臺風條件下TLP串行立管系統碰撞分析

暢元江，宋 強，3，張 浩，3，張偉國

（1.中國石油大學 海洋油氣裝備與安全技術研究中心，山東青島266580；2.中海油深圳分公司，廣東深圳518067；3.中國船舶科學研究中心 深海載人裝備國家重點實驗室，江蘇無錫 214082）

臺風條件下TLP串行立管系統碰撞分析

暢元江1，宋 強1，3，張 浩1，3，張偉國2

（1.中國石油大學 海洋油氣裝備與安全技術研究中心，山東青島266580；2.中海油深圳分公司，廣東深圳518067；3.中國船舶科學研究中心 深海載人裝備國家重點實驗室，江蘇無錫 214082）

TLP立管系統以叢式方陣排列，臺風條件下立管在波浪、海流及平臺的聯合作用下可能發生碰撞，有必要深入研究TLP串行立管系統的碰撞情況。文章基于DNV-RP-F203規范和Huse半經驗尾流模型，提出臺風條件下串行立管下游立管來流速度計算方法和立管系統碰撞分析方法，建立串行立管—井口—導管系統耦合有限元模型，研究臺風條件下串行生產立管系統碰撞時的力學特性，在整體碰撞分析的基礎上進行立管局部碰撞精細化分析，對比分析立管局部碰撞理論解和仿真解的不同。結果表明：下游立管來流速度的計算至少采用文中建立的方法迭代3次。串行立管發生碰撞時的最大應力發生在泥面導管處，碰撞位置應力發生了突變；立管發生碰撞的位置在水深100-120 m范圍內。立管局部碰撞分析的理論解和仿真解基本吻合。

張力腿平臺；碰撞；尾流模型；碰撞力

0 引 言

張力腿平臺（Tension Leg Platform，簡稱TLP）作為新型平臺因其優良的運動性能、抗惡劣環境作用能力強、造價低等優點在國外被廣泛應用[1]。張力腿平臺與半潛式平臺鉆采作業時最大的區別是前者采用叢式立管，上游立管的尾流遮蔽效應是引起下游立管變形小于上游立管的主要原因，加上臺風條件下串行立管受波浪、海流和平臺的聯合作用，立管極易發生碰撞。立管發生碰撞時不僅影響作業過程，甚至會造成立管的破裂，造成巨大的經濟損失和安全事故，故有必要開展張力腿平臺串行立管系統的碰撞研究。

目前，國內外在張力腿平臺叢式立管方面開展了一定的研究工作。Huse等[2-4]提出Huse尾流參數化模型，研究不同直徑立管的相互作用力，提出叢式立管之間海流力的計算公式，并通過實驗方法驗證TLP立管碰撞標準的數值計算結果。Ji等[5]基于碰撞分析提出頂部張緊式多目標優化方法，通過優化立管間距和頂張力來防止立管發生碰撞。Antonion等[6]通過數值仿真和實驗相對比的方法研究尾流效應引起的立管碰撞變化規律，探討Huse公式在尾流場計算中的適應范圍。API RP 2RD規范中將Huse理論理想化，該理論指出下游立管承受上游立管的尾流效應時立管可能發生碰撞[7]。Rustad等[8]提出評估立管發生碰撞的分析策略和設計過程，并基于DNV-RP-F203規范提出分析立管碰撞的方法。He等[9]提出一種評估立管碰撞的方法，對立管進行了局部碰撞分析、整體分析和疲勞分析，并得出立管碰撞的法向速度可作為立管碰撞的初始速度。閻巖等[10]采用OrcaFlex軟件建立張力腿平臺TTR整體碰撞模型，研究TTR相關參數對立管碰撞速度的影響，同時采用ABAQUS軟件建立立管局部碰撞模型，研究碰撞角度對立管碰撞力和碰撞應力的影響。馬強[11]對深水立管的垂直碰撞、60°和30°斜碰撞以及考慮水耦合作用的垂直碰撞過程進行數值仿真，研究碰撞區域的碰撞力變化以及變形情況。李家儀等[12]基于干涉分析提出TLP叢式立管張緊力優化方案和方法。

