東方氣田海管懸跨段安全評估分析

姚 平, 范奉鑫, 李中陽, 李 磊, 曹玉龍, 劉 洋

(1．中海石油(中國)有限公司湛江分公司生產(chǎn)部, 廣東 湛江 524057; 2．中國科學院 海洋地質與環(huán)境重點實驗室, 山東 青島 266071; 3．中國科學院 力學研究所 環(huán)境力學重點實驗室, 北京 100190)

東方氣田海管懸跨段安全評估分析

姚 平1, 范奉鑫2, 李中陽3, 李 磊3, 曹玉龍3, 劉 洋3

(1．中海石油(中國)有限公司湛江分公司生產(chǎn)部, 廣東 湛江 524057; 2．中國科學院 海洋地質與環(huán)境重點實驗室, 山東 青島 266071; 3．中國科學院 力學研究所 環(huán)境力學重點實驗室, 北京 100190)

從工程實際問題出發(fā), 利用實際測量資料, 通過建立近底床懸跨海管的有限元模型, 計算了不同底床形狀下海管最大靜撓度隨海流流速變化的規(guī)律, 對東方 1-1氣田某標段海管進行了安全評估,篩選出了危險懸跨段。這一計算結果對海管的防護維護工程實踐具有切實的指導意義。

東方1-1氣田; 海底懸跨管線; 評估分析; 有限元模型; 沙波

海底管道自從1954年正式投入運行, 就以其經(jīng)濟性和便利性, 迅速成為海上石油天然氣集輸?shù)闹匾O施, 被譽為海上油氣開發(fā)的生命線。海底管線的安全與否直接影響海上油氣運輸?shù)慕?jīng)濟效益和生態(tài)環(huán)境。位于南海北部灣海域的東方1-1氣田是中國海洋石油有限公司目前最大的自營氣田。由于該海域海底沙脊沙波異?；钴S, 非常容易造成海底管道懸跨, 海管在懸跨段很容易發(fā)生彎曲變形。為保證管道安全運行, 中海油每年都要進行潛水探測, 隨時了解海管情況, 尤其是臺風過后海管的懸跨狀況。為了研究海管跨長與彎曲應力的關系, 很多學者提出數(shù)值模型來進行分析。Mouselli[1]提出了CAM方法, 通過管道強度準則來判斷海管靜態(tài)臨界安全跨長。王維[2]提出了彎矩修正法, 在管道模型的邊界條件中加入約束, 以此來模擬埋設段對選跨段的影響。但是上述的學者研究都沒有考慮水動力的影響, 而實際情況中海管懸跨段受到海水流動的水動力影響十分顯著。本文以某次探測結果為例, 建立起考慮水動力影響的數(shù)值模型。并通過有限元計算, 分析各懸跨段的安全狀況, 指出可能出現(xiàn)危險的跨段。

1 模型參數(shù)

由于本文中建立起的數(shù)值模型是基于實際工程需要, 因此在建立模型之前需要將海管懸跨數(shù)據(jù)與設計數(shù)據(jù)進行整理。表1、表2所列的是東方1-1氣田中的某條海管的設計參數(shù)和實際探測結果。該條海管總長約 150 km, 由西向東鋪設, 西側海管埋在沙中, 東側海管平放在海底之上。由表2可知, 該海管總共有21處懸跨, 其中最大懸跨高度為0.1 m的懸跨段占總段數(shù)的 57.1%, 懸跨高度為 0.2 m的占23.8%, 懸跨高度達到1 m以上的只有16號段。懸跨長度20 m以下的懸跨段占總段數(shù)的28.6%, 懸跨長度20～40 m的占38.1%, 懸跨長度50 m以上的占19.1%, 即3, 11, 14, 16號段。由實測數(shù)據(jù)可以看出,懸跨段均位于淺海海域, 且相差不大, 從中篩選出相對危險的懸跨段： 3, 7, 8, 10, 11, 13, 14, 16號段。其中7, 8, 10三段懸跨為一段比較長的懸跨穿過兩個沙波形成, 沙坡大小和管道的掩埋深度未知。

