FPSO电气间模块和基座结构抗爆炸分析

徐田甜

中国海洋石油国际有限公司，北京100028

超大型FPSO（浮式生产储卸油装置）是海上油田开发的重要工程设施。海上作业环境使FPSO上部模块的油气处理工艺设备、压力容器、管道和阀门等易发生油气泄漏、扩散，进而可能引发爆炸、火灾事故，造成人员伤亡和财产损失[1]。FPSO总体布置设计按风险隔离原则，应将危险区域、模块与含有引火源和引爆源的区域、模块尽量远离，或者以防火墙、防爆墙等设施进行隔离。在FPSO工程设计中开展上部模块油气泄漏扩散、燃爆连锁风险定量分析及控制策略优化研究，对提高FPSO作业的安全性和高效性具有重要意义[2]。

FPSO的电气系统除了满足船上用电需求之外，通常还向油田平台或水下井口供电；上部模块电气系统主要包括主电站和电气间模块，是FPSO自身乃至整个油田的发电与输电控制中心[3]。FPSO电气间模块是高耸的全封闭箱型建筑物，FPSO上部模块总体布置设计通常以电气间模块作为防火、防爆屏障，将油气处理工艺模块与主电站、公用系统和生活模块等隔离，这对电气间模块及其基础结构的抗爆炸设计提出了较高的要求。一些石油公司的企业标准建立了完整的油气爆炸火灾风险分析评估体系和工程设计准则，以确保FPSO和上部模块主体结构设计的本质安全，防止发生溢油等重大次生事故[4-5]。

本文以一艘西非深水多点系泊FPSO的电气间模块为例，结合笔者所在公司企业标准《技术风险评估方法（Technological risk assessment methodology）》《海上平台结构设计总则》《海上箱型建筑物设计总则》《FPSO船体结构设计总则》和《被动防火设计总则》，介绍了上部模块油气泄漏扩散、燃爆连锁风险定量分析及控制策略优化方案研究结果，阐述了电气间模块基础结构抗爆炸分析的技术要点和设计成果[6-8]。

1 上部模块总体布置

FPSO船体总长×型宽×型深为330 m×61 m×33.5 m。在FPSO船中部管廊的两侧布置上部模块，从船首至船尾，左舷依次为P1～P9模块，右舷依次为S1～S8模块；P1、P2、S1和S2模块为公用系统模块，P4～P9、S4～S8模块为油气处理工艺模块；P3和S3主电站模块分别紧邻P3B和S3B电气间模块，见图1[8]。P3B和S3B电气间模块面向工艺模块的北侧围壁按企业标准《海上箱型建筑物设计总则》《被动防火设计总则》要求设计为防火墙，采用J60级被动防火保护（PFP）涂层，确保在60 min喷射式烃类火灾事故中，模块主体结构的表面温度不超过427℃。

图1 P3B电气间和P3主电站模块总体布置

P3B和S3B电气间模块的设计操作质量分别为1 751 t和1 866 t，模块顶层甲板在工艺甲板之上的高度分别为20.15 m和21.65 m，模块工艺甲板高于FPSO主甲板6 m，模块下方为原油货舱。每座模块设4个甲板支墩支撑，支墩之间的纵向跨距为10 m，横向跨距为16 m。每座模块的2个基座处设纵向限位，靠船中的2个基座处设横向限位，每个基座处设2个止升爪，阻止基座向上的位移，保证模块不会整体倾覆，见图2（a）。止升爪钢垫块（厚度45～55 mm） 与甲板支墩之间设20～30 mm垂向间隙，见图2（b）。模块基座与支墩之间设垂向、侧面弹性基座，垂向弹性基座的垫板焊接在甲板支墩顶部，侧面弹性基座由锚固板和螺栓固定在限位结构上，弹性基座与支墩、限位结构之间的平行度误差不超过1 mm/m，侧面弹性基座与支墩侧面的间隙为0～2 mm，确保界面安装精度与设计理论边界条件吻合[8]。