上述研究考慮遮蔽效應下的下游立管來流速度計算基本采用Huse模型，但這樣求解的下游立管來流速度并不是立管最終穩定時的速度，為準確計算下游立管的來流速度，筆者在已有研究成果的基礎上，結合DNV-RP-F203規范和Huse尾流模型提出下游立管來流速度計算方法，通過對比Huse尾流模型和本文所提方法的計算結果，驗證本文所提方法的準確性。建立臺風條件下串行立管系統分析模型，采用ABAQUS軟件建立串行立管—井口—導管耦合系統有限元模型，開展臺風條件下平臺發生大偏移時導致立管碰撞的力學性能研究，準確定位立管的空間變形位置和預測立管發生碰撞的位置，在整體碰撞分析的基礎上開展立管局部碰撞研究。相關研究成果可為南海張力腿平臺立管系統設計和作業安全提供支持。

1 張力腿平臺串行立管系統分析方法

1.1 分析模型

張力腿平臺立管系統頂部連接至張力腿平臺甲板，底部通過回接連接器連接至井口，分析模型如圖1所示。由于立管系統長度較長，受到波浪、海流和平臺的作用會發生較大的橫向變形，串行排布的立管很可能發生碰撞。假設串行立管排列方向與來流方向一致，則張力腿平臺串行立管系統受力模型如圖2所示。

圖1 張力腿平臺串行立管系統分析模型Fig.1 Analysis model of TLP risers system in tandem

圖2 張力腿平臺串行立管系統受力模型Fig.2 Mechanical analysis model of TLP risers system in tandem

張力腿平臺立管系統是位于垂直平面內的梁在橫向載荷作用下變形的常微分方程，由圖2所示的立管系統受力模型，建立立管系統的常微分方程[13]

式中：T為軸向力，N；M為單位長度生產立管的振動質量，kg/m，主要包含單位長度立管的質量、單位長度立管內氮氣質量、單位長度的附連水質量等；EI為立管的抗彎剛度，Ngm2；f為沿水平方向作用于立管單位長度上的波流聯合作用力，N/m；y為水平方向位移，m；z為豎直方向高度，m；F為沿水平方向上作用于單位長度立管的碰撞力，N/m，只有立管發生碰撞時才存在；下標i（ i=1，2 ）)分別表示上游立管和下游立管。

當同時考慮波浪和海流聯合作用時，根據莫里森方程計算作用在單位長度立管的水動力載荷為

式中：D為立管水動力外徑，m；ρw為海水密度，kg/m；CD為拖曳力系數；vw為波浪引起的沿立管法向的水質點速度，m/s；vc為海流引起的沿立管法向的水質點速度，m/s；CM為慣性力系數；aw為波浪引起的沿立管法向的水質點加速度，m/s2。

在進行立管的非線性動態分析時，考慮到立管運動的影響，要對莫里森方程進行修正，如下[13]：

1.2 下游立管來流速度計算方法

在立管碰撞分析中，將來流方向近端的立管稱為上游立管，將來流方向遠端的立管稱為下游立管。Huse半經驗尾流模型可以求解下游立管的來流速度，所求結果只是任意狀態下的速度，并不是下游立管最終趨于平衡狀態時的來流速度，通過結合DNV-RP-F203規范中計算尾流速度的迭代方法[14]和Huse半經驗尾流模型求解下游立管穩定時的來流速度，此方法計算的下游立管來流速度更準確。在每次的迭代過程中下游立管的來流速度通過Huse半經驗尾流模型確定，具體如下：

Huse半經驗尾流模型，如圖3所示。穩流場中立管的尾流剖面如圖4所示。

通過模型建立尾流場的表達式

圖3 Huse尾流模型Fig.3 Huse wake model

圖4 穩流場中立管的尾流剖面Fig.4 Wake profile of riser in stationary flow

式中：xv為上游立管C1到虛擬源的距離，m；D1為上游立管的直徑，m；D2為下游立管的直徑，m；Cd1為上游立管的拖曳力系數；Cd2為下游立管的拖曳力系數；Vc為上游立管的來流速度，m/s；u為下游立管的折減速度，m/s；U0為下游立管折減速度的最大值，m/ s；V為下游立管的來流速度，m/s；y為下游立管與上游立管的縱向距離，m；b為下游立管速度剖面一半的寬度，m。

