基于静动态分析的顶张紧立管干涉敏感性研究

基于静动态分析的顶张紧立管干涉敏感性研究
杨伟;孙国民;杨琥;李旭;王波
【摘要】由于顶张紧立管（TTR）一般在平台的井口区域进行密集布置，因此其干涉分析是工程设计中的重要环节。

以张力腿平台（TLP）上的1vrR为依托进行了干涉敏感性分析，对比了不同顶部张力、立管间距、平台位移和平台运动情况下的立管干涉分析结果。

分析表明顶部张力和平台位移对干涉有着主要影响，准静态干涉分析能够反映干涉现象，设计初期可不必进行动态计算，从而减少工程设计工作量。

【期刊名称】《海洋工程装备与技术》
【年(卷),期】2016(000)004
【总页数】8页(P243-250)
【关键词】顶张紧立管;干涉分析;敏感性分析
【作者】杨伟;孙国民;杨琥;李旭;王波
【作者单位】海洋石油工程股份有限公司,天津300452
【正文语种】中文
【中图分类】TE973.1
随着油气开发逐步走向深水，立管之间以及立管与其他结构物之间的干涉也越来越成为影响立管设计的关键因素。

对于顶张紧立管(TTR)，由于其一般在平台的井口区域进行密集布置，其发生干涉的风险也随着立管长度的增加而逐渐增大在20世纪90年代Huse[1]和Blevins[2]结合模型试验相继提出了不同的尾流模型，奠定
了立管干涉研究的理论基础，其后Wu等[3]对尾流场中存在的多重静态平衡现象
进行了研究。

随着工程实际需求的发展，后续尾流模型主要是结合实际工程利用模型试验和数值模拟进行研究，其中具有代表性的有Ribeiro等[4]利用ANSYS进行的尾流场中水动力研究和Kavanagh等[5]基于Genesis SPAR上的TTR立管进行的模型试验和计算流体动力学(CFD)分析[5]。

挪威船级社(DNV)在总结相关尾流研究的基础上,同时结合工程经验给出了较为系统的干涉推荐做法DNV-RP-
F203(2009)[6]。

但是由于尾流理论尚在不断发展，对于立管干涉的研究也在不断完善之中,因此立管干涉分析方法依然是工程研究重点之一。

国内由于相关深水工程项目较少因此相对的深水立管干涉研究有限。

周巍伟等[7]
采用Huse尾流模型分析了在极端工况下TTR立管的干涉情况，康庄等[8]利用OrcaFlex建立了1 500 m水深半潜式干树深水平台TTR干涉分析非线性时域分
析模型。

上述立管干涉研究侧重于干涉分析方法和校核准则的应用[8]，对于影响TTR干涉的敏感性分析，特别是波流引起的船舶运动对干涉的影响研究较少。

本
文从实际工程设计出发，分析了影响TTR立管干涉的可能因素，并通过静动态对
比分析了考虑船舶运动下的立管干涉情况。

立管干涉分析一般存在两个设计原则：不允许立管间和立管与其他结构间发生碰撞；允许立管间和立管与其他结构间发生碰撞。

不同的设计原则对应着不同的结构分析方法和接受准则。

对于无碰撞设计原则，要求在正常操作情况下、极端工况条件下和确定的偶然工况条件下均能满足不发生碰撞的接受准则；对于允许碰撞原则，需要对立管碰撞后的完整性进行评估，一般设计中要保证发生碰撞的工况和频率不能太多。

相对于不允许方式碰撞的设计原则，允许发生碰撞的设计原则往往会带来较大的结构设计代价，因此在实际工程设计中一般采用第一种设计原则。

本文亦采用不允许立管间发生碰撞的设计原则进行
TTR干涉敏感性分析。

目前工程用来模拟尾流的方法主要有三种：(1)计算流体动力学模型；(2)参数化的
尾流场模型(Huse模型，图1)；(3)参数化的平均拖曳力模型(Blevins模型)。

