波流作用下的張力腿平臺(tái)頂張緊式立管干涉分析

石 云，周曉東，曹 靜，劉小燕

(1. 中海油研究總院，北京 100028；2. 北京高泰深海技術(shù)有限公司，北京 100011)

波流作用下的張力腿平臺(tái)頂張緊式立管干涉分析

石 云1，周曉東1，曹 靜1，劉小燕2

(1. 中海油研究總院，北京 100028；2. 北京高泰深海技術(shù)有限公司，北京 100011)

頂張緊式立管(TTR)是張力腿平臺(tái)(TLP)的關(guān)鍵部分之一。TTR之間干涉的風(fēng)險(xiǎn)隨著水深的增加而增加，因而立管之間的干涉評(píng)估也就變得越來越重要。如果因干涉引起的碰撞力或參與碰撞的能量足夠大，則有可能會(huì)在立管的某區(qū)域產(chǎn)生損傷，降低立管的使用壽命，甚至危及平臺(tái)的安全。針對(duì)某油田開發(fā)方案設(shè)計(jì)工作，對(duì)井槽間距的設(shè)置以及立管干涉分析進(jìn)行研究，并對(duì)影響立管干涉性能的主要因素開展敏感性分析，為立管的研究及設(shè)計(jì)提供參考。

張力腿平臺(tái)；頂張緊式立管；干涉；敏感性分析

0 引 言

張力腿平臺(tái)(TLP)在深水油氣開采中得到了廣泛的應(yīng)用。頂張緊式立管(TTR)是TLP的關(guān)鍵部分，它連接水下井口與平臺(tái)，十分重要。TTR通常是由一系列的鋼管在頂部通過張緊設(shè)施與TLP連接，底部與固定于井口上的應(yīng)力節(jié)點(diǎn)等連接的立管結(jié)構(gòu)型式[1]。對(duì)于緊密排列的頂張緊式立管，相近立管動(dòng)力行為的失諧導(dǎo)致不同立管具有不同的動(dòng)力響應(yīng)。在服役期間，其運(yùn)動(dòng)行為主要受到張力腿平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)、波和流的影響，使得相鄰立管在某水深處可能發(fā)生干涉造成損傷，降低立管的使用壽命，甚至?xí)＜捌脚_(tái)的安全[2]。

本文以某油田TLP為基礎(chǔ)，對(duì)井槽間距的設(shè)置以及TTR的干涉分析進(jìn)行研究，并對(duì)影響TTR干涉性能的主要因素開展敏感性分析，為今后TTR的研究和設(shè)計(jì)提供參考。

1 立管井槽間距確定的原則

在確定TTR井槽間距時(shí)，至少需要滿足以下兩點(diǎn)要求：

(1) 需要保證立管下放過程中(或者操作期間)具有足夠的間隙來滿足水下機(jī)器人(ROV)對(duì)操作空間的要求。

(2) 相鄰立管之間在極端條件環(huán)境下不發(fā)生碰撞，或者是偶爾碰撞但不會(huì)對(duì)立管造成損壞。

立管之間的間距越大，相鄰立管發(fā)生碰撞的可能性越小，但是需要占用TLP平臺(tái)組塊更大的面積，同時(shí)鉆機(jī)滑軌的間距也會(huì)相應(yīng)加大，這些因素都會(huì)造成組塊重量的增加，從而可能引起TLP投資的增加。所以設(shè)計(jì)原則是:在滿足ROV操作空間要求和TTR不發(fā)生干涉的前提下，盡可能縮減井口間距。

2 立管干涉分析方法

2.1 立管間隙確定原則

立管的干涉分析通常有兩種設(shè)計(jì)思路[3]。第一種是在極端工況下不允許立管發(fā)生碰撞，另外一種是允許在極端工況或者偶然工況下立管之間發(fā)生碰撞，但是需要保證碰撞后立管的結(jié)構(gòu)完整性不會(huì)受到損壞。對(duì)于大部分工程項(xiàng)目，都是選擇立管在極端工況下不發(fā)生碰撞進(jìn)行設(shè)計(jì)。本文也是基于立管不發(fā)生碰撞的條件來進(jìn)行干涉分析的。

