淺水采油樹防落物保護框架結構設計優化

黃 熠，張 崇，王爾鈞，趙宏林，王瑩瑩，王寶富

1.中海石油（中國）有限公司湛江分公司，廣東湛江 524057

2.中國石油大學（北京），北京102249

水下生產系統是一種用于海上油氣資源開發工程的重要設施，其中水下采油樹是水下生產系統的關鍵組成部分，起著控制和調節油井生產、保證作業、錄取油壓套壓資料的作用[1]。由于該系統所處的海洋環境復雜，系統中各設備需承受極其多變的環境載荷。水下采油樹所處水域可能是繁忙航道或是漁業漁場，在設計之初應當考慮落物撞擊和漁網拖拽等特殊情況下水下設施的安全性問題[2]。如果水下采油樹上方沒有任何防護設施，一旦出現鉆桿或船錨落入水中，撞擊采油樹造成采油樹的損壞，將會導致油井停產或原油泄漏，造成嚴重的經濟損失。因此對采油樹保護框架的抗撞擊性能進行研究，對提高淺水領域采油作業的技術水平和提高安全生產的可靠性具有重要意義。

丁紅巖[3]在DNV推薦方法的基礎上改進了碰撞概率的計算方法，運用概率統計的方法編制Matlab程序對落物撞擊作用下的海底管道進行了風險評估及敏感性分析。劉歡[4]參考國外規范DNV-RP-F107建立拋錨撞擊海底管道的計算方法，計算出在不同錨重、不同埋深情況下的海管損壞等級，確定可防止海管破壞的埋土深度。白俊磊[5]基于有限元軟件ANSYS LS-DYNA，建立了落物撞擊海管的有限元動力分析模型，在建模中考慮了海床和落物對撞擊能量的吸收，并與DNV規范公式的計算值進行對比。王利新[6]運用有限元軟件ABAQUS對圓柱形剛性壓頭與油氣管道橫向擠壓的過程進行模擬，通過四種邊界條件的對比，驗證兩端支撐、端面自由轉動的條件是最危險的情況。婁敏[7]采用有限元軟件ANSYS LS-DYNA分析海底懸空管道受到落物撞擊時過程，在建模過程中，為了考慮管土之間的相互作用，在管道兩端分別設置海床部件，通過計算得出撞擊能量與凹陷深度的關系。葉彬彬[8]采用有限元軟件ANSYS LS-DYNA對拖網板與海底管道的拖扯過程進行分析，計算出最大水平拖拽力和最大垂直拖拽力，與DNV規范值進行比較，并結合多組數情形的模擬，分析懸跨高度、拖拽角度等因素對拖扯過程的影響。婁敏[9]基于ANSYS LS-DYNA動力學分析軟件，建立錨-水下管匯-海床土體的三維有限元模型，對拋錨碰撞水下管匯的過程進行數值仿真，通過求解水下管匯受碰撞后的等效應力、應變的時間歷程及受撞擊部位的凹陷損傷深度，發現最大等效應力點出現在管匯與錨接觸位置處。王懿[10]采用有限元計算方法對考慮混凝土配重層的海底管道遭受落物撞擊的過程進行分析，考慮非線性因素對海底管道最大凹陷深度的影響，結論表明海底管道的撞擊損傷程度與落物的形狀、重量以及速度密切相關。黃啟峰[11]通過海底管道損傷試驗和數值模擬，研究了墜物質量、墜落高度和墜物形狀對海底管道機械損傷的影響，并結合試驗結果修正了Ellinas－Wallker公式，研究結果表明：管道的凹陷損傷隨墜物質量和墜落高度的增大而變大；球體墜物對管道的損傷最嚴重。Arnstein Stangeland[12]設計了一種管道的混凝土樹帽外罩，并對其進行了數值模擬分析，結果表明，混凝土防護罩具有足夠的強度，能夠承受拖網板的作用力。

綜上所述，海底采油設備的防落物撞擊性能是眾多研究者關注的焦點，但是關于采油樹保護框架的防落物撞擊研究較少。本文采用有限元分析方法分析了采油樹保護框架的防落物撞擊性能，并進行了適合淺水采油樹保護框架的優化設計，為安全高效生產提供了必要的技術支撐。

1 采油樹保護框架分析

1.1 結構與工作原理

圖1為采油樹保護框架的SolidWorks模型，保護框架的工作原理：框架安裝好后，支腿底部插入海底，支腿可使捕魚設備偏轉。框架前面板與側面框架共同保護采油樹，防止遭受側面的撞擊。頂部斜面構造的樹帽外罩可保護采油樹受到落物撞擊的同時避免落物堆積在框架頂部，樹帽外罩由兩片組成，必要時可打開。