2 計算模型

海管管徑相對于管跨長度來說是一個極小量。為了便于力學模擬計算, 在數(shù)值模型中可以將模型管道看作柔性管, 同時也可以將海底管道的振動假定為梁式彎曲振動。本文采用Euler-Bernoulli梁模型研究帶有水泥配重層海管的撓曲變形問題。跨長為L的懸跨海管(如圖1所示)彎曲微分方程[3]為：

式中,E為海管的彈性模量;I為海管慣性矩。在海管的雙層結構中, 鋼管剛度要遠大于水泥層的剛度, 因此我們在方程中只考慮鋼管剛度[4]。由此可得到海管的慣性矩：

表1 海管設計參數(shù)Tab. 1 Parameters of the pipeline

表2 東方1-1氣田某段海管懸跨段實際測量數(shù)據(jù)Tab. 2 Measurements of a spanning pipeline in Dong-Fang 1-1 gas field

式中ts為鋼管壁厚,Di為鋼管外徑, 由于海管兩端為彈性約束, 因此可以得出海管的邊界條件：

w為海管中點靜撓度;sρ為鋼管密度;M為海管總質量。鋼管的質量與水泥的質量相差不大, 海管質量應為鋼管質量和水泥質量之和：

上式中A為海管外截面積;FL為海流對海管的升力, 與外流速度u、外流體密度ρ、海管外徑D、懸跨跨長L有關, 公式如下：

式(5)中的CL為升力系數(shù)。

圖1 兩端扭轉彈性約束的懸跨海管Fig. 1 An elastically mounted span

由于實測資料中海管的路由都為不穩(wěn)定的砂質底床, 所以本文的有限元靜態(tài)模型將重點考慮底床對懸跨段受力的影響。Müller[5]基于勢流理論給出的升力解析解與實驗差別比較大, 為了得到升力系數(shù)沿軸向的分布, 可以基于條帶法將海管沿軸向做均勻切片處理, 即對每一截面都用二維的修正勢流法得到升力, 進而考察海管升力沿軸向的分布, 將升力加載至有限元模型, 計算得到海管變形沿軸線方向的分布。由修正勢流法得到的平底床海管升力系數(shù), 計算結果與實驗[6-7]非常接近, 具體推導過程可參看文獻[8]。

式中e為海管與底床的間隙(圖 1), 根據(jù)海管懸跨狀況確定兩端邊界條件。因為海管或是擱在海床上或是穿過沙波, 所以海管兩端不能單純采用固支或者簡支的約束條件, 更貼近實際的約束應該是介于固支和簡支之間的約束模式[9-10]。本文采用兩端帶有扭轉彈簧的簡支約束條件。按實際狀態(tài)分為兩種情況討論： (1)海管埋入海床中時(如3, 7, 8, 10號段)。懸跨端部受到未懸跨部分的轉動約束, 以及海床泥土的轉動約束。扭轉剛度k取為108Nm/rad。(2)海管擱在海床上時(如11, 13, 14, 16號段)。懸跨端部僅受到未懸跨部分的轉動約束, 故其扭轉剛度應小于第一種情況。k取為0.2×107Nm/rad。

一般情況下海流速度為 1～2 kn, 即 0.514 4～1.028 9 m/s, 考慮到臺風等惡劣天氣, 這里將分兩種情況討論海管的疲勞壽命, 一種為一般情況, 海流速度取為0.8 m/s, 另一種為極端海況(臺風、風暴潮),底床附近的海流速度取為1.5 m/s 。

確定計算方法之后, 采用ANSYS有限元軟件建立起海管模型, 并對模型的靜撓度進行求解。不同水深對海管的應力分布以及撓度影響不大, 危險懸跨段主要由懸跨長度和懸空高度決定。下一步對從實測數(shù)據(jù)中篩選出相對危險的懸跨段： 3, 7, 8, 10, 11,13, 14, 16號進行數(shù)值模擬計算, 評價其安全性。

3 計算結果分析

判斷海管是否安全有兩個標準： (1)剛度失效：若海管的最大位移與海管長度比值小于 0.004, 即則海管處于安全狀態(tài); (2)強度失效：若海管承受的最大應力小于許用應力, 即則海管處于安全狀態(tài)。