图2 电气间模块基础结构

2 油气泄漏扩散和爆燃风险分析

油气爆炸冲击波对FPSO上部模块结构和设备造成的损伤主要取决于爆炸超压大小和超压传递的速率。在进行FPSO工程设计时，针对上部模块油气泄漏扩散和爆燃风险，基于FLUENT计算流体动力学软件和DNV PHAST过程危害分析软件，建立了上部模块油气处理系统泄漏天然气爆燃事故后果预测与分析模型，对油气爆燃进行模拟和风险定量分析，研究爆炸超压的发展规律，确定上部模块各处设计爆炸超压峰值Ps和超压传递的速率等。按企业标准《技术风险评估方法》要求，风险定量分析中上部模块工艺模块区域可接受爆燃发生概率取1×10-4/a，综合考虑了气象条件、拥塞程度、气云尺寸、引火源位置等对爆炸超压的影响[9]。图3所示为P6工艺模块顶层甲板处的油气泄漏扩散分布分析结果，此工况的管道阀门泄漏等效孔径为φ250 mm，泄漏压强为4.55 MPa，-X向设计风速为5 m/s。

图3 P6工艺模块顶层甲板处的油气泄漏扩散分布分析结果

本FPSO工程设计为了优化上部模块的油气燃爆控制方案，分别开展了油气燃爆控制措施基础方案和4种油气燃爆控制措施敏感性分析方案的研究，以确定最经济的燃爆控制措施。油气燃爆控制措施的基础方案仅以电气间模块作为防火、防爆屏障对油气处理工艺模块与主电站模块加以隔离；4种油气燃爆控制措施敏感性分析方案具体内容见表1。

表1 上部模块油气燃爆控制措施的敏感性分析方案

比如，敏感性分析方案A在电气间模块与油气处理工艺模块之间增设防爆墙，这会造成油气云团在电气间模块北侧围壁与防爆墙之间积聚，从而使P3、S3主电站模块和P4、S4工艺模块处的爆炸超压峰值增大10%～15%，这对模块抗爆炸设计不利，见图4。FPSO工程设计确定电气间模块结构设计爆炸超压见表2、表3。按企业标准《FPSO船体结构设计总则》要求，模块基础下的FPSO船体结构和弹性基座设计爆炸压强见表4。

图4 电气间模块附近爆炸超压场分析结果 （方案A敏感性分析）

油气爆炸荷载按企业标准《海上平台结构设计总则》和API RP 2FB规范，以理想化的“压强-时间”曲线模拟，“压强-时间”曲线为简化的线性函数，比如S3B电气间模块的设计爆炸荷载曲线见图5。各处爆炸冲击波的超压时长均为油气爆燃定量分析结果，爆炸冲击波负压增加阶段时长均为70 ms，负压降低阶段时长均为100 ms；负压峰值PS1按下式计算：

表2 P3B电气间模块结构设计爆炸超压

表3 S3B电气间模块结构设计爆炸超压

表4 电气间模块基础结构设计爆炸压强

图5 S3B电气间模块设计爆炸荷载曲线

3 模块基础结构抗爆炸分析

电气间模块基础结构抗爆炸工况分析对象包括：电气间模块主体、基座和FPSO主甲板支墩、止升爪，分析了结构抗爆炸强度（Strength Level Blast） 和结构抗爆炸延性（Ductility Level Blast）。

3.1 模块主体和基座

模块主体结构抗爆炸分析按企业标准《海上平台结构设计总则》和API RP 2FB规范进行，荷载组合工况分为两类，分析目的为获取基座处最大支反力和校核模块主体结构强度，见表5。

模块主体结构抗爆炸强度分析应用软件PATRAN/NASTRAN进行线性静力分析。按企业标准《海上平台结构设计总则》要求，模块各层甲板活荷载取操作工况时甲板活荷载的1/2，爆炸静态压强值取Ps的1/3，结构许用应力为钢材的屈服强度。

表5 模块主体结构抗爆炸分析荷载组合工况

S3B电气间模块结构抗爆炸强度分析模型见图6，网格尺寸为300 mm×300 mm。P3B和S3B电气间模块基座处的结构最大名义应力分别为89.5 MPa和109 MPa（见图7），小于许用应力335 MPa（基座钢板材质EH36，板厚范围30～50 mm）。

