塔式立管渦激疲勞損傷敏感參數(shù)研究

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(哈爾濱工程大學(xué) 船舶工程學(xué)院 深海工程技術(shù)研究中心，哈爾濱 150001)

塔式立管是一種以剛性立管作為主體部分，通過(guò)頂部浮力筒的張力作用，垂直站立在海底，以跨接軟管作為外輸裝置與海上浮體相連接的立管結(jié)構(gòu)形式[1-2]。在水深超過(guò)1 000 m的深水和1 500 m的超深水油田開(kāi)發(fā)項(xiàng)目中，塔式立管作為一種有效的立管系統(tǒng)，在墨西哥灣、西非海域以及巴西海域的油田項(xiàng)目中得到了應(yīng)用。本文主要研究塔式立管的剛性主體管的渦激疲勞損傷。

對(duì)于立管的渦激疲勞損傷，國(guó)內(nèi)外有很多學(xué)者進(jìn)行了專(zhuān)門(mén)的研究[3-8]。但未見(jiàn)國(guó)內(nèi)對(duì)塔式立管渦激疲勞分析研究的文獻(xiàn)，對(duì)深受海洋石油公司青睞的塔式立管進(jìn)行渦激疲勞分析的研究具有實(shí)際工程意義。

本文選取具有代表性的西非海域的海況條件，利用有限元分析軟件ORCAFLEX對(duì)立管進(jìn)行靜力分析和模態(tài)分析，從而得到塔式立管剛性主體管的模態(tài)數(shù)據(jù)，在此基礎(chǔ)之上進(jìn)一步利用SHEAR7軟件和Miner線性累積疲勞損傷準(zhǔn)則對(duì)塔式立管的渦致疲勞損傷進(jìn)行預(yù)報(bào)。

1 分析流程及計(jì)算方法

1.1 塔式立管VIV疲勞分析流程

利用SHEAR7對(duì)塔式立管進(jìn)行VIV疲勞損傷分析，由于塔式立管本身的結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，SHEAR7中提供的模型有限，因此可以通過(guò)以下三種方式對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行簡(jiǎn)化，從而估計(jì)立管的渦激振動(dòng)響應(yīng)。

1)采用垂直線性變化張力梁模型。當(dāng)響應(yīng)由高階模態(tài)數(shù)決定時(shí)，變張力梁模型的結(jié)果比較理想。

2)采用變張力梁模型，用戶(hù)提供立管各節(jié)點(diǎn)的張力和質(zhì)量數(shù)據(jù)，SHEAR7內(nèi)部的計(jì)算模塊將基于該數(shù)據(jù)計(jì)算結(jié)構(gòu)的模態(tài)和動(dòng)力響應(yīng)。

3)利用其它有限元軟件計(jì)算塔式立管的模態(tài)，得到不同模態(tài)的固有頻率和模態(tài)位移，模態(tài)坡度和模態(tài)曲率，再調(diào)用SHEAR7軟件進(jìn)行渦激振動(dòng)分析。該方法可以更準(zhǔn)確地計(jì)算結(jié)構(gòu)的模態(tài)信息，所評(píng)估的疲勞損失分布更為可靠。

本文采用第三種方法，根據(jù)塔式立管數(shù)據(jù)建立有限元模型，使用ORCAFLEX進(jìn)行立管動(dòng)力學(xué)分析，得到其頻域內(nèi)的模態(tài)分析結(jié)果。利用得到的立管模態(tài)數(shù)據(jù)進(jìn)行后處理得到SHEAR7需要的模態(tài)數(shù)據(jù)格式，根據(jù)洋流數(shù)據(jù)使用SHEAR7對(duì)塔式立管剛性主體管進(jìn)行VIV疲勞損傷分析[9]，從而得到立管的VIV響應(yīng)。

值得注意的是，本文中考慮到立管頂部的浮力筒和跨接軟管對(duì)模態(tài)的影響。塔式立管的渦激振動(dòng)疲勞分析的流程見(jiàn)圖1。

1.2 塔式立管總體模型

塔式立管整體模型見(jiàn)圖2，其中規(guī)定X為系統(tǒng)正北方向，Y為系統(tǒng)正西方向，Z為垂直向上方向。立管、跨接軟管和FPSO的連接點(diǎn)組成的主平面沿總體的東西方向。總體坐標(biāo)的原點(diǎn)建立在與FPSO形心位置同一鉛垂線的海面處。

圖1 塔式立管VIV疲勞分析流程

圖2 塔式立管整體模型示意

1.3 塔式立管的模態(tài)分析

進(jìn)行塔式立管的模態(tài)分析前首先必須進(jìn)行塔式立管的靜態(tài)分析，從而計(jì)入頂端張力對(duì)立管模態(tài)的影響。塔式立管的模態(tài)分析使用Lanczos方法并提取前30階模態(tài)。圖3～4分別給出了塔式立管的各階模態(tài)振型和立管的模態(tài)頻率曲線。同時(shí)，表1給出有限元塔式立管的模態(tài)分析結(jié)果。