依據上述計算過程確定下游立管來流速度分析流程如圖5所示。

圖5 下游立管來流速度計算流程Fig.5 Calculation procedure of downstream riser flow velocity

2 實例分析

2.1 基本參數

本文以南海某海域目標油田為分析對象，水深340 m。生產立管系統配置如圖6所示，生產立管外徑為0.244 475 m，壁厚為0.015 875 m，立管與油管環空內部充滿氮氣，壓力為3.45 MPa。材料等級為API Spec 5CT L80，本構模型選擇雙線性彈塑性模型，彈性模量為205 GPa，泊松比為0.3，屈服強度為552 MPa，抗拉強度為621 MPa。海水及水動力參數：海水密度為1 025 kg/m3，拖曳力系數在水深0-150 m為1.2，150 m水深以下為0.7，慣性力系數為2.0。海流參數選用南海海域臺風100年一遇流剖面作為計算工況，波高為13.6 m，周期為11.6 s。

圖6 生產立管系統配置Fig.6 The configuration of the production riser

采用ANSYS/aqwa建立張力腿分析模型，提取平臺在100年一遇臺風下的運動時程曲線，作為立管頂部運動的邊界條件，結果如圖7所示。

圖7 張力腿平臺運動時程曲線Fig.7 Motion time history curve of tension leg platform

2.2 下流立管來流速度分析

Huse半經驗尾流模型只適用于遠尾流場區域，在近尾流場區域由于高度非線性流場的變化規律不能準確地研究，故計算時需選取上下游立管間距大于立管兩倍直徑的位置。依據下游來流速度計算方法對下游立管位置進行迭代，結果如圖8所示。

圖8 立管迭代位置Fig.8 Iterative position of riser

由圖8可知，第1次迭代位置表示只依據Huse尾流模型計算的結果，第2次到第4次立管的迭代位置表示結合DNV-RP-F203規范和Huse尾流模型迭代的結果，對比結果可知只依據Huse尾流模型計算的下游立管的位置與后續幾次迭代的位置相差較大。第2次到第4次的迭代位置越來越接近表明下游立管逐漸趨于平衡位置。故在后續的計算分析中，計算下游立管的來流速度至少迭代3次。

2.3 臺風下串行生產立管碰撞分析

張力腿平臺立管排布存在三種工況：P2P，P2D和D2P(P代表生產立管，D代表鉆井立管，P2D表示生產立管位于上游，鉆井立管位于下游)，當臺風100年一遇時張力腿平臺會停止鉆井作業，回收鉆井立管，此時只存在生產立管作業，故只有P2P工況。

張力腿平臺在臺風工況下會發生較大偏移，加上立管尾流遮蔽效應的影響容易導致立管發生碰撞，發生碰撞的立管會產生相互作用力，采用ABAQUS中的碰撞單元ITT21來模擬串行立管發生碰撞時的相互作用。選取立管間距為4.5 m，生產立管張力比為2.3，臺風100年一遇平臺運動作為立管頂部邊界條件，進行串行立管碰撞分析，經計算可得串行生產立管應力如圖9所示，串行生產立管碰撞力如圖10所示。

圖9 串行生產立管應力Fig.9 Stress of production risers in tandem

圖10 串行生產立管接碰撞力Fig.10 Collision force of production risers in tandem

由圖9可知，立管發生碰撞時，隨著水深的增加，上游生產立管和下游生產立管的應力變化規律基本一致，最大應力均發生在泥面導管位置處，主要是由于張力腿平臺發生大的偏移造成底部彎矩變大，泥面導管位置處的最大應力約為405 MPa，小于屈服強度，在水深100-120 m范圍內上下游生產立管的應力均發生了相應的突變，但應力并未超過屈服強度，由此可知立管在發生碰撞時強度滿足要求。由圖10可知，串行生產立管在水深100-120 m范圍內產生的碰撞力是連續的，說明立管在此范圍內全部發生了碰撞，在水深100 m時碰撞力最大，說明此處碰撞最嚴重，最大碰撞力約為34.5 kN，在水深120 m時的碰撞力約為22 kN。