圖1 采油樹保護框架SolidWorks模型

1.2 保護框架防撞擊標準

如表1所示，挪威DNV標準NORSOK-U-001規定[13]，采油樹保護框架的防撞擊性能應通過下列物體的撞擊能量測試要求。這些要求被劃分為多井結構和其他結構，其中多井結構是與井口結構相連或其周圍的重要保護結構；其他結構是重要度較低的保護結構。本框架底部與井口相連接，屬于多井結構。同時，保護框架受到落物的沖擊載荷所造成的形變滿足連續倒塌極限狀態（PLS）條件即可。這意味著，即使保護框架存在塑性變形，但處于框架結構下的采油樹沒有受到損傷，保護框架的防撞擊性能仍然滿足要求。

表1 落物的撞擊能量

根據NORSOK-RP-R107[14]標準，靜水中的物體在自由下落一段距離后，速度達到固定值，可得落物在海水中最大墜落速度：

根據動能定理，則落物撞擊水下結構物的能量E為：

式中：vm為落物的最大速度，g為重力加速度，m為物體的質量，A為物體在墜落方向上的投影面積，ρw為海水密度，ρa為落物密度，Cd為拖曳力系數，Ca為附加質量系數。

其中拖曳力系數Cd、附加質量系數Ca是與落物體的幾何特征相關的數值，其取值可參考表2。

表2 拖拽力系數和附加質量系數

2 落物撞擊有限元模型的建立

2.1 保護框架簡化

為保證計算結果準確的同時減少計算時間，將保護框架簡化（如圖2所示），去除了樹帽外罩及在沖擊過程中起到支撐作用的結構以下部分，同時去除樹帽外罩上的小孔吊耳等細節結構。將保護罩結構實體單元簡化為殼單元進行計算，以縮短計算時間。

圖2 保護框架簡化模型

2.2 落物撞擊動力學模型

如圖3所示，根據標準NORSOK-U-001結合式（2），兩個落物的能量分別取5、50 kJ，相關參數見表3。在分析中，本文只關注樹帽外罩在撞擊下的形變而落物的形變可以忽略不計，將落物設置為剛體，只將撞擊能量傳遞給外罩而不計算其形變，以提高計算效率。

圖3 落物模型

表3 落物參數

選擇最薄弱位置作為撞擊位置，提高分析效率和準確性，本文選擇圖4中紅色區域作為分析中的撞擊位置。頂部的樹帽外罩為可轉動打開的結構，而紅色區域所處的外罩上方與框架固定但下方并未固定且留有空隙，該位置支撐結構最少，抗碰撞能力差，分析該區域的結果具有參考意義。

圖4 落物沖擊模型

保護框架及防拖網框架材料均為Q345B，為了得到鋼材的真實塑性行為，設置了更適用于動力學分析的雙線性各向同性強化材料模型。

根據DNV標準NORSOK-N-004[15]，Q345B的塑性剛度系數取H≈0.003 4，可計算得出切線模量Etan=E×H=680 MPa。Q345B的材料參數如表4所示。

表4 Q345B材料參數

3 采油樹保護框架數值模擬分析

3.1 網格劃分

主要網格劃分參數設置見表5。對于結構復雜的框架對整體模型進行網格劃分后，得到的網格示意見圖5。最終，整體模型包含網格單元61 667個，網格節點66 049個。網格大部分集中在高質量區域，網格平均質量達0.93，滿足要求，網格質量良好。

表5 網格劃分參數設置

圖5 網格示意

3.2 數值分析結果

對兩種不同的落物和撞擊能量進行了動力學分析，分析結果見表6，可以看出，隨能量線性增長，50 kJ的沖擊造成了保護框架最大的變形和應力。根據NORSOK-U-001中的PLS條件，本節采用保護框架受撞擊后的最大變形量是否超過保護框架與水下采油樹的間隙作為判斷準則，評價保護框架是否需要優化。保護框架與水下采油樹的間隙在X方向為1 100 mm，Y方向為170 mm，Z方向為860 mm。

