海洋平臺火炬塔筒體結構應力分析

趙世發, 竇培林, 李 秀, 李永正, 濮榮春, 包國治

(1.江蘇科技大學 船舶與海洋工程學院，江蘇 鎮江 212100；2.華潤燃氣(上海)有限公司，上海 201900；3.江蘇科技大學 能源與動力學院，江蘇 鎮江 212100)

0 引 言

在石油開采過程中，隨著原油的開采和純油的加工提煉，各種含烴廢氣隨之產生。對于海上石油廢氣的處理，浮式生產儲卸油裝置(Floating Production Storage and Offloading，FPSO)和井口采油樹平臺等采油平臺是進行氣體的放空燃燒。主要的氣體處理結構物為火炬塔、火炬臂和火炬燃燒放空架等，統稱為火炬結構物[1]。由于火炬在燃燒時產生的熱量較大，產生的火焰等明亮產物輻射范圍較廣，因此存在火炬燃燒的安全問題。在海洋平臺上工藝處理的工作量逐漸加大，處理廢氣的火炬結構物的跨距逐漸增加，對于火炬塔或火炬塔筒體的結構強度、質量、總重等各個指標均具有一定的提升要求，而這些大型結構物在海上主要受到風載荷的影響，在風載荷作用下，有可能會造成較大的變形位移，在嚴重情況下會產生結構破壞，造成工程損失[2-5]?；鹁嫠譃樗愄幚硌b置和圓筒類處理裝置，對于火炬塔筒體的結構強度分析，可應用理論計算和數值模擬方法進行設計[6-8]。在進行分析時，均采用等效載荷作為施加載荷[9]。形成的有限元模型一般采用四面體與六面體單元網格[10]。秦強等[2]對FPSO火炬塔根部裂紋進行分析，制定適合的返修工藝。邱鶴[11]對液化天然氣(Liquefied Natural Gas，LNG)火炬塔進行不均勻沉降研究，并對不均勻沉降下的火炬塔安全強度進行校核，結果在強度范圍內。對火炬塔的研究大部分是關于方形桁架火炬塔的分析和強度校核，圓筒形火炬塔筒體研究較少，而后者在石油廢氣處理中使用較多。

針對實際項目，采用Ansys軟件的靜力分析模塊對不同風力工況條件下圓筒形火炬塔筒體的受力狀況進行有限元仿真，并對單個火炬塔筒體和多個火炬塔筒體之間采用加強結構形式的受力情況進行對比，分析圓筒形火炬塔架的設計可行性。

1 火炬塔筒體結構

圓筒形火炬塔筒體根據需要處理的廢氣和各種燃氣的體積分數設計為不同的尺寸，火炬塔筒體主要結構為外部鋼管火炬塔筒體、縱向肋條和橫向肋條、環梁方鋼管和柱腳等大型部件。根據燃氣管線布置的不同復雜程度和實際需求，選擇安裝單個火炬塔筒體和多個火炬塔筒體?；鹁嫠搀w呈圓筒形，每個筒體下部安裝4個柱腳作為支撐結構件，對于單個或多個火炬塔筒體的布置，可選擇增加或不增加下部的百葉窗通風口和擋風零部件。對于單個火炬塔筒體，在火炬塔筒體下部安裝廢氣輸送管線支撐箱，根據不同的工程環境，支撐箱的大小和體積可進行調節。在海洋平臺面積固定的情況下，在3個火炬塔筒體選擇適宜安裝位置后再增設上部連接橋，完成多個火炬塔筒體同時工作的工況，達到高效燃燒廢氣的目的。在每個圓筒形火炬塔筒體外部增加7根橫肋條和8根縱肋條，根據工況需求進行等距離排布?；鹁嫠搀w結構如圖1所示。

