箱墜落P1 模塊頂層甲板的設(shè)計(jì)撞擊能量為562.86 kJ。

與基本設(shè)計(jì)的起重機(jī)將罐箱從供應(yīng)船甲板上連續(xù)垂直提升至P1 模塊頂層甲板之上5 m 高處的路徑方案相比，詳細(xì)設(shè)計(jì)的起重機(jī)吊運(yùn)罐箱作業(yè)路徑盡量縮短了罐箱處于FPSO 舷外高空中的時間，降低了罐箱墜落撞擊供應(yīng)船以及墜海的風(fēng)險。臥式罐箱墜落撞擊供應(yīng)船以及墜海的風(fēng)險概率分別為1.64×10/a 和5.47×10/a，墜落撞擊FPSO 主卸貨區(qū)甲板和P1 模塊頂層甲板的風(fēng)險概率分別為1.51×10/a 和1.30×10/a。

3 結(jié)構(gòu)抗罐箱撞擊分析

3.1 結(jié)構(gòu)材料模型

墜物撞擊是結(jié)構(gòu)在短時間內(nèi)在撞擊載荷作用下的非線性動態(tài)響應(yīng)過程，被撞結(jié)構(gòu)迅速超越彈性階段后進(jìn)入塑性流變階段，可產(chǎn)生撕裂、屈曲等形式的破壞或失效。企標(biāo)I 要求：按DNVGLRP-C204 規(guī)范，應(yīng)用顯式非線性有限元法對墜物撞擊結(jié)構(gòu)過程進(jìn)行模擬分析。

在動態(tài)載荷作用下，鋼材的屈服應(yīng)力顯著提高，瞬時應(yīng)力也隨應(yīng)變率的提高而提高，即鋼材屈服應(yīng)力和拉伸強(qiáng)度極限隨應(yīng)變率的增加而增加。采用Cowper-Symonds本構(gòu)方程考慮應(yīng)變率對鋼材力學(xué)性能的影響，方程中的應(yīng)變率系數(shù)和按DNVGL-RP-C208 規(guī)范取值：=4 000 s，=5。

3.2 結(jié)構(gòu)抗撞擊設(shè)計(jì)衡準(zhǔn)

結(jié)構(gòu)抗墜物撞擊分析中采用許用最大塑性應(yīng)變來判定材料是否失效，即當(dāng)結(jié)構(gòu)單元的等效塑性應(yīng)變達(dá)到許用最大塑性應(yīng)變時，結(jié)構(gòu)單元失效。企標(biāo)I 要求的結(jié)構(gòu)許用最大塑性應(yīng)變見表3，主要結(jié)構(gòu)件包括甲板板、立柱、主桁材和一類骨材，次要結(jié)構(gòu)件包括二類骨材、加強(qiáng)筋等。

表3 結(jié)構(gòu)許用最大塑性應(yīng)變（企業(yè)標(biāo)準(zhǔn)）

根據(jù)DNVGL-RP-C204 規(guī)范，可先將罐箱假定為剛性體，被撞擊結(jié)構(gòu)吸收所有撞擊能量，此分析所得結(jié)構(gòu)變形最大；如分析結(jié)果不滿足要求，則對罐箱準(zhǔn)確模擬剛度后再次分析，罐箱和被撞擊結(jié)構(gòu)都吸收部分撞擊能量。撞擊點(diǎn)選為甲板板格中心點(diǎn)、主桁材中點(diǎn)和骨材中點(diǎn)。

企標(biāo)I 要求：墜物撞擊結(jié)構(gòu)后，墜物不得穿透結(jié)構(gòu)，被撞擊結(jié)構(gòu)不得倒塌；墜物不得撞擊到甲板下的重要設(shè)備、設(shè)施；如設(shè)備、設(shè)施上方有保護(hù)結(jié)構(gòu)，則保護(hù)結(jié)構(gòu)被撞擊后與設(shè)備、設(shè)施的間距應(yīng)大于300 mm。

