楊 偉，孫國民，楊 琥，李 旭, 王 波

(海洋石油工程股份有限公司，天津 300452)

基于靜動態(tài)分析的頂張緊立管干涉敏感性研究

楊 偉，孫國民，楊 琥，李 旭, 王 波

(海洋石油工程股份有限公司，天津 300452)

由于頂張緊立管(TTR)一般在平臺的井口區(qū)域進行密集布置，因此其干涉分析是工程設(shè)計中的重要環(huán)節(jié)。以張力腿平臺(TLP)上的TTR為依托進行了干涉敏感性分析，對比了不同頂部張力、立管間距、平臺位移和平臺運動情況下的立管干涉分析結(jié)果。分析表明頂部張力和平臺位移對干涉有著主要影響，準(zhǔn)靜態(tài)干涉分析能夠反映干涉現(xiàn)象，設(shè)計初期可不必進行動態(tài)計算，從而減少工程設(shè)計工作量。

頂張緊立管；干涉分析；敏感性分析

0 引 言

隨著油氣開發(fā)逐步走向深水，立管之間以及立管與其他結(jié)構(gòu)物之間的干涉也越來越成為影響立管設(shè)計的關(guān)鍵因素。對于頂張緊立管(TTR)，由于其一般在平臺的井口區(qū)域進行密集布置，其發(fā)生干涉的風(fēng)險也隨著立管長度的增加而逐漸增大在20世紀(jì)90年代Huse[1]和Blevins[2]結(jié)合模型試驗相繼提出了不同的尾流模型，奠定了立管干涉研究的理論基礎(chǔ)，其后Wu等[3]對尾流場中存在的多重靜態(tài)平衡現(xiàn)象進行了研究。隨著工程實際需求的發(fā)展，后續(xù)尾流模型主要是結(jié)合實際工程利用模型試驗和數(shù)值模擬進行研究，其中具有代表性的有Ribeiro等[4]利用ANSYS進行的尾流場中水動力研究和Kavanagh等[5]基于Genesis SPAR上的TTR立管進行的模型試驗和計算流體動力學(xué)(CFD)分析[5]。挪威船級社(DNV)在總結(jié)相關(guān)尾流研究的基礎(chǔ)上,同時結(jié)合工程經(jīng)驗給出了較為系統(tǒng)的干涉推薦做法DNV-RP-F203(2009)[6]。但是由于尾流理論尚在不斷發(fā)展，對于立管干涉的研究也在不斷完善之中,因此立管干涉分析方法依然是工程研究重點之一。

國內(nèi)由于相關(guān)深水工程項目較少因此相對的深水立管干涉研究有限。周巍偉等[7]采用Huse尾流模型分析了在極端工況下TTR立管的干涉情況，康莊等[8]利用OrcaFlex建立了1 500 m水深半潛式干樹深水平臺TTR干涉分析非線性時域分析模型。上述立管干涉研究側(cè)重于干涉分析方法和校核準(zhǔn)則的應(yīng)用[8]，對于影響TTR干涉的敏感性分析，特別是波流引起的船舶運動對干涉的影響研究較少。本文從實際工程設(shè)計出發(fā)，分析了影響TTR立管干涉的可能因素，并通過靜動態(tài)對比分析了考慮船舶運動下的立管干涉情況。

1 干涉分析理論

1.1 干涉分析接受標(biāo)準(zhǔn)

立管干涉分析一般存在兩個設(shè)計原則：不允許立管間和立管與其他結(jié)構(gòu)間發(fā)生碰撞；允許立管間和立管與其他結(jié)構(gòu)間發(fā)生碰撞。

不同的設(shè)計原則對應(yīng)著不同的結(jié)構(gòu)分析方法和接受準(zhǔn)則。對于無碰撞設(shè)計原則，要求在正常操作情況下、極端工況條件下和確定的偶然工況條件下均能滿足不發(fā)生碰撞的接受準(zhǔn)則；對于允許碰撞原則，需要對立管碰撞后的完整性進行評估，一般設(shè)計中要保證發(fā)生碰撞的工況和頻率不能太多。相對于不允許方式碰撞的設(shè)計原則，允許發(fā)生碰撞的設(shè)計原則往往會帶來較大的結(jié)構(gòu)設(shè)計代價，因此在實際工程設(shè)計中一般采用第一種設(shè)計原則。本文亦采用不允許立管間發(fā)生碰撞的設(shè)計原則進行TTR干涉敏感性分析。