圖1 火炬塔筒體結構示例

項目采用的火炬塔筒體為圓筒形，總高為8 200 mm，底部寬為7 573 mm，直徑約2 400 mm，總重約10 t，筒體由縱橫交錯分布的加強筋加強。3個火炬塔呈三角形排布，上部增加連接橋，起到增加結構強度的作用。該火炬塔的材料為304鋼、HT200灰鑄鐵和硅酸鋁材料。根據文獻[12]提供的設計思路，硅酸鋁的選擇具有兩方面的益處：①在處理隔溫隔熱過程中可達到較好效果，可減少在廢氣處理時燃燒對海洋平臺產生的熱效應，并避免熱輻射對海洋平臺建筑物產生的破壞影響；②硅酸鋁的密度相比于一般的鋼質材料較小，具有一定的可用性與優越性。HT200灰鑄鐵性能良好，其抗剪模量和張力強度達到較高的強度極限，在極端風力情況下依然保持良好的力學性能?；鹁嫠搀w材料參數如表1所示。

表1 火炬塔筒體材料參數

由于火炬塔筒體在工作時不僅受到外界風載荷的作用，而且受到內部與外部之間的溫差帶來的熱應力作用，因此在進行模擬計算時對火炬塔筒體內部硅酸鋁進行屈服強度折減，其他材料受到熱應力的影響不大，可按正常屈服強度值計算校核。

2 火炬塔筒體建模

2.1 火炬塔筒體安裝工況

火炬塔筒體在安裝時分為水平狀態與豎直狀態，兩種狀態的受力點均在吊耳上，吊耳采用的材料為HT200灰鑄鐵，其等效應力值小于其屈服強度200.00 MPa，可滿足安裝要求。在水平狀態時，火炬塔筒體受到重力作用，在中部產生向下位移，具有一定的撓度，經校核，火炬塔筒體的結構穩定性符合要求。在豎直狀態時，由于重力方向與吊裝受力在同一方向，因此火炬塔筒體不會發生失穩和結構破壞。

2.2 火炬塔筒體在位工況

火炬塔筒體的極端工作環境是海上惡劣風環境，遭受10級以上的風載荷，在各種工況條件下會產生不同的應力強度破壞等。假設火炬塔筒體設置在海洋平臺上，風從不同的方向吹來，通過不同的風力級數工況進行計算，對比在不同風力情況下不同零部件的不同變形程度和不同應力值。根據風力級數分布的不同情況，作用于塔架的風力大小[13]計算為

(1)

由式(1)計算得到，在風速為41.5～46.1 m/s的14級風壓強工況條件下產生的風壓強為0.001 3 MPa。同理可得，15級風、16級風和17級風的風壓強分別為0.001 6 MPa、0.002 0 MPa和0.002 3 MPa。在上述工況的基礎上增加無風工況0 MPa的工作環境，并每隔0.01 MPa的量級進行增加，施加載荷范圍為0～0.05 MPa，觀察火炬塔筒體在多大的壓力下會產生結構破壞，為后續的火炬塔筒體設計提供一定的基礎參考。除風力工況變化外，探究不同風向的壓力對火炬塔筒體整體結構和各重要零部件的破壞情況，找出破壞的臨界值?？紤]火炬塔筒體的圓筒形對稱性，工作工況為風壓從-x方向和-y方向施加壓強載荷。目前獲取的最大風力資料為17級風，該工況條件下產生的風壓強為0.002 3 MPa，考慮海上惡劣的風環境，在17級風壓的基礎上增加一定量級的壓強模擬風環境，探究火炬塔筒體構件可承受的最大載荷，為海上惡劣環境中的火炬塔筒體設計與維護提供一定的指導基礎。

綜上所述，擬采用如下風載荷工況：工況1，風載荷為0 MPa；工況2，風載荷為0.002 0 MPa；工況3，風載荷為0.002 3 MPa；工況4，風載荷為0.01 MPa；工況5，風載荷為0.02 MPa；工況6，風載荷為0.025 0 MPa，工況7，風載荷為0.03 MPa；工況8，風載荷為0.04 MPa；工況9，風載荷為0.05 MPa。