圖3 塔式立管各階模態(tài)

圖4 塔式立管模態(tài)頻率曲線

表1 塔式立管的模態(tài)分析結(jié)果

2 塔式立管VIV疲勞分析

2.1 洋流數(shù)據(jù)

本文采用西非海域的洋流數(shù)據(jù)，具體流速分布見(jiàn)圖5。

圖5 流速分布

2.2 塔式立管設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)

考慮西非海域水深1 500 m，立管頂部還有浮力筒及連接浮力筒的錨鏈線，確定研究立管長(zhǎng)度為1 352 m。選取立管外徑273 mm(10.75 in)，考慮外徑為228.8 mm(9 in)和304.8 mm(12 in)來(lái)考察立管外徑對(duì)疲勞損傷的影響。

立管材料取為鋼，密度為7 850 kg/m3，立管內(nèi)流體為石油，密度為790 kg/m3，立管外部流體為海水，密度為1 025 kg/m3。為了考察立管內(nèi)部流體密度對(duì)疲勞損傷的影響，取石油、空氣和海水三種管內(nèi)流體進(jìn)行對(duì)比。

表2為塔式立管設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)。

表2 塔式立管設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)

3.3 應(yīng)力集中系數(shù)(SCF)和S-N曲線

塔式立管的VIV疲勞損傷需要使用S-N曲線進(jìn)行描述，校核立管管體的VIV疲勞損傷時(shí)，S-N曲線取為DoE F2曲線，選取的應(yīng)力集中系數(shù)(SCF)為1.34。

2.4 VIV疲勞分析

應(yīng)用SHEAR7軟件對(duì)塔式立管進(jìn)行疲勞壽命分析，得到立管的均方根應(yīng)力和疲勞損傷等曲線如見(jiàn)圖6～7。

圖6 塔式立管的應(yīng)力均方根

圖7 塔式立管的疲勞損傷曲線

塔式立管的VIV疲勞安全系數(shù)是20，根據(jù)規(guī)范要求立管的疲勞壽命是25年。

由圖7可知,塔式立管的疲勞損傷基本上是隨流速的增大而逐漸變大，最大的疲勞損傷率達(dá)到了0.000 7，最小疲勞壽命是1 428年。由此可以看出渦激振動(dòng)對(duì)立管的疲勞損傷影響是不可忽視的，應(yīng)該引起足夠的重視。

3 立管VIV疲勞損傷影響因素分析

本文從塔式立管的頂部張力、壁厚、外徑、內(nèi)流密度不同以及軟件不同的閥值等幾個(gè)方面分析立管的渦激疲勞損傷，得到影響塔式立管渦激疲勞損傷的關(guān)鍵因素。為預(yù)報(bào)塔式立管渦激疲勞損傷得出一些結(jié)論性的建議。

3.1 頂部張力的影響

頂部張力的主要作用是維持塔式立管的剛性主體管的穩(wěn)定性，塔式立管的頂部張力主要是由剛性主體管頂部的浮力筒來(lái)提供的。頂部張力的大小與剛性主體管及連接錨鏈的材質(zhì)、尺寸以及水深等有關(guān)。頂部張力通常維持在立管濕重的1.4～1.8倍之間，即頂部張力系數(shù)TTF=1.4～1.8[10]，較大的頂部張力對(duì)于維持立管穩(wěn)定性有明顯效果。

為了與工程實(shí)際相符合，本文在其它設(shè)計(jì)參數(shù)不變的情況下，頂部張力分別取立管濕重的1.4、1.5和1.7倍，即頂部張力系數(shù)TTF取1.4、1.5和1.7，相應(yīng)的頂部張力分別為2 240、2 400和2 720 kN。

得到塔式立管的疲勞損傷曲線見(jiàn)圖8。

圖8 與不同頂部張力對(duì)應(yīng)的立管疲勞損傷

從圖8可以看出隨著頂部張力的提高塔式立管的VIV疲勞損傷呈顯著下降趨勢(shì)。分析表明，提高頂部張力能夠顯著降低塔式立管剛性主體管的疲勞損傷，是一種有效的抑制VIV疲勞損傷的措施。

3.2 壁厚不變外徑不同的影響

取圖中西非海域流速分布，其頂部預(yù)張力為2 400 kN，立管內(nèi)部流體密度為790 kg/m3，比較取壁厚相同，外徑分別為228.8(9 in)、273.1 mm(10.75 in)和304.8 mm(12 in)立管的渦激振動(dòng)疲勞損傷的變化。三種相同壁厚不同外徑的立管對(duì)應(yīng)的渦激振動(dòng)疲勞損傷見(jiàn)圖9。