图6 S3B电气间模块结构抗爆炸强度分析模型

图7 S3B电气间模块工艺甲板和基座名义应力云图

对于模块主体结构抗爆炸延性分析，应用LS-DYNA 3D软件进行时域非线性动力分析。为准确计算结构塑性应变，钢材的“应力-应变”双线性硬化特性按DNV RP C204规范取值[10]。当爆炸冲击载荷作用于钢材时，由于应变率的提高，钢材的性能表现为屈服强度的提高和塑性的降低，即“应变率效应”。按企业标准《海上平台结构设计总则》要求，爆炸工况时主体结构塑性应变应小于5%，由应变率引起的钢材屈服强度的提高不得超过10%。

模块主体结构抗爆炸延性分析模型由结构抗爆炸强度分析模型转化生成，并增加模块下方的弹性基座、止升爪和甲板支墩，基座处的结构边界条件见图8。在甲板支墩底部处约束各向位移，垂向、侧面弹性基座与模块基座钢材之间均按“主-从（Master-Slave）”关系边界条件模拟，“弹性基座-钢”界面处的静摩擦和滑动摩擦系数分别取0.6和0.3，弹性基座设计参数见表6[8]。结构抗爆炸延性分析结果表明，P3B和S3B电气间模块主体及基座结构均未产生塑性应变，单个基座处的最大垂向支反力分别为8 153 kN和12 301 kN。

图8 模块基座的结构边界条件

表6 弹性基座设计参数

3.2 FPSO主甲板支墩

FPSO主甲板支墩结构抗爆炸强度分析按BV NR 445规范进行，荷载组合见表7，结构许用应力为1.1倍钢材的屈服强度。爆炸分析组合工况考虑1年一遇环境条件时的船体总纵弯曲荷载[11]。为减少组合工况的数量，对甲板支墩分别受四周8个方向爆炸荷载的结构应力进行了敏感性分析，结果表明甲板支墩受X向（延船体纵向）爆炸荷载时的结构应力最高，故组合工况仅考虑X向爆炸荷载。按企业标准《FPSO船体结构设计总则》要求，FPSO主甲板受爆炸荷载分别考虑主甲板之上超压和船舱内负压两种工况。

表7 FPSO主甲板支墩结构抗爆炸强度分析的荷载组合工况

根据各模块基座支反力和船舱结构特点，选取S3和S3B模块主甲板支墩结构建立有限元分析模型，半宽船舱段长度为35 m，有限元网格纵向尺寸为833 mm，横向和垂向尺寸为1倍骨材间距，支墩局部细化网格尺寸为2 t×2 t（t为板厚），见图9。主甲板支墩结构抗爆炸强度分析结果表明，在“船体中垂弯曲+主甲板之上爆炸超压”工况时，S3B模块靠舷边支墩的局部结构名义应力超过了许用应力（见表8、图10），故对此工况再进行结构抗爆炸延性分析，结果为局部可产生0.07%的塑性应变。

图9 S3B模块主甲板支墩结构抗爆炸强度分析模型

3.3 基座止升爪

电气间模块受爆炸荷载时，模块基座处可产生垂向上拔力，止升爪钢垫块与甲板支墩接触后起到止升作用。模块基座抗上拔工况同时考虑了模块外围壁受-X、+Y向爆炸超压荷载和工艺甲板下方受+Z向爆炸超压荷载的组合（见表9），计算得出单个止升爪上的最大上拔力为8 390 kN，钢垫块与甲板支墩之间的最大压应力为84.75 MPa[8]。

表8 主甲板支墩结构抗爆炸强度分析的名义应力

图10 S3B模块主甲板支墩名义应力云图

表9 模块基座抗上拔工况设计爆炸荷载

应用LS-DYNA 3D软件对单个止升爪进行结构抗爆炸延性分析，有限元网格尺寸为50 mm×50 mm，分析结果为止升爪上可产生1.43%的塑性应变，见图11，甲板支墩与止升爪接触处则可产生0.65%的塑性应变。