由于在平底床的條件下, 鋼管更容易發(fā)生剛度失效[4], 本文采用第一個標準來判斷海管是否安全。首先在考慮一般情況(海底海流速度為 0.8 m/s)的情況下計算海管在自重(空管狀態(tài)下)和浮力作用下的最大撓度wmax, 看其是否滿足的工業(yè)標準。確定計算參數(shù)如表3、表4所示, 一般將質量附加系數(shù)設為常數(shù)。

表3 模型鋼管計算參數(shù)Tab. 3 Parameters of the steel pipe model

表4 模型流場計算參數(shù)Tab. 4 Parameters of flow field in the model

海管設計參數(shù)中水泥負載厚度為 0.08～0.095 m,本次模擬計算將分別計算這兩種負載厚度情況下的海管變形。采用ANSYS有限元軟件中的靜態(tài)分析模塊來進行求解[11], 計算的結果按照水泥負載厚度劃分。表5為 0.08 m時海管各危險段的靜撓度值, 表6為0.095 m時海管各危險段的靜撓度值。表中L為海管跨長,h為水深,hs為最大懸空高度,w為最大靜撓度。

表5 負載厚度0.08 m時靜撓度Tab. 5 Static deflections when the thickness of cement equals 0.08 m

表6 負載厚度0.095 m時靜撓度Tab. 6 Static deflections when thickness of cement equals 0.095 m

現(xiàn)實中底床形態(tài)有可能是由海水沖刷造成的沖刷坑, 因此對安全隱患較大的 11, 16號段和懸空高度為0.7 m的13號段進行沖刷底床情況下的受力分析, 評價其安全性。在沖刷底床情況下, 升力系數(shù)為負[8]。經(jīng)過計算可得11, 13, 16號段的靜撓度如表7所示, 表中h0為原始懸空高度。

表7 0.095 m負載厚度下11, 13, 16號段靜撓度Tab. 7 Static deflections of No. 12, 13, and 16 when the thickness equals 0.095 m

由結果可見, 在沖刷底床情況下 11, 16號段海管不能滿足的標準, 因此11, 16號段都是不安全的, 尤其是 16號段已經(jīng)嚴重超出標準,十分危險。13號段雖然懸空高度較高, 但是由于懸跨跨長比較短, 因此海管中點的靜撓度還未到剛度失效的標準。7, 8號段跨長與13號段基本相同, 但懸空高度只有0.2 m, 因此也可以斷定7, 8兩號段滿足的工業(yè)標準。

將所得結果按照懸跨長度從小到大繪制出位移走勢曲線(圖 2), 可以看出隨著跨長的增加, 海管的最大位移也在增加。

圖2 不同水泥厚度海管最大位移隨跨長變化Fig. 2 Span-dependant pipeline displacements at two different thicknesses

將海管的長度固定, 通過改變海流流速可以得到海管中點最大位移隨著外流速度的變化規(guī)律(圖3)?？梢钥闯霾煌状残螤钕? 海管中點最大位移變化規(guī)律有顯著區(qū)別。在平底床條件下海管中點位移隨著外流速度的增大而減小, 當外流速度從 0增加到 2.0 m/s時, 海管的中點位移減小了 2.36%, 在沖刷底床條件下, 隨著流速的增加, 海管中點最大位移會逐漸變大, 當流速從0增加到2.0 m/s時, 海管的中點位移增加了13.4%。這是因為在平地床條件下,海管升力系數(shù)為正, 隨著海流流速的增加, 正向升力會FL增大, 從而抵消掉一部分重力; 在沖刷底床條件下, 升力總的效果為負, 所以隨著流速的增加,海管中點最大位移變大。

圖3 海管最大位移隨流速變化Fig. 3 Velocity-dependant displacements of pipeline at two different sea beds

4 結論

本文從實際問題出發(fā), 對東方氣田某標段海管的海底懸跨實際情況進行分析, 篩選出一些重點懸跨段, 建立有水動力影響的海管懸跨安全計算的靜態(tài)模型并且確定了計算參數(shù)。通過分析計算結果, 可以得出如下結論： (1)對于篩選出的各重點懸跨段, 3,11, 14, 16號段是不安全的。建議對通過本文計算所得出的不安全號段海管盡快進行加固維護。(2)相對于水泥負載厚度0.08 m, 水泥負載厚度0.095 m時海管更容易發(fā)生危險。(3)在平底床情況下, 隨著流速的增加, 海管受到的正向升力增加, 其中點位移會減小; 在沖刷底床情況下, 海管會受到負向升力, 其中點最大位移會增加。

[1]Mouselli A H. Offshore pipeline design analysis and methods[M]. United States： Penn Well Books, 1981.