计算流体动力学模型能够实现上下游立管在来流中的模拟，但是由于考虑流固耦合计算量巨大，在目前的工程应用中主要采取后两种尾流模型。

本文以Huse模型为基础进行干涉敏感性分析。

在Huse尾流模型中，尾流亏损速度为[1]
式中：b为尾流半带宽；Cd为拖曳力系数；D为立管外径；k1, k2为常数；u(x,y)为亏损尾流速度；U0为尾流中心亏损速度；V为来流速度；对于光滑立管
k1=0.25, k2=1.0。

尾流场中的真实流速为Vwake=V-u。

立管在垂直流向的涡激振动(VIV)作用下，其平均拖曳力系数有明显增多，干涉分
析中VIV引起的拖曳力放大对干涉分析结果有着重要的影响。

VIV引起的拖曳力
增大系数可按下式进行计算[9]：
式中：CD0为初始拖曳力系数；D为管径；YRMS为由于VIV引起的立管某一位
置处的均方根位移。

由于尾流场中流速、拖曳系数、升力系数的非线性分布，尾流场中的立管存在着不止一个可能的静态平衡位置，该现象称之为多重静态平衡。

越接近上游立管，尾流场的非线性特性越明显，上述情况也越严重。

另外由于尾流场的非线性分布，当尾流场中的流速超过某一临界值时，尾流场中的立管表现出大幅度无序运动，该现象称为尾流不稳定。

有效控制该现象的方法是改变立管张力以改变自振频率，从而起到控制临界流速的目的。

深水中立管受到波、流以及波频和低频的船舶运动作用，相邻立管间是否发生干涉受到多种因素的影响，主要包括[10-11]：环境载荷，立管在浮体和海床上的间距，立管形态和张力，浮体偏移(包括完整工况下和偶然工况下,如上浮体一根或多根锚链断裂)，立管海生物厚度，水动力相互作用(包括尾流的屏蔽效应、尾流不稳定和
VIV)，VIV 抑制装置，立管操作情况(如介质密度变化、钻完井操作等)，偶然载荷(如预张力损失和浮力损失等)，立管不同管段动静态属性的变化(如质量、直径、有效重量、有效张力变化等)。

由于水动力相互作用的复杂性和尾流的不确定性以及干涉影响参数的多样性，有必要通过敏感性分析确定立管干涉是否发生。

对于形态已经确定的TTR立管，干涉敏感性分析主要包括有无平台位移(如零、一半、最大)和有无VIV拖曳力放大系数[10]。

在南海某张力腿平台(TLP)正常操作情况下，对生产TTR立管和钻井TTR立管进行干涉敏感性分析。

水深404.7 m,干涉海况选取100年重现期的波流数据,其中有效波高11.6 m,谱峰周期15.0 s,Ga mma系数2.4，波向225°，海流数据如表1所示。

上述波流作用下船舶偏移及波面时程如图2和图3所示。

由平台时程数据筛选出表2所示平台偏移值。

由于立管属性的不同，本文分别选取生产立管(PTTR)和钻井立管(DTTR)进行干涉敏感性分析，以确定不同VIV抑制装置覆盖长度、立管顶部张力因子(TTF)、平台偏移和立管间距对干涉分析的影响。

静动态分析工况如表3～5所示。

本文分别采用Flexcom和OrcaFlex进行TTR动静态干涉分析，TTR采用三维(3D)梁单元进行模拟，水下套管上的土壤作用被模拟成水平非线性弹簧,弹簧刚度即土壤侧向刚度定义为土壤侧向抗力和土壤距初始位置的水平位移比，其关系一般称为P-Y曲线，可以参考API RP 2A-WSD[12]进行计算。

立管与平台通过张紧器连接，张紧器亦采用非线性弹簧模拟，其轴向刚度可按下式计算：
式中：L0为气瓶初始气体长度；T0为初始张力；Lc为活塞移动的距离；k为气体常数, 取1.3。