3.3 主卸貨區(qū)甲板

3.3.1 結(jié)構(gòu)分析模型

主卸貨區(qū)甲板抗罐箱撞擊分析應(yīng)用MSC/PATRAN 軟件建立了甲板板、甲板室、立柱、主桁材和骨材的有限元模型；所有結(jié)構(gòu)件按BV-NR445規(guī)范要求，扣除了0.5 mm 的腐蝕余量；模型的邊界條件取立柱根部為剛性固定邊界。甲板結(jié)構(gòu)采用殼單元模擬，有限元網(wǎng)格尺寸小于50 mm×50 mm，使骨材和主桁材腹板高度上至少分別有5 個和8 個網(wǎng)格單元，以保證分析結(jié)果的精度；罐箱與被撞擊結(jié)構(gòu)之間模擬為“主-從”摩擦接觸，摩擦系數(shù)取0.3。

為計(jì)算甲板最大塑性應(yīng)變，應(yīng)用LS-DYNA 3D軟件將罐箱簡化模擬為剛性體（Rigid body），模擬剛性體底面垂直撞擊甲板板格中點(diǎn)或撞擊主桁材中點(diǎn)，剛性體撞擊面長×寬為1 m×1 m。在FR.35肋位之前的15 mm 厚甲板區(qū)，重點(diǎn)關(guān)注錨機(jī)上方的甲板。在FR.35 肋位之后的12 mm 厚甲板區(qū)，重點(diǎn)關(guān)注消防水泵上方的甲板，見圖4。

圖4 FPSO 左舷主卸貨區(qū)甲板有限元模型（12 mm 厚甲板區(qū)）

為計(jì)算罐箱撞入甲板的最大深度，4 種典型工況分別為罐箱角撞擊骨材中點(diǎn)、罐箱角撞擊板格中心、罐箱邊平行撞擊骨材中點(diǎn)和罐箱邊垂直撞擊骨材中點(diǎn)。罐箱模擬為剛性體，剛性體長×寬×高為2.991 m×2.438 m×2.591 m，模型中約束剛性體垂向位移之外的其他自由度。

3.3.2 吊運(yùn)罐箱第2階段

吊運(yùn)罐箱第2 階段分析罐箱撞入主卸貨區(qū)甲板深度結(jié)果見下頁表4。可見：罐箱角撞擊甲板板格中心時的撞入深度最大，罐箱未撞擊消防水泵。從圖5 可看出：被撞擊甲板板格和次要骨材的塑性變形較大，甲板和次要骨材上產(chǎn)生撕裂、屈曲。

圖5 罐箱撞擊主卸貨區(qū)甲板分析結(jié)果

表4 罐箱撞入主卸貨區(qū)甲板深度分析結(jié)果（吊運(yùn)第2 階段）

3.3.3 吊運(yùn)罐箱第3階段

吊運(yùn)罐箱第3 階段分析罐箱撞擊主卸貨區(qū)甲板最大塑性應(yīng)變分析結(jié)果見表5。消防水泵上方甲板主桁材腹板厚度原設(shè)計(jì)為20 mm，罐箱撞擊主桁材中點(diǎn)時，腹板上的最大塑性應(yīng)變超過了5%，故將腹板厚度增大為25 mm，使其最大塑性應(yīng)變滿足企標(biāo)I 要求。

表5 罐箱撞擊主卸貨區(qū)甲板最大塑性應(yīng)變分析結(jié)果（吊運(yùn)第3 階段）

將罐箱模擬為剛性體撞擊主卸貨區(qū)甲板，甲板吸收所有撞擊能量，罐箱撞入甲板深度為1 462 mm，即罐箱撞擊了錨機(jī)，此分析結(jié)果與工程實(shí)際不符，故需對罐箱準(zhǔn)確模擬剛度后再分析；罐箱的支座局部、主框架局部以及罐體容器與框架連接處是局部高應(yīng)力區(qū)，對罐箱進(jìn)行有限元建模時，除角件采用實(shí)體單元模擬外，其他結(jié)構(gòu)均采用殼單元模擬，見圖6。