2.3 火炬塔筒體有限元模型

網格劃分是有限元值求解精確與否的關鍵，網格細化將節點之間劃分得更加細密，捕捉各物理量的梯度值，例如壓力、應力、溫度和位移等載荷。通常使用的網格為四面體網格，少部分簡單的分析模型使用六面體網格。在項目中將四面體與六面體網格混合使用。對單個火炬塔筒體進行網格劃分，在整個結構物中，曲面構件采用四面體網格，主要應用在圓筒形筒體、廢氣排放鋼管和環梁方鋼管等構件處，六面體網格主要用于箱形底部、柱腳和底部的百葉窗等構件處。網格劃分共產生655 180個節點、375 563個單元，最大單元尺寸為60 mm，最小單元尺寸為10 mm，最小邊線長度為0.286 21 mm?；鹁嫠搀w有限元模型如圖2所示。

圖2 火炬塔筒體有限元模型

2.4 載荷和約束條件

火炬塔筒體一般置于海洋平臺上部，受到的力主要為各種工況的風載荷、自重載荷和溫度載荷。風載荷使用第2.2節的各種工況載荷。自重載荷通過重力計算公式G=mg進行計算，m為火炬塔整體結構質量。溫度載荷根據環境取值-19～50 ℃。模擬實際工況條件下的火炬塔筒體受力情況，將底部與海洋平臺作為固定約束，其余部分均默認為綁定接觸，在實際工程中為焊接連接。

3 單個火炬塔筒體結構強度分析

通過施加不同方向的風載荷，計算海洋平臺單個火炬塔筒體的結構強度。觀察柱腳部件、環梁方鋼管、塔架部件和筒體內部硅酸鋁的等效應力值、最大應力值和應力變形位移值，以及在x軸、y軸和z軸之間的位移大小和變化趨勢。

單個火炬塔筒體在實際工況條件-y方向的應力值與變形位移值如圖3所示。根據計算結果，將風壓力從-y方向進行加載，火炬塔筒體各構件的應力值隨實際工況風壓力的增大呈現非線性的增大趨勢。筒體內部硅酸鋁等效應力值最小，呈現的增長趨勢較為緩慢?；鹁嫠搀w的等效應力值、最大等效應力值和最大應力隨實際工況風壓力的增加逐漸增大，其中，在實際工況6時，最大應力值和等效應力值在200.00 MPa上下波動?；鹁嫠搀w材料的應力強度許用值為200.00 MPa，超過工況6的壓力載荷會產生應力失效，產生工程問題。

圖3 單個火炬塔筒體在實際工況條件-y方向的應力值與變形位移值

單個火炬塔筒體在工況6條件下的應力云圖如圖4所示。單個火炬塔筒體下部與管道支撐箱焊接固連，最大應力點出現在管道支撐箱尖角處，風壓力從不同角度進行加載，使火炬塔底部的管道支撐箱產生結構破壞。在實際工程中，主要關注整個火炬塔筒體的結構強度，單個火炬塔筒體的最大風壓工況設計為工況6較為安全。筒體內部硅酸鋁等效應力值、環梁方鋼管等效應力值和柱腳等效應力值隨風載荷的增大趨于平穩狀態。

圖4 單個火炬塔筒體在工況6條件下的應力云圖

單個火炬塔筒體在實際工況條件-x方向的應力值與變形位移值如圖5所示。單個火炬塔架的變形位移值出現在火炬塔頂部和迎風面，整體結構在x、y、z等3個方向的變形位移值小于4 mm。在風壓力小于0.02 MPa時，整體結構變形位移值呈非線性緩慢增大。在風壓力大于0.02 MPa時，隨著工況風壓力的增大，最大應力值和最大等效應力值迅速非線性增加，同時其產生的應力值已大于200.00 MPa，因此單個火炬塔筒體在該風向下可承受的最大壓力載荷為0.02 MPa。該火炬塔筒體的變形位移值變化較大的是整體變形位移值，在工況6條件下產生的整體變形位移值為6 mm，其余變形位移值為0～5 mm，其中，環梁方鋼管的變形位移值最小，原因在于底部的管道支撐箱擋住一部分風載荷，且外部載荷對其變形位移值變化影響不大。在風壓力為0.05 MPa時，整體結構變形位移值為12 mm。