表6 落物沖擊下框架防護罩仿真結果分析

50 kJ落物樹帽外罩的變形和應力情況如圖6和圖7所示，保護罩的最大變形位置位于右側防護罩的邊角處，其垂直方向（Y方向） 的變形量223.6 mm，超過了保護框架與水下采油樹的Y方向間隙距離170.0 mm（不符合PLS條件），則保護罩的最大應力為314.3 MPa，大于其許用應力（230 MPa），需要對保護罩進行結構優化。

圖6 50 kJ落物撞擊下樹帽外罩的總變形情況/mm

圖7 50 kJ落物撞擊下樹帽外罩的總應力情況/MPa

3.3 沙漏能檢驗

檢查系統總能量是否合理、沙漏能是否得到有效控制是動力學中評判數值分析合理性的一種重要方法[16]。圖8給出了系統能量曲線，圖中藍色線為系統動能，紫色線為系統內能，紅色為沙漏能。由圖8可以看出沙漏能占能量比值最大值遠低于10%，說明本研究計算結果可靠。因而，本研究的有限元模型是正確有效的。

圖8 能量概況

4 采油樹保護框架優化設計

由前面的分析可知，在50 kJ撞擊能量下，樹帽外罩發生嚴重變形，樹帽外罩在抗落物沖擊過程中起到彈開落物、吸收撞擊能量防止采油樹損傷的作用。如圖6所示，變形最大位置處于兩面樹帽外罩中間區域，其他區域由于在樹帽外罩的底部有固定的梁板結構支撐，抗沖擊力能力較好，分析中間區域的功能可知，該區域處于采油樹的維修通道，當采油樹發生故障時，可使兩個防護罩向上打開形成通路以方便作業，故不能在底部加入固定的梁板結構支撐。現有兩個思路對樹帽外罩中間區域完成優化：一是壁厚優化，即增加樹帽外罩厚度；二是局部加強優化，即在中間變形嚴重的樹帽外罩區域增加加強結構。

4.1 壁厚優化

對落物撞擊模型中的保護罩殼單元賦予不同的厚度，進行50 kJ能量的落物撞擊保護框架有限元分析，得到保護框架的應力、變形和吸收能量結果如表7所示，樹帽外罩初始厚度為15 mm，隨著厚度增加樹帽外罩的形變和應力不斷減小，但減小趨勢越來越平緩，在厚度達到20 mm時樹帽外罩總變形量為188.4 mm，最大應力為245.6 MPa＞許用應力（230 MPa）。且樹帽外罩厚度每增大1 mm框架質量就增加35 kg，在厚度增大到20 mm時，樹帽外罩質量增加了175 kg，不符合優化減重的基本原則。因此加大壁厚的優化方法不適用于樹帽外罩的優化。

表7 壁厚優化結果

4.2 局部加強優化

樹帽外罩的中間區域是最薄弱的部分，而其他區域具有足夠的抗沖擊能力，選擇在中間區域增加加強筋，以提高中間區域的抗沖擊強度。如圖9所示，加強筋的尺寸為7 mm×15 mm，在防護罩內邊緣處間隔10 mm布置兩列。

圖9 加強筋布置方式

優化后重新進行50 kJ落物的沖擊分析，并與優化前對比，結果見表8。從表8可以看出優化后樹帽外罩的垂直方向（Y方向） 變形減小明顯，由223.6 mm減小到了153.7 mm，在各方向上，Y方向變形與Z方向變形減小明顯，小于邊角與受保護結構的垂直距離（170.0 mm），且最大應力由314.3 MPa減小到210.5 MPa＜許用應力（230MPa）。局部加強優化更適用于采油樹保護框架頂部樹帽外罩的優化。

表8 優化前后結果對比

5 結論

（1）針對采油樹保護框架的防落物能力，結合DNV標準NORSOK-U-001提出了使用兩種不同能量的物體分別撞擊框架進行有限元分析，而后優化框架薄弱部位的優化方法。

（2）對保護框架的頂部樹帽外罩的有限元分析表明，其薄弱部分位于兩片樹帽外罩的中間區域，50 kJ的沖擊造成了最大的破壞、變形和應力。

（3）對樹帽外罩中間區域采用壁厚優化和局部加強優化兩種思路，優化結果表明：在壁厚優化思路下，隨著厚度增加，樹帽外罩變形量和應力減小；但增大到一定厚度后，減小趨勢變緩，且存在增加框架質量增大過多的缺點。在局部加強優化思路下，優化后樹帽外罩的垂直方向（Y方向）變形減小明顯，結構的塑性變形滿足DNV標準NORSOK-U-001。局部加強優化更適用于采油樹保護框架頂部樹帽外罩的優化。