圖9 相同壁厚不同外徑立管的疲勞損傷

立管外徑的改變會(huì)引起立管的慣性矩、立管濕重和立管干重的改變，這些因素都會(huì)影響立管的渦激疲勞損傷。從圖9可以看出，在其它條件相同的情況下，塔式立管外徑越大，渦激振動(dòng)引起的疲勞損傷也越大。所以立管外徑的大小將直接決定渦激振動(dòng)疲勞損傷的高低。

3.3 外徑不變壁厚不同的影響

取圖中西非海域流速分布，頂部張力2 400 kN，立管內(nèi)部流體密度為790 kg/m3，比較取立管外徑相同，壁厚分別為0.75 in、0.938 in和1.25 in立管的渦激振動(dòng)疲勞損傷的變化。三種立管外徑相同壁厚不同對(duì)應(yīng)的渦激振動(dòng)疲勞損傷的影響見(jiàn)圖10。

圖10 相同外徑不同壁厚立管的疲勞損傷

從圖10可以看出，塔式立管的剛性主體管的壁厚越大，立管的疲勞損傷也越大。但是立管壁厚的變化對(duì)疲勞損傷的影響并不明顯。在其它條件相同的情況下，立管壁厚的改變引起了立管慣性距、立管干重和立管濕重的變化，這些將影響立管的疲勞損傷。需要指出的是，相對(duì)于立管外徑來(lái)說(shuō)立管壁厚是一個(gè)小量，其變化往往也局限在很小的范圍內(nèi)，因此立管壁厚的變化引起的立管的疲勞損傷并不明顯。

3.4 內(nèi)部流體密度不同的影響

選取立管內(nèi)部流體分別為空氣、石油和海水，其密度分別為1.29，790，1 025 kg/m3。設(shè)定內(nèi)部流體為靜止，其它參數(shù)不變。得到的疲勞損傷曲線見(jiàn)圖11。

圖11 內(nèi)部流體密度不同立管的疲勞損傷

由圖11可知，內(nèi)部流體的密度對(duì)立管的渦激疲勞損傷影響較大。可以看出內(nèi)部流體的密度越小，立管的疲勞損傷越大。需要指出的是，對(duì)于兩種內(nèi)部流體密度較接近時(shí)，它們引起的立管的疲勞損傷的大小也較接近。

3.5 SHEAR7中能量閾值的影響

對(duì)SHEAR7來(lái)說(shuō)，軟件中取不同的能量閾值(cut-off)，用戶(hù)可以選擇一個(gè)閥值，低于該閾值的模態(tài)不考慮對(duì)位移和疲勞壽命的影響；若大于閾值的模態(tài)數(shù)只有一個(gè)，則進(jìn)行單模態(tài)計(jì)算，否則進(jìn)行多模態(tài)計(jì)算。對(duì)立管的疲勞損傷也會(huì)產(chǎn)生一定得影響，分別取閾值為0.7和1.0，得到疲勞損傷曲線見(jiàn)圖12。

圖12 不同閾值下立管的疲勞損傷

可以看出，取閾值1.0，計(jì)算所得的疲勞損傷結(jié)果明顯大于取0.7時(shí)的計(jì)算結(jié)果，大概要大一個(gè)數(shù)量級(jí)。在實(shí)際工程中，采用的閾值1.0偏于保守，所以實(shí)際工程項(xiàng)目中較多選取閾值為0.7。

4 結(jié)論

1)塔式立管頂部張力對(duì)疲勞損傷的影響明顯。通過(guò)適當(dāng)增加頂部張力，可以減小渦激疲勞損傷，提高頂部張力是一種有效的抑制立管VIV疲勞損傷的方法。

2)立管外徑對(duì)疲勞損傷的影響也比較大。在其它條件相同的情況下，增大立管外徑，將會(huì)增加渦激振動(dòng)疲勞損傷。

3)管內(nèi)流體密度對(duì)立管渦激疲勞損傷也有一定的影響，一般是管內(nèi)流體密度越大，立管的渦激疲勞損傷越大。當(dāng)管內(nèi)兩種流體密度接近時(shí)，立管的渦激疲勞損傷基本相同。

4)立管壁厚對(duì)疲勞損傷的影響沒(méi)有上述三個(gè)參數(shù)明顯。這主要是因?yàn)榱⒐鼙诤竦淖兓窒拊谝欢ǖ姆秶鷥?nèi)。但是，增加立管壁厚會(huì)引起立管疲勞損傷的增加。

5)SHEAR7軟件取不同的閾值，對(duì)立管的疲勞損傷也會(huì)產(chǎn)生一定的影響，閾值取1.0時(shí)，立管疲勞損傷明顯大于其它值，偏于保守，故在實(shí)際工程中應(yīng)取合適的閾值進(jìn)行計(jì)算。

本文分析不同參數(shù)對(duì)塔式立管渦激疲勞損傷的影響，期待所得的分析結(jié)果供今后塔式立管的整體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)以及塔式立管渦激振動(dòng)抑制裝置的研制參考。

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