自升式试采平台海水提升泵塔系统设计

许海东

(中海油能源发展股份有限公司 采油服务分公司，天津 300452)



自升式试采平台海水提升泵塔系统设计

许海东

(中海油能源发展股份有限公司 采油服务分公司，天津 300452)

考虑到在站立状态，海水提升泵塔系统是自升式海洋平台上消防、生产、生活等用水的惟一来源，与平台安全、生产直接相关，结合中海油建造的自升式试采平台，对海水提升泵塔系统升降方式选型、整体结构形式、不同工况下结构强度进行介绍，该系统具有结构简单、操作方便、安全性高等特点。

自升式；试采平台；海水提升泵塔；设计

自升式海洋平台是目前应用最为广泛的移动式海洋平台，其主要由平台主体、桩腿和升降系统组成，平台主体与桩腿通过升降系统进行连接[1-2]。自升式平台到达井位时，通过升降系统将平台船体升离水面，准备海上作业；作业结束后，通过升降系统将船体降回水面，升起桩腿，使平台重新恢复成漂浮状态，准备拖航至下一井位作业[3]。海水提升泵塔系统的作用是在站立状态将海水从海中提升至平台，为平台消防、压载、生产、设备冷却、生活等提供海水[4]。

中海油建造的自升式试采平台是一座四桩腿的自升式试采、井口作业一体化平台，钢质非自航。平台设计最大作业水深40 m(含天文潮与风暴潮)，具有试采、油气分离、储存和外输、井口作业、井口回接、弃井及辅助热采等功能。平台在站立状态距离水面最大气隙达到15 m。

1 泵塔升降方式选取

目前，自升式海洋平台海水提升泵塔系统的升降主要有以下几种方式。

1)起重机升降式。如图1a)所示，采用平台起重机作为动力来实现泵塔升降，这是一种最原始的方式。优点：不需要额外的动力源，造价低。缺点: 泵塔重量不能太大，否则需要提高起重机提升能力；如更换潜水泵，需要将泵塔整体提出，操作麻烦，影响平台正常作业。

2)齿轮齿条升降式。如图1b)所示，可采用电动齿轮齿条升降装置或液压马达驱动齿轮齿条升降装置进行升降，这是目前国内外普遍采用的方式[5]。优点：升降速度快，操作方便；海水供应管路及潜水泵等水下设施多安装在海水提升泵塔之内，更换潜水泵不需要提升泵塔。缺点：成本高，加工及装配要求严格。

3)液压插销升降式。如图1c)所示，液压插销升降系统是由销子、销孔、插销油缸、上环梁和顶升液压缸等组成，其工作原理与自升式平台液压插销升降系统相似。优点：海水供应管路及潜水泵等水下设施多安装在海水提升泵塔之内，更换潜水泵不需要提升泵塔；相对齿轮齿条升降式泵塔造价较低。缺点：升降速度慢，操作复杂。

中海油自升式试采平台主要用于探井试采作业，在一个井位作业周期较短，平台升降作业的频次较高，因此对泵塔升降操作要求相对高一些。结合平台特点，对上述3种海水泵塔升降型式进行对比，见表1。

表1 海水泵塔升降型式对比

图1 海水泵塔升降型式

由表1可以看出，齿轮齿条升降式泵塔虽然造价较高，但具有操作简单，升降速度快的优点，非常适于移动频繁的自升式试采平台应用。

中海油自升式试采平台主要用于油气处理、储存、外输等，危险区范围大，海水提升泵塔临近危险区，因此采用液压马达驱动齿轮齿条升降方式，其动力源来自平台悬臂梁移动用液压站。

2 泵塔系统整体型式

平台海水提升泵塔系统主要由主泵塔结构、齿条及液压马达驱动齿轮升降装置、扬水软管、固定落水管及潜水泵等组成，系统结构见图2。

图2 海水泵塔整体结构形式

主海水泵塔是由无缝钢管焊接而成的桁架式结构，泵塔外形为等边三角形，总长32 m。泵塔立管的直径×壁厚为273.1 mm×11.1 mm、219.1 mm×11.1 mm及219.1 mm×12.7 mm，水平撑管及斜撑管直径168.3 mm，壁厚9.5 mm。在海水提升泵塔底部设有托架结构，用于安置2台海水提升泵，并在海水泵相应高度处设导向固定结构用于固定海水泵。海水泵出口与泵塔主立管(兼作扬水管)的底部侧面进水管通过法兰进行连接。在平台生活楼外围壁上设有固定落水管，其与兼作扬水管的泵塔主立管顶部通过软管进行连接。综合考虑泵塔高度、落水管高度及泵塔与落水管间距离等因素确定软管长度，满足海水泵塔升降过程中不拆卸软管的要求，便于操作。