1.2 干涉尾流模型及其不確定性

目前工程用來模擬尾流的方法主要有三種：(1)計算流體動力學(xué)模型；(2)參數(shù)化的尾流場模型(Huse模型，圖1)；(3)參數(shù)化的平均拖曳力模型(Blevins模型)。計算流體動力學(xué)模型能夠?qū)崿F(xiàn)上下游立管在來流中的模擬，但是由于考慮流固耦合計算量巨大，在目前的工程應(yīng)用中主要采取后兩種尾流模型。本文以Huse模型為基礎(chǔ)進行干涉敏感性分析。

圖1 Huse 尾流模型Fig.1 Huse wake model

在Huse尾流模型中，尾流虧損速度為[1]

u=U0exp(-0.693(y/b)2),

(1)

U0=k2V(CdD/xs)1/2,

(2)

b=k1(CdDxs)1/2,

(3)

xs=x+4D/Cd,

(4)

式中：b為尾流半帶寬；Cd為拖曳力系數(shù)；D為立管外徑；k1,k2為常數(shù)；u(x,y)為虧損尾流速度；U0為尾流中心虧損速度；V為來流速度；對于光滑立管k1=0.25,k2=1.0。尾流場中的真實流速為Vwake=V-u。

立管在垂直流向的渦激振動(VIV)作用下，其平均拖曳力系數(shù)有明顯增多，干涉分析中VIV引起的拖曳力放大對干涉分析結(jié)果有著重要的影響。VIV引起的拖曳力增大系數(shù)可按下式進行計算[9]：

(5)

式中：CD0為初始拖曳力系數(shù)；D為管徑；YRMS為由于VIV引起的立管某一位置處的均方根位移。

由于尾流場中流速、拖曳系數(shù)、升力系數(shù)的非線性分布，尾流場中的立管存在著不止一個可能的靜態(tài)平衡位置，該現(xiàn)象稱之為多重靜態(tài)平衡。越接近上游立管，尾流場的非線性特性越明顯，上述情況也越嚴(yán)重。

另外由于尾流場的非線性分布，當(dāng)尾流場中的流速超過某一臨界值時，尾流場中的立管表現(xiàn)出大幅度無序運動，該現(xiàn)象稱為尾流不穩(wěn)定。有效控制該現(xiàn)象的方法是改變立管張力以改變自振頻率，從而起到控制臨界流速的目的。

2 頂張緊立管干涉影響參數(shù)

深水中立管受到波、流以及波頻和低頻的船舶運動作用，相鄰立管間是否發(fā)生干涉受到多種因素的影響，主要包括[10-11]：環(huán)境載荷，立管在浮體和海床上的間距，立管形態(tài)和張力，浮體偏移(包括完整工況下和偶然工況下,如上浮體一根或多根錨鏈斷裂)，立管海生物厚度，水動力相互作用(包括尾流的屏蔽效應(yīng)、尾流不穩(wěn)定和VIV)，VIV 抑制裝置，立管操作情況(如介質(zhì)密度變化、鉆完井操作等)，偶然載荷(如預(yù)張力損失和浮力損失等)，立管不同管段動靜態(tài)屬性的變化(如質(zhì)量、直徑、有效重量、有效張力變化等)。

由于水動力相互作用的復(fù)雜性和尾流的不確定性以及干涉影響參數(shù)的多樣性，有必要通過敏感性分析確定立管干涉是否發(fā)生。對于形態(tài)已經(jīng)確定的TTR立管，干涉敏感性分析主要包括有無平臺位移(如零、一半、最大)和有無VIV拖曳力放大系數(shù)[10]。

3 頂張緊立管干涉敏感性分析

3.1 環(huán)境載荷和船舶運動

在南海某張力腿平臺(TLP)正常操作情況下，對生產(chǎn)TTR立管和鉆井TTR立管進行干涉敏感性分析。水深404.7 m,干涉海況選取100年重現(xiàn)期的波流數(shù)據(jù),其中有效波高11.6 m,譜峰周期15.0 s,Ga mma系數(shù)2.4，波向225°，海流數(shù)據(jù)如表1所示。

表1 干涉敏感性分析所用流數(shù)據(jù)