圖5 單個火炬塔筒體在實際工況條件-x方向的應力值與變形位移值

單個火炬塔筒體和構件在工況6條件下的應力變形云圖如圖6所示。結構整體應力最大值為174.18 MPa，小于屈服強度235.00 MPa，該點出現在底部的箱體與地面連接處，符合設計要求?；鹁嫠搀w本身的最大應力點出現在筒體橫肋條與縱肋條之間的交點處，最大值為166.31 MPa，在材料屈服強度范圍內，可承受工況6條件下的風載荷，因此在對筒體進行設計和焊接組裝時，應注意橫肋條與縱肋條之間的連接和焊接。柱腳受力較小，在柱腳處產生的最大應力值為68.38 MPa，該點出現在柱腳底部的肋板交界處。環梁方鋼管產生的最大應力值為93.18 MPa，出現在環梁方鋼管的上部。由上述分析可知：單個火炬塔筒體在工況6條件下產生的應力值小于200.00 MPa，符合設計材料的許用要求。

圖6 單個火炬塔筒體和構件在工況6條件下的應力變形云圖

4 3個火炬塔筒體結構強度分析

由于火炬塔筒體布置的軸對稱性和中心對稱性，因此僅考慮一個方向對3個火炬塔筒體施加載荷，采用的風壓工況與單個火炬塔筒體一致。向3個連接的火炬塔筒體施加風載荷，計算3個火炬塔筒體的結構強度。觀察柱腳部件、環梁方鋼管、塔架部件和筒體內部硅酸鋁的各種應力值和變形位移值。

3個火炬塔筒體在工況6條件下的應力值與變形位移值如圖7所示。3個火炬塔筒體在風壓工況6條件下產生的應力值已達230.00 MPa，超過整體結構可承受的最大許用應力值200.00 MPa。相對于單個火炬塔筒體而言，3個火炬塔筒體連接形式受到的迎風面積較大，受到的風壓總和較大，產生的總體結構應力值較大，相應的變形位移值較大。在工況6條件下產生的最大變形位移值為11 mm，x方向的變形相對于y方向的變形較大，受到壓力載荷的影響較大。

圖7 3個火炬塔筒體在工況6條件下的應力值與變形位移值

3個火炬塔筒體和構件在工況6條件下的應力變形云圖如圖8所示。3個火炬塔筒體連接最大應力出現在柱腳與火炬塔筒體的焊接處，最大應力值為238.00 MPa，已超過火炬塔筒體可承受的載荷值，在工況6條件下已失效。在進行3個火炬塔筒體的設計和實際施工中需要考慮火炬塔筒體與各構件之間的焊接連接處強度。其余部分包括環梁方鋼管和柱腳等構件產生的應力值均小于200.00 MPa，符合火炬塔筒體的設計材料強度許用值。

圖8 3個火炬塔筒體和構件在工況6條件下的應力變形云圖

5 結 論

通過Ansys軟件對海洋平臺的火炬塔筒體進行實際算例分析，結論如下：

(1)單個火炬塔筒體在工況6條件下產生的應力值為174.18 MPa，位于管道支撐箱尖角處，小于材料的許用應力值200.00 MPa；產生的最大變形位移值為5.639 6 mm，位于火炬塔筒體頂端圓周處，符合材料強度與設計規范。

(2)3個火炬塔筒體固連，在工況6條件下產生的應力值超過200.00 MPa，位于柱腳與火炬塔筒體交界處；產生的最大位移值為11 mm，位于火炬塔筒體頂端圓周處。

(3)通過有限元分析，在處理海洋平臺的石油廢氣時，應優先考慮帶有管架支撐箱的單個火炬塔筒體作為處理裝置。對于特殊工況，可選擇3個火炬塔筒體作為廢氣處理裝置，但需要進一步優化以加強結構強度。