主甲板上设有液压马达驱动齿轮齿条装置及导向机构，在拖航状态，海水提升泵塔通过液压马达升降装置升至泵塔底部与平台底部平齐；在站立状态，海水泵塔通过液压马达升降装置下放至预定入水高度处；在平台拖航及站立状态时，也可以通过升降装置实现对海水泵塔的锁紧固定。

在平台主船体海水提升泵塔围阱区内设有导向机构，引导海水泵塔升降作业。在二层甲板海水提升泵塔开口处，设有导向装置，在平台作业及拖航时，通过插入楔块固定海水泵塔，防止海水泵塔发生较大晃动。

该海水泵塔系统具有以下特点。

1)采用液压马达驱动齿轮齿条升降装置进行海水泵塔升降，升降速度快，操作方便，可实现与平台进行同步升降。

2)液压马达动力来自平台悬臂梁移动用液压站，无需增设专用液压站，降低了平台投资。

3)升降平台全过程中，无需进行软管的拆卸、连接等工作，省时省力，降低了作业风险。

3 海水泵塔强度分析

3.1 计算模型

利用有限元分析软件ANSYS建立海水泵塔结构强度分析模型，见图3。根据海水提升泵塔的特点，利用PIPE59管单元来模拟泵塔主立管和撑管等结构。在平台主船体海水泵塔围阱区及二层甲板导向位置处施加UX、UY位移约束，在主甲板升降齿轮及锁紧棘爪位置处垂向UZ位移约束。

图3 海水泵塔有限元模型

3.2 计算工况与载荷

根据平台工作状态，海水泵塔设计工况主要分为平台站立和拖航2种工况。

3.2.1 站立工况

平台站立状态以风暴自存工况作为海水泵塔的计算工况，对应环境条件如下：作业水深40 m，气隙15 m，波高9.3 m，波浪周期9.6 s，表面流速1.285 m/s，入水深度6.1 m，风速51.5 m/s。

计算所用坐标系如图4所示，环境载荷作用方向分别取为0°(纵向)、60°(斜向)、90°(横向)、120°(斜向)、180°(纵向)、240°(斜向)、270°(横向)、300°(斜向)。

图4 结构坐标系

海水泵塔结构主要承受系统重量、波浪、海流及泵送的海水等载荷。

波浪、海流载荷按式(1)进行计算。波浪、流载荷按照同一方向考虑，利用ANSYS中的PIPE59单元模拟浸没在水中受波浪、海流力作用管状结构，设置好相应参数后由程序自动施加[6]。

(1)

式中：ρ——海水密度，kg/m3；

CD——拖曳力系数，由试验确定，当实验资料不足时，对圆形构件，可以取CD=0.6～1.2，本平台考虑齿条影响，CD取上限值1.2；

CM——惯性力系数，对圆形构件，可以取CM=1.2～2.0；

D——圆形构件直径，m；

u——垂直于构件轴线的水质点相对于构件的速度分量，为其绝对值，当海流与波浪联合作用于平台时，u为波浪水质点的速度矢量与海流速度矢量之和在垂直于构件方向上的分矢量；

风载荷按式(2)进行计算，计算得到风载荷按集中载荷施加在泵塔相应高度处[6]。

F=ChCsSp

(2)

式中：Ch——受风构件高度系数；

Cs——风载荷形状系数；

S——受风面积，m2；

p——风压，p=0.613×10-3v2，kPa，

其中：v——设计风速，m/s。

海水泵塔结构承受重量、海水等载荷通按惯性载荷施加。

3.2.2 拖航工况

平台拖航状态以风暴拖航工况作为海水泵塔的计算工况，对应条件如下：泵塔顶端距基线32 m，风速51.5 m/s，平台摇摆角15°(纵摇/横摇)，平台摇摆周期10 s。