根據(jù)DNV-RP-F203規(guī)范[3]推薦，如未考慮相鄰立管可能發(fā)生的渦激振動(dòng)，要保證相鄰立管不發(fā)生碰撞，需要滿足相鄰立管的凈間隙Δ≥D1+D2，其中D1，D2分別為相鄰立管的外徑，如圖1所示。

圖1 干涉最小間距準(zhǔn)則Fig.1 Minimum spacing criterion

2.2 分析軟件及模型

本文主要采用商用軟件OrcaFlex進(jìn)行TTR的干涉分析[4]，上游立管對(duì)下游立管的尾流效應(yīng)在軟件中采用HUSE模型[5]。根據(jù)API RP 2RD[6],上游立管產(chǎn)生的尾流會(huì)減小作用在下游立管上的流速，從而導(dǎo)致相鄰立管之間的間隙縮小，甚至發(fā)生碰撞。所分析的TTR由外套筒和油管組成，分析采用等效模型將多層管的TTR簡(jiǎn)化為單層管結(jié)構(gòu)進(jìn)行建模。為了使等效管所受外力以及彎曲、拉伸特性不發(fā)生變化，等效管的外徑與套筒的外徑相同，等效管的截面積是套筒和油管截面積之和，等效截面慣性矩是套筒和油管慣性矩之和，等效管的重量是外套筒和油管重量之和。

3 目標(biāo)油田TTR干涉分析

3.1 環(huán)境條件

本文以某油田環(huán)境條件為設(shè)計(jì)基礎(chǔ)。該油田范圍平均水深為404 m，百年臺(tái)風(fēng)條件下最大波高為23.5 m，百年臺(tái)風(fēng)條件下表層流速為2.49 m/s。由于目標(biāo)油田海域內(nèi)孤立波頻繁發(fā)生，在立管設(shè)計(jì)過程中應(yīng)該充分考慮。根據(jù)本項(xiàng)目環(huán)境專業(yè)提供的資料，內(nèi)孤立波在工程應(yīng)用上當(dāng)成流來處理，并與一年一遇季風(fēng)條件下的流進(jìn)行疊加(內(nèi)波在本文中只作為環(huán)境專業(yè)提供的基礎(chǔ)數(shù)據(jù)，對(duì)于內(nèi)波的機(jī)理不作詳細(xì)探討)；一年季風(fēng)條件下表層流速為0.99 m/s，內(nèi)波流表層流速為1.55 m/s。

3.2 立管基礎(chǔ)數(shù)據(jù)

該TLP平臺(tái)設(shè)有16個(gè)井槽。考慮ROV的操作空間，井槽中心間距初步設(shè)置為4.5 m。立管基礎(chǔ)參數(shù)如表1所示，立管設(shè)計(jì)年限為20年。

表1 立管基礎(chǔ)設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Riser design parameters

3.3 立管干涉分析結(jié)果

為了保證立管之間不發(fā)生干涉，需要針對(duì)相鄰立管在不同狀態(tài)下開展相關(guān)分析，主要有以下3種情況：

(1) 生產(chǎn)立管(正常生產(chǎn)狀態(tài))與鄰近的生產(chǎn)立管(正常生產(chǎn)狀態(tài))；

(2) 生產(chǎn)立管(正常生產(chǎn)狀態(tài))與鄰近的生產(chǎn)立管(完井或修井狀態(tài))；

(3) 生產(chǎn)立管(正常生產(chǎn)狀態(tài))與鄰近的鉆井立管。

針對(duì)以上3種情況，均需要考慮極端工況(百年臺(tái)風(fēng))以及內(nèi)波工況(一年季風(fēng)+內(nèi)波)進(jìn)行校核。校核結(jié)果如表2～4所示。

表2 生產(chǎn)立管與鉆井立管干涉分析結(jié)果Table 2 Interference analysis results of production TTR to drilling TTR

表3 生產(chǎn)立管與生產(chǎn)立管干涉分析結(jié)果Table 3 Interference analysis results of production TTR to production TTR

表4 生產(chǎn)立管與生產(chǎn)立管(完井/修井工況)干涉分析結(jié)果Table 4 Interference analysis results of production TTR to production TTR (completion/workover)