本文中应用的张紧器刚度曲线如图4所示。

干涉分析一般选取上下游两根立管组成的分析对进行分析，对于TTR立管，由于存在多层套管，一般将其等效为复合模型，以减少分析时间，根据工程经验，等效原则如下。

PTTR 等效质量：m=mriser joint×1.1+mannual content +mtubing joint
+mtubing content。

DTTR 等效质量：m=mriser joint×1.3+mcontent。

PTTR 等效抗弯刚度：EI=EIriser joint+ EItubing joint。

DTTR 等效抗弯刚度：EI=EIriser joint。

PTTR 等效抗拉刚度：EAriser joint/L=EAriser joint/Lriser joint。

DTTR 等效抗拉刚度：EAriser joint/L=EAriser joint/Lriser joint。

PTTR 等效扭转刚度： GJ=GJriser joint+GJtubing joint。

DTTR 等效扭转刚度： GJ=GJriser joint。

本文选取的TTR立管截面属性如表6和表7所示。

基于上述原则创建TTR干涉分析模型，如图5和图6所示。

采用faring涡激振动抑制装置，能够有效减小由于VIV引起的上游拖曳力增大系数，减小干涉发生概率。

在不同faring覆盖范围下，不发生干涉所需的最小立管间距如图7所示。

不同静态分析工况下生产立管和钻井立管干涉分析结果如表8和图8～10所示。

干涉分析的间隙并没有考虑VIV抑制装置faring的鳍高，因为在发生碰撞时faring能够自动转动从而减少碰撞损伤。

本文借助OrcaFlex软件进行干涉动态分析，为缩短计算时间选取在相应平台偏移时间点前后200 s的船舶运动。

立管干涉分析结果如表9和图11所示。

由分析结果可知，不同的工况下间隙最小值均大于最小平台偏移下和保证97.7%概率不发生碰撞的平台偏移下的静态干涉计算结果。

通过干涉敏感性分析，得到如下结论。

(1)影响TTR干涉间隙的主要因素为TTF、平台偏移和立管初始间距。

(2) 立管顶部张力因子TTF直接影响着立管刚度，立管干涉最小间隙随TTF的增大基本呈线性增长。

(3) 平台偏移对TTR干涉有着较大的影响，较小的平台位移下干涉间隙计算结果较为保守，但考虑到平台偏移是个随机过程，采用最小平台偏移计算结果过于保守，可根据工程实际在满足一定安全概率的前提下选取一定超越概率下的平台偏移进行计算。

(4) 安装VIV抑制装置faring对立管干涉有着有利影响，立管布置所需的最小间距随faring覆盖长度呈现指数减小趋势，但在实际工程中要综合考虑faring维修所需要的空间，进而综合确定立管最小间距。

(5) 对于TTR立管干涉，准静态分析能够反映干涉现象，在工程设计初期可不进行动态计算。

【相关文献】
[1] Huse E. Experimental investigation of deep sea riser interaction[C]. OTC, 1996: 8070.
[2] Blevins R D. Flow induced vibrations[M]. Malabar: Krieger Publishing, 1994.
[3] Wu W, Huang S, Barltrop N. Multiple stable/unstable equilibria of a cylinder in the wake of an upstream cylinder [C]. OMAE, 2003.
[4] Ribeiro E J B, Ellwanger G B, de Siqueira Queija M, et al. Evaluating riser interference from experimental and numerical analysis[C]. ASME, 2008: 57423.
[5] Kavanagh W K, Imas L, Thompson H, et al. Genesis SPAR risers: interference assessment and VIV model testing[C]. OTC, 2000: 11992.
[6] Det Norske Veritas. DNV-RP-F203. Riser interference[S]. 2009.
[7] 周巍伟，曹静，张恩勇. 极端内波流作用下顶张紧立管干涉响应影响研究[J]. 石油矿场机械, 2016, 45(6): 1.
[8] 康庄，张立，刘禹维，等. 顶部张紧式立管干涉分析[J]. 船舶工程, 2015(5): 90.
[9] Vandiver J K. Drag coefficient of long flexible cylinders[C]. OTC, 1983: 4490.
[10] Rustad A M, Kalleklev A J, Sødahl N. Recommended practice on riser
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[11] Kalleklev A J, Mørk K J, Sødahl N. Design guideline for riser collision[C]. OTC, 2003: 15383.
[12] American Petroleum Institute. API RP 2A WSD. Recommended practice for planning, designing and constructing fixed offshore platforms: working stress design[S]. 2000.。