圖6 罐箱撞擊主卸貨區(qū)甲板分析有限元模型

該罐箱設(shè)計(jì)符合ASME-VIII-1-2010、DNV2.7-1-2015 和EN12079-1-2006 標(biāo)準(zhǔn)要求，罐體容器（壁厚4.4 mm）、主框架以及次要結(jié)構(gòu)的材料分別為S316L 級不銹鋼、S355 J2H 級鋼和S235 JR 級鋼。對罐箱模擬真實(shí)剛度后撞入甲板深度分析結(jié)果見表6。

表6 罐箱撞入主卸貨區(qū)甲板分析結(jié)果（吊運(yùn)第3 階段）

可見，罐箱可吸收約95%的撞擊能量。罐體的容器破裂，主框架上產(chǎn)生撕裂、屈曲，罐箱撞入甲板深度小于主桁材的高度500 mm，罐箱未撞擊錨機(jī)，見圖7。罐箱撞擊主卸貨區(qū)甲板板格中心的能量變化時歷曲線見圖8。

圖7 罐箱撞擊主卸貨區(qū)甲板分析結(jié)果

圖8 罐箱撞擊主卸貨區(qū)甲板板格中心的能量變化時歷曲線

3.4 P1上部模塊頂層甲板

P1 上部模塊頂層甲板抗罐箱撞擊分析應(yīng)用LS-DYNA 3D 軟件建立了頂層甲板的板、梁和支柱的有限元模型，未模擬甲板四周的格柵走道，模型的邊界條件取立柱根部為剛性固定邊界。罐箱模擬為剛性體，僅分析罐箱角撞擊工況，見圖9。

圖9 罐箱撞擊P1 模塊頂層甲板分析有限元模型

罐箱撞入P1 模塊頂層甲板的深度分析結(jié)果見表7。罐箱撞入深度最大處為格柵走道II 區(qū)，被撞擊主梁和次梁上產(chǎn)生撕裂、屈曲，見圖10。罐箱撞入甲板的深度小于主梁的高度1 000 mm，故罐箱未撞擊頂層甲板下的化學(xué)藥劑管道。

表7 罐箱撞入P1 模塊頂層甲板深度分析結(jié)果（吊運(yùn)第4 階段）

圖10 罐箱撞擊P1 模塊頂層甲板格柵走道區(qū)分析結(jié)果

4 結(jié) 論

深水FPSO 設(shè)計(jì)應(yīng)用定量風(fēng)險分析和非線性有限元分析方法，對化學(xué)藥劑注入上部模塊頂層甲板和主卸貨區(qū)甲板抗罐箱墜落撞擊的分析得出主要結(jié)論如下：

（1）應(yīng)合理規(guī)劃FPSO 上化學(xué)藥劑罐箱的吊運(yùn)路徑，控制罐箱墜落撞擊事件的風(fēng)險概率和撞擊能量。

（2）罐箱墜落撞擊引起的甲板損傷變形呈現(xiàn)局部性，甲板被撞擊區(qū)域表現(xiàn)為較大塑性變形，遠(yuǎn)離被撞擊區(qū)域?yàn)檩^小彈性變形，罐箱角撞擊甲板板格中心時的撞入深度最大。

（3）罐箱的剛度模擬方式對其墜落撞擊甲板結(jié)構(gòu)的分析結(jié)果影響很大。真實(shí)剛度的罐箱在墜落撞擊主卸貨區(qū)甲板結(jié)構(gòu)過程中，實(shí)際可吸收約95%的撞擊能量，罐箱撞入甲板深度僅為剛性體撞入甲板深度的12%。消防水泵上方的主卸貨區(qū)甲板厚度取12 mm，甲板主桁材腹板高度取500 mm，局部段腹板厚度需由20 mm 增加為25 mm，便可保證消防水泵不受罐箱撞擊。

（4）化學(xué)藥劑注入上部模塊頂層甲板的最大主梁高度取1 000 mm，可保證罐箱撞入格柵走道的深度小于主梁高度；頂層甲板厚度取10 mm，可有效減小罐箱撞入甲板的深度，保證頂層甲板下的化學(xué)藥劑管道不受罐箱撞擊。