上述波流作用下船舶偏移及波面時程如圖2和圖3所示。

圖2 TLP平臺偏移曲線Fig.2 Time history curve of TLP offset

圖3 波面時程曲線Fig.3 Time history curve of wave elevation

由平臺時程數(shù)據(jù)篩選出表2所示平臺偏移值。

表2靜態(tài)分析平臺偏移值及相應(yīng)時間點

Table2TLPoffsetandcorrespondingtimeusedinstaticinterferenceanalysis

偏移類型偏移值/m時間點/s最大平臺偏移44.5274103.8平均平臺偏移31.9137782.9最小平臺偏移21.5124869.7平均平臺偏移-2×標(biāo)準(zhǔn)差*25.682698.4

*注：假定平臺偏移滿足正態(tài)分布，如果立管在平均位移-2×標(biāo)準(zhǔn)差的平臺偏移下不發(fā)生干涉，則立管間有97.7%的概率不發(fā)生干涉。

3.2 敏感性分析工況矩陣

由于立管屬性的不同，本文分別選取生產(chǎn)立管(PTTR)和鉆井立管(DTTR)進行干涉敏感性分析，以確定不同VIV抑制裝置覆蓋長度、立管頂部張力因子(TTF)、平臺偏移和立管間距對干涉分析的影響。靜動態(tài)分析工況如表3～5所示。

表3 PTTR間靜態(tài)干涉分析工況

注：立管間距4.5 m,平臺偏移25.682 m,上游立管考慮VIV拖曳力放大。

表4 PTTR和DTTR間靜態(tài)干涉分析工況

注：基本模型中TTF生產(chǎn)立管采用2.2，鉆井立管采用1.3，立管間距4.5 m,上下游立管VIV抑制裝置覆蓋100%，上游立管考慮VIV引起的拖曳力放大，工況F2～F5考慮25.682 m平臺偏移，工況F2～F5考慮21.512 m平臺偏移。

表5 PTTR和DTTR間動態(tài)干涉分析工況

注：基本模型同上，船舶運動與立管分析對方向一致時干涉分析保守，因此立管分析對調(diào)整為225°方向，間距為6.364 m。

3.3 頂張緊立管干涉分析模型

本文分別采用Flexcom和OrcaFlex進行TTR動靜態(tài)干涉分析，TTR采用三維(3D)梁單元進行模擬，水下套管上的土壤作用被模擬成水平非線性彈簧,彈簧剛度即土壤側(cè)向剛度定義為土壤側(cè)向抗力和土壤距初始位置的水平位移比，其關(guān)系一般稱為P-Y曲線，可以參考API RP 2A-WSD[12]進行計算。立管與平臺通過張緊器連接，張緊器亦采用非線性彈簧模擬，其軸向剛度可按下式計算：

(6)

式中：L0為氣瓶初始氣體長度；T0為初始張力；Lc為活塞移動的距離；k為氣體常數(shù), 取1.3。

本文中應(yīng)用的張緊器剛度曲線如圖4所示。

圖4 張緊器剛度曲線Fig.4 Stiffness curves of TTR tensioner

干涉分析一般選取上下游兩根立管組成的分析對進行分析，對于TTR立管，由于存在多層套管，一般將其等效為復(fù)合模型，以減少分析時間，根據(jù)工程經(jīng)驗，等效原則如下。

PTTR 等效質(zhì)量：m=mriser joint×1.1+mannual content+mtubing joint+mtubing content。DTTR 等效質(zhì)量：m=mriser joint×1.3+mcontent。

PTTR 等效抗彎剛度：EI=EIriser joint+EItubing joint。

DTTR 等效抗彎剛度：EI=EIriser joint。

PTTR 等效抗拉剛度：EAriser joint/L=EAriser joint/Lriser joint。

DTTR 等效抗拉剛度：EAriser joint/L=EAriser joint/Lriser joint。

PTTR 等效扭轉(zhuǎn)剛度：GJ=GJriser joint+GJtubing joint。

DTTR 等效扭轉(zhuǎn)剛度：GJ=GJriser joint。

本文選取的TTR立管截面屬性如表6和表7所示。

表6 PTTR立管參數(shù)表

表7 DTTR立管參數(shù)表

基于上述原則創(chuàng)建TTR干涉分析模型，如圖5和圖6所示。

圖5 Flexcom軟件中的TTR模型Fig.5 TTR model in Flexcom

圖6 OrcaFlex軟件中的TTR模型Fig.6 TTR model in OrcaFlex

3.4 干涉敏感性靜態(tài)分析結(jié)果

采用faring渦激振動抑制裝置，能夠有效減小由于VIV引起的上游拖曳力增大系數(shù)，減小干涉發(fā)生概率。在不同faring覆蓋范圍下，不發(fā)生干涉所需的最小立管間距如圖7所示。