為了研究串行生產立管空間位置分布和立管間距變化情況，提取立管位置包絡線和立管間距，分別如圖11和圖12所示。

圖11 串行生產立管位置包絡線Fig.11 Displacement envelops of production risers in tandem

圖12 串行生產立管間距Fig.12 Spacing of production risers in tandem

由圖11可知，串行生產立管的位置包絡線分布圖直接反映了立管在實際作業過程的空間位置，受張力腿平臺大偏移和立管自重的影響，串行立管發生接碰撞后基本上呈懸鏈線形狀，每根立管的位置包絡線呈斜V型。由圖12可知，在水深100-120 m范圍內立管的間距為0，說明立管發生了碰撞，在工程作業過程中是禁止發生的，故在臺風100年一遇工況下建議停止一切作業過程或在發生碰撞的位置采取措施防止立管發生碰撞。

3 立管局部碰撞精細化分析

在100年一遇工況下立管系統整體碰撞分析的基礎上，對碰撞區域的生產立管進行局部碰撞分析。在立管局部碰撞精細化分析模型中，依據極端工況下立管系統整體碰撞分析結果確定碰撞區域，在碰撞區域上下各取4.5 m，即上游立管的長度取9 m，考慮圣維南原理，處于下游的立管長度取12 m。假設兩根立管發生碰撞時并行排布，定義邊界條件時，下游立管兩端全約束，上游立管約束z和y方向的位移，并在上游立管沿x方向上施加速度場（從整體碰撞中獲取，碰撞速度為1.76 m/s）。采用四節點減縮殼單元S4R進行模擬，劃分后上游立管節點數為3 390，單元數為3 375，下游立管節點數為3 024，單元數為3 008。立管局部碰撞模型如圖13所示，立管局部有限元模型如圖14所示。

圖13 立管局部碰撞模型Fig.13 Model of riser local collision

圖14 立管局部碰撞有限元模型Fig.14 Finite element model of riser local collision

DNV-RP-F203規范中指出立管碰撞力和應力的理論解表達式，立管單位長度的碰撞力如下：

式中：p為單位長度的碰撞力，N/m；kc為接觸剛度，N·m2；m1和m2分別為立管單位長度的質量，kg/m；Urel為兩根立管的相對速度，m/s。

式中：D1和D2為立管的直徑，m；t1和t2為立管的厚度，m；E為彈性模量，Pa。

式中：σ為立管的應力，Pa；C為修正系數，通常取0.74-0.80。

為了比較理論解和仿真解的不同，選取上游生產立管的碰撞速度為0.5、1、1.5、2和2.5 m/s，對比理論解和仿真解的變化規律，分別通過ABAQUS及（9）式和（11）式對立管局部碰撞進行求解，得出結果分別如圖15和圖16所示。

由圖15和圖16可知，隨著碰撞速度的增大，立管的碰撞力和應力隨之增大；碰撞力的仿真解整體上大于理論解，最大誤差不超過12%；應力的仿真解和理論解隨著速度的增大，誤差越來越大，但不超過7%，且呈線性變化。因此，在一定的碰撞速度范圍內，（9）式和（11）式可為立管局部碰撞強度評估提供理論依據。

圖15 碰撞力仿真解與理論解對比Fig.15 The comparison of simulation result and theory result on collision force

圖16 應力仿真解與理論解對比Fig.16 The comparison of simulation result and theory result on stress