[2]王維. 確定海底埋設輸油管線允限沖刷長度的一種實用方法[J]. 西南石油學院學報, 1996, 18(3)： 94-97.

[3]Lin Mian, Cao Yulong, Li Lei, et al. Investigating of a Near-bed Submarine Pipeline in current[C]// the ASME.Proceedings of the ASME 2009 28thInternational Conference on Ocean, Offshore and Arctic Engineering.Honolulu, Hawaii, USA： ASME, 2009： 191-195.

[4]李磊, 曹玉龍, 林緬. 預測近底床懸跨海管的危險跨長 [J]. 中國石油大學學報, 2010, 34(2)： 1-7.

[5]Müller W V. Systeme von doppelquellen in der dbenen str?mung [J]. Zeitschrift für Angweandte Mathematik und Mechanik, 1929, 9： 200-213.

[6]Buresti G, Lanciotti A. Mean and fluctuating forces on a circular cylinder in cross-flow near a plane surface [J].Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 1992, 41(1-3)： 639-650.

[7]Lei C, Cheng L, Kavanagh K. Re-examination of the effect of a plane boundary on force and vortex shedding of a circular cylinder [J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 1999, 80(3)： 263-286.

[8]李磊. 海流-海管-沙床相互作用及海管安全性研究[D]. 北京： 中國科學院研究生院, 2011.

[9]Magda W. Wave-induced cycle pore-pressure perturbation effects in hydrodynamic uplift force acting on submarine pipeline buried in seabed sediments [J].Coastal Engineering, 2000, 39(2-4)： 243-272.

[10]邢靜忠, 柳春圖. 考慮海床變形的裸露懸跨海底管道靜力分析[J]. 海洋工程, 2007, 25(4)： 21-26.

[11]曹玉龍, 林緬. 基于 ANSYS的近底床懸跨海管建模技術研究[J]. 力學與實踐, 2010, 32(6)： 64-68.

Security analysis for the spanning pipelines located in Dong-Fang 1-1 Gas Field

YAO Ping1, FAN Feng-xin2, LI Zhong-yang3, LI Lei3, CAO Yu-long3, LIU Yang3
(1. China National Offshore Oil Corporation, Limited-Zhanjiang Production Department, Zhanjiang 524057, China;2. Key Laboratory of Marine Geology & Environment, Institute of Oceanology, the Chinese Academy of Science,Qingdao 266071, China; 3. Key Laboratory of Environment Mechanics, Institute of Mechanics, the Chinese Academy of Science, Beijing 100190, China)

Feb., 02, 2010

Dong-Fang 1-1 Gas Field; submarine spanning pipelines; assessment analysis; finite element model; sand waves

Submarine pipelines are major instruments for transporting oil and gas. A finite element model was established for the spanning pipelines near a seabed. The variations of pipeline deformation with current velocity was calculated according to the measurement data of Dong-Fang 1-1 Gas Field. The security assessments was analyzed. The dangerous segments of a spanning pipeline were pinpointed. This result will guide the company in preventive measures for dangerous spanning pipelines.

P756.2

A

1000-3096(2011)08-0058-05

2010-02-02;

2010-06-11

中國科學院知識創(chuàng)新工程重要方向項目(KZCX2-YW-212-2); 國家科技部“863”目標導向類項目(2006AA09Z301); 國家基金委自然科學基金項目(40776057)

姚平(1965-), 男, 陜西彬縣人, 工程師, 從事海洋工程設施安全保障研究工作,電話： 0759-3902040, E-mail： yaoping@cnooc.com.cn

劉珊珊)