图11 止升爪塑性应变分析模型和结果

4 液压顶升模块基座结构分析

通常FPSO上部模块的爆炸、火灾事故具有连锁发生特点。爆炸后持续火灾产生的高温可能造成垂向弹性基座的率先熔毁变形，进而导致模块基座垮塌。为此，甲板支墩上还应设置防止模块基座垮塌的可拆卸式钢垫墩，且模块基座的主梁上应设置相应的承载肘板（材质EH36，厚度40 mm），见图12。

图12 垂向弹性基座和钢垫墩

钢垫墩顶部与模块基座底部之间设计有15～25 mm的间隙，钢垫墩在垂向弹性基座熔毁后可临时支撑模块基座（见图13（a））[8]。

图13 垂向弹性基座更换流程

在模块基座和甲板支墩设计时，应考虑爆炸火灾后更换熔毁垂向弹性基座。第一步，将熔毁的垂向弹性基座、限位结构和止升爪切除，而后在支墩中部布置液压油缸和垫板，用液压油缸将模块基座顶升20～25 mm（见图13（b））；第二步，拆除钢垫墩后再在支墩两翼布置液压油缸和垫板，在接替支墩中部的液压油缸顶升模块基座后，撤除支墩中部的液压油缸和垫板（见图13（c））；第三步，安装新的垂向弹性基座后，撤除支墩两翼的液压油缸和垫板，最后将限位结构和止升爪安装复原。电气间模块单个基座处所需的顶升力范围为7 582～11 770 kN，顶升模块基座工况根据基座处所需的顶升力，需在每个基座下布置4个液压油缸，油缸额定负荷为5 101 kN，顶升行程为45 mm；油缸的额定负荷最大利用率为57.7%，为单个油缸的故障失效预留安全冗余。

应用ABAQUS软件对液压顶升工况时的模块基座结构进行静力分析，有限元网格尺寸为50 mm×50 mm；按DNV OS C102规范校核模块基座结构强度，顶升工况时模块基座结构许用应力比操作工况许用应力提高1/3[12]；液压油缸的顶升荷载取其额定负荷，垫板材质为EH36级，分析结果见表10和图14。

表10 模块基座液压顶升工况名义应力

图14 模块基座液压顶升工况名义应力云图

应用NASTRAN软件对液压顶升工况时的主甲板支墩进行静力分析，有限元网格尺寸为50 mm×50 mm，按BV NR 445规范校核FPSO主甲板支墩结构强度，顶升工况考虑了1年一遇环境条件时的船体总纵弯曲荷载，主甲板支墩结构许用应力与操作工况许用应力相同[11]，液压油缸的顶升荷载取其额定负荷，分析结果见表11和图15。

表11 主甲板支墩液压顶升工况名义应力

图15 主甲板支墩液压顶升工况名义应力云图

5 结束语

以超大型FPSO的电气间模块基础结构为抗油气泄漏燃爆设计对象，对上部模块油气燃爆控制措施进行了敏感性分析，确定了以电气间模块作为防火、防爆屏障，将油气处理工艺模块与主电站、公用系统模块隔离的总体布置方案。根据上部模块油气泄漏扩散、燃爆连锁风险定量分析结果和笔者所在公司企业标准要求，确定了电气间模块、FPSO主甲板支墩等各处的结构设计爆炸压强。

本FPSO工程设计对电气间模块主体和基座、FPSO主甲板支墩和基座止升爪进行了抗爆炸工况线性静力分析和时域非线性动力分析，计算了基础结构强度和塑性应变，结果表明电气间模块主体及基座结构均未产生塑性应变，FPSO主甲板支墩和基座止升爪结构均可产生塑性应变，塑性应变值满足企业标准要求。对液压顶升模块、更换弹性基座工况进行了分析，结果表明电气间模块基座和FPSO主甲板支墩结构应力小于船级社规范中给出的许用应力。FPSO电气间模块基础结构抗爆炸分析可确保FPSO和电气间模块主体结构设计的本质安全。