圖7 TTF=2.2時不同faring覆蓋范圍下滿足干涉準(zhǔn)則所需最小立管間距Fig.7 Minimum space required for the interference criteria with different faring cover rate for the PTTR at TTF=2.2

不同靜態(tài)分析工況下生產(chǎn)立管和鉆井立管干涉分析結(jié)果如表8和圖8～10所示。

干涉分析的間隙并沒有考慮VIV抑制裝置faring的鰭高，因為在發(fā)生碰撞時faring能夠自動轉(zhuǎn)動從而減少碰撞損傷。

表8 PTTR和DTTR間靜態(tài)干涉分析結(jié)果

圖8 不同TTF和偏移值下PTTR與DTTR間干涉分析最小間隙Fig.8 Comparison of interference minimum clearance between PTTR and DTTR under different TTF and TLP offset

圖9 TTF=2.2，立管間距4.5 m時不同偏移值下PTTR與DTTR間干涉分析間隙Fig.9 Comparison of interference clearance for interference between PTTR and DTTR while TTF=2.2，space=4.5 m

圖10 TTF=2.2，平臺偏移25.682 m時不同立管間距下PTTR與DTTR間干涉分析最小間隙Fig.10 Minimum interference clearance for interference between PTTR and DTTR while TTF=2.2， offset=25.682 m

3.5 干涉敏感性動態(tài)分析結(jié)果

本文借助OrcaFlex軟件進行干涉動態(tài)分析，為縮短計算時間選取在相應(yīng)平臺偏移時間點前后200 s的船舶運動。立管干涉分析結(jié)果如表9和圖11所示。由分析結(jié)果可知，不同的工況下間隙最小值均大于最小平臺偏移下和保證97.7%概率不發(fā)生碰撞的平臺偏移下的靜態(tài)干涉計算結(jié)果。

表9PTTR與DTTR間考慮船舶運動的干涉分析最小間隙

Table 9 Minimum interference clearance for interference between PTTR and DTTR with TLP motion considered m

圖11 沿立管的動態(tài)干涉分析最小間隙結(jié)果Fig.11 Minimum clearance along the TTR from the dynamic interference analysis

4 結(jié) 語

通過干涉敏感性分析，得到如下結(jié)論。

(1)影響TTR干涉間隙的主要因素為TTF、平臺偏移和立管初始間距。

(2) 立管頂部張力因子TTF直接影響著立管剛度，立管干涉最小間隙隨TTF的增大基本呈線性增長。

(3) 平臺偏移對TTR干涉有著較大的影響，較小的平臺位移下干涉間隙計算結(jié)果較為保守，但考慮到平臺偏移是個隨機過程，采用最小平臺偏移計算結(jié)果過于保守，可根據(jù)工程實際在滿足一定安全概率的前提下選取一定超越概率下的平臺偏移進行計算。

(4) 安裝VIV抑制裝置faring對立管干涉有著有利影響，立管布置所需的最小間距隨faring覆蓋長度呈現(xiàn)指數(shù)減小趨勢，但在實際工程中要綜合考慮faring維修所需要的空間，進而綜合確定立管最小間距。

(5) 對于TTR立管干涉，準(zhǔn)靜態(tài)分析能夠反映干涉現(xiàn)象，在工程設(shè)計初期可不進行動態(tài)計算。

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InterferenceSensitivityResearchofTopTensionedRiserBasedonStaticandDynamicAnalysis

YANG Wei, SUN Guo-min, YANG Hu, LI Xu, WANG Bo

(OffshoreOilEngineeringCo.,Ltd.,Tianjin300452,China)

As the top tensioned risers (TTRs) are intensively arranged in the wellhead zone in the platform, the interference analysis between TTRs is one of the most important engineering design parts. Interference sensitivity analysis is carried out based on the TTRs in a tension leg platform (TLP), and the interference results with different top tensions, riser spaces, TLP offsets and TLP movements are compared. The analysis results show that the top tension and TLP offset have the major impact on the interference analysis, and the quasi-static interference analysis can reflect the interference phenomenon, the dynamic analysis is not necessary in the early design stage, which can reduce the engineering design works.

top tensioned riser; interference analysis; sensitivity analysis

2016-08-07

楊偉(1983—)，男，碩士，工程師，主要從事海底管道和深水立管結(jié)構(gòu)研究。

TE973.1

A

2095-7297(2016)04-0243-08