以被撞管為例，沿軸向方向提取立管的應力值，如圖17所示。立管在碰撞過程中會發生大的變形，為了研究立管的應變能變化規律，提取立管應變能的時程曲線，如圖18所示。

圖17 應力沿軸向方向變化曲線Fig.17 Stress curve along axil direction

圖18 應變能時程曲線Fig.18 Strain energy time history curve

由圖17可知，立管發生碰撞時在中間位置和兩端位置應力值較大，且呈對稱分布，中間位置的應力較大是由于此區域發生碰撞，兩端應力值較大是由于邊界效應的影響。由圖18可知，立管的應變能在0-0.05 s范圍內波動較大，且在0.03 s時應變能最大，表明此時間段內發生了碰撞，0.03 s時碰撞最嚴重，隨著時間的發生，立管的應變能逐漸趨于平衡，說明立管在此時間段內未發生碰撞。

4 結 論

（1）建立張力腿平臺串行立管系統碰撞分析模型及串行立管—井口—導管耦合系統有限元模型，結合DNV-RP-F203規范和Huse半經驗尾流模型提出下游立管來流速度計算方法，為準確計算下游立管的來流速度，必須保證下游立管在上游立管的尾流區域影響下趨于平衡狀態，為減小計算誤差，采用文中所提計算下游立管來流速度的方法至少迭代3次。

（2）臺風條件下串行立管間距為4.5 m時受平臺大偏移和立管尾流遮蔽效應的影響立管發生了碰撞，立管在碰撞的位置應力發生了突變，但并未超過屈服強度。發生碰撞后的立管呈鋼懸鏈形狀，位置包絡線呈斜V型，串行立管碰撞的位置發生在水深100-120 m范圍內。

（3）隨著碰撞速度的增大，立管的碰撞力和應力值隨之增大，立管局部碰撞分析時的仿真解整體上大于理論解，但相差不大，理論解可為立管的局部碰撞評估提供依據。立管碰撞分析時，碰撞只發生在最初的幾秒內，隨著仿真時間的進行，立管未發生碰撞。

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Collision analysis of risers in tandem for TLP under typhoon

CHANG Yuan-jiang1,SONG Qiang1,3,ZHANG Hao1,3,ZHANG Wei-guo2
(1.Centre for Offshore Engineering and Safety Technology,China University of Petroleum,Qingdao 266580,China; 2.Shenzhen Branch of CNOOC,Shenzhen 518067,China;3.State Key Laboratory of Deep-sea Manned Vehicles, China Ship Scientific Research Center,Wuxi 214082,China)

The collision between risers in tandem may occur with the combined effects of current,wave and platform motion since the tension leg platform riser system are arranged in clusters.It is necessary to further study the collision of TLP risers in tandem.The calculation method of flow velocity of downstream riser and collision analysis method of riser were determined based on DNV-RP-F203 and Huse semi-empirical wake model.Then Coupling model of riser-conductor-wellhead in tandem was established to study the mechanical properties of them under typhoon.The fine analysis of the local collision risers was made based on the analysis mentioned above.The difference between the theoretical solution and the simulation solution of the local collision of riser was studied.The results showed that the calculation of flow velocity of downstream riser was at least 3 times.The maximum stress of collision risers located at the mud conductor and the stress of collision location was suddenly changed.The location of risers collision occurs at the water depth rangingfrom 100 m to 120 m.The theoretical results and simulation results of local collision fit good.

collision;TLP;Huse;ABAQUS;wake model;coupling

U661.4

：Adoi:10.3969/j.issn.1007-7294.2017.05.014

1007-7294（2017）05-0633-09

2017-03-29

國家973計劃項目“深水海底井口—隔水管—平臺動力學耦合機理與安全控制”（2015CB251203）；國家科技重大專項“張力腿平臺鉆完井叢式立管系統設計與安全作業技術研究（2016ZX05057011）”；山東省自然科學基金聯合專項（ZR2014EL018）；國家自然科學基金資助項目（51239008）—"復雜環境下深海工程結構動力特性與安全可靠性研究"。

暢元江（1974-），男，副教授，E-mail：changyj1557@126.com；宋 強（1989-），男，助理工程師，E-mail：hunterupc@163.com。