拖航工况，泵塔水平方向承受摇摆惯性力、摇摆重力水平力、风力等载荷；垂直方向承受摇摆轴向力、摇摆重力轴向力等载荷[7-8]。

摇摆惯性力按式(3)进行计算。

(3)

式中：m——泵塔悬伸段的质量，t/m；

θ——摇摆角,rad；

T——摇摆周期，s。

摇摆惯性力矩按式(4)进行计算。

(4)

摇摆重力水平力按式(5)进行计算：

(5)

式中：G——泵塔悬伸段重量，kN。

摇摆重力水平力引起的弯矩按式(6)进行计算：

(6)

式中：l——泵塔悬伸段长度，m。

作用在泵塔上的水平风载荷按照式(2)进行计算。

作用在泵塔上的摇摆轴向力按式(7)进行计算：

(7)

作用在泵塔上的摇摆重力垂直力按式(8)进行计算：

(8)

式中：G——泵塔悬伸段重量，kN。

将计算的相应水平载荷、轴向载荷按照集中载荷施加在相应作用位置处。

3.3 强度分析

海水泵塔结构部分立管采用API X80材质，屈服强度552 MPa，海水泵塔部分立管、撑管采用API X52材质，屈服强度359 MPa。根据CCS《海上移动平台入级规范》(2012)，安全系数取1.25，则API X52钢管的许用应力为359/1.25=287.2 MPa，API X80钢管的许用应力为552/1.25=441.6 MPa。

根据强度分析结果，使用API X80的立管的最大应力为383.511 MPa，使用API X52的立管、撑管的最大应力为248.183 MPa，均小于许用应力，站强度满足规范要求。

4 结论

1)结合中海油自升式试采平台特点，采用了液压马达齿轮齿条驱动的海水提升泵塔升降型式，与平台悬臂梁移动共用一个液压站，并在泵塔顶部出口设有软管与固定落水管连接，保证了平台升降过程中无需进行软管的拆卸、连接等工作，具有升降速度快、操作方便、安全性能高等特点。

2)对平台站立工况、拖航工况下海水提升泵塔结构强度分析表明，强度满足要求。

[1] 徐松森．自升式平台上下分体探讨[J],船海工程,2008(1):88-90.

[2] 郑振豪，卢永然，徐少柯，等.某自升式平台结构性能分析与评估[J],船海工程,2014(6):157-160.

[3] 吴南，冯帆.某自升式平台升降系统结构强度评估[J].船海工程,2014(2):144-145.

[4] 曹士峰，张纯朋.新式海水提升泵塔在自升式钻井平台中的应用[J].中国海洋平台,2012(6):51-55.

[5] 贾芳民.海洋石油161平台海水泵塔液压油缸升降系统的设计[J].液压与气动,2011(8):77-78.

[6] 中国船级社．海上移动平台入级规范(2012)[S]．北京：人民交通出版社,2012.

[7] 孙东昌，潘斌．海洋自升式移动平台设计与研究[M]．上海: 上海交通大学出版社，2008.

[8] 尹秀凤，刘静，李磊，等.拖航工况自升式平台桩腿结构强度计算分析[J].船海工程,2013(2):100-102.

Design of the Seawater Lift Pump Tower System of the Jack-up Production Test Unit

XU Hai-dong

(CNOOC Energy Technology & Services-Oil Production Services Co., Tianjin 300452, China)

Under the elevated conditions seawater lift pump tower system is the only source for the fire fighting, production and living of the jack-up unit, which is directly involved with the safety and production of the unit. The choice of jacking type, integral structure type and structure strength analysis under different conditions was presented in example of the CNOOC jack-up production test unit. The system has the advantages of simple structure, convenient in operation, high safety, etc.

jack-up; production test unit; seawater lift pump tower; design

10.3963/j.issn.1671-7953.2016.05.011

2016-07-10

中海石油总公司项目(CNOOC-KJ 125 ZDXM 08 LTD NFCY 2014-01)

许海东(1978—)，男，学士，工程师

U674.38

A

1671-7953(2016)05-0042-04

修回日期：2016-08-10

研究方向:海洋工程技术与装备

E-mail:xuhd@cnooc.com.cn