從上述數(shù)據(jù)可以看出，生產(chǎn)立管與相鄰鉆井立管之間的間隙值最小。這是因?yàn)橄啾扔谏a(chǎn)立管之間，生產(chǎn)立管和鉆井立管管徑相差較大，在海流作用下，相鄰生產(chǎn)立管和鉆井立管變形的差異較大，立管之間的間隙較??；而相鄰生產(chǎn)立管由于變形相對(duì)一致，間隙則較大。但分析結(jié)果顯示，相鄰立管之間的間隙均大于兩立管直徑之和，滿足DNV-RP-F203規(guī)范要求，因而該油田TLP方案中立管之間不發(fā)生干涉。

4 相鄰頂張緊式生產(chǎn)立管干涉敏感性分析

對(duì)立管干涉分析影響較大的兩個(gè)因素是頂張力系數(shù)(TTF)和立管的拖曳力系數(shù)Cd[7]。TTF通過調(diào)整張緊器來進(jìn)行調(diào)節(jié)，主要影響立管的張力。立管的拖曳力系數(shù)因選擇的渦激振動(dòng)(VIV)抑制裝置(Strake還是Fairing)不同而差異較大，從而對(duì)立管干涉分析影響較大。下面分別針對(duì)這兩個(gè)因素開展敏感性分析。

4.1 頂張力系數(shù)敏感性分析

頂張力系數(shù)是作用在立管上的頂張力與立管張力環(huán)以下部分立管的濕量之比。在其他設(shè)計(jì)參數(shù)不變的情況下，分別選取頂張力系數(shù)為1.6，1.8，2.0，2.2四組數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比計(jì)算分析，得出不同頂張緊力系數(shù)時(shí)生產(chǎn)立管之間的最小間隙，結(jié)果如圖2所示。

圖2 頂張力系數(shù)敏感性分析Fig.2 Sensitivity analysis for TTF

從圖2可以看出，立管頂張力系數(shù)增大，立管之間的最小間隙值也隨之增大,這主要是因?yàn)樽饔迷诹⒐茼敳康膹埩υ酱?立管被拉伸得越緊,在海流作用下發(fā)生的變形越小,立管之間的間隙也就越大?？梢姡黾禹攺埩δ軌蛴行г黾恿⒐苤g的最小間隙，有效減輕立管之間的干涉現(xiàn)象。然而隨著頂張緊力系數(shù)的增大,對(duì)張緊器能力的要求將相應(yīng)地提高，同時(shí)對(duì)平臺(tái)施加的垂向載荷也更大。因此，對(duì)設(shè)計(jì)者而言，需要綜合考慮對(duì)平臺(tái)施加的載荷、立管干涉和張緊器選型來選取合適的頂張力系數(shù)。

4.2 拖曳力系數(shù)敏感性分析

由于該油田區(qū)域流速較大，需要在高流速區(qū)域的立管部分增加VIV抑制裝置來減小立管的VIV效應(yīng)，從而保證立管的疲勞壽命能滿足要求。目前業(yè)界應(yīng)用的VIV抑制裝置有Strake和Fairing兩種，這兩種裝置都能有效地抑制VIV的發(fā)生，從而大大提高立管的疲勞壽命。但是這兩種抑制裝置的拖曳力系數(shù)差別較大：Strake具有較大的拖曳力系數(shù)，通常大于1.2；而Fairing的拖曳力系數(shù)通常較小，為0.5～0.7。

為了研究采用Strake或者是Fairing立管干涉的影響，本文分別取立管拖曳力系數(shù)為0.5、0.7、0.9、1.2計(jì)算立管間隙最小值，計(jì)算結(jié)果如圖3所示。

圖3 百年臺(tái)風(fēng)條件(流最大)下拖曳力系數(shù)敏感性分析Fig.3 Sensitivity analysis for drag coefficient

從圖3可以看出，立管最小間隙隨著拖曳力系數(shù)的增大而減小。百年臺(tái)風(fēng)條件(流最大)下，拖曳力系數(shù)為0.5時(shí)，相鄰生產(chǎn)立管之間間隙大于2.5 m；拖曳力系數(shù)為0.7時(shí)，相鄰生產(chǎn)立管之間間隙大于1.5 m，仍可以滿足規(guī)范要求；但當(dāng)拖曳力系數(shù)增加到0.9甚至1.2時(shí)，相鄰生產(chǎn)立管已經(jīng)發(fā)生了碰撞。事實(shí)上，如果選用Strake作為VIV抑制裝置，拖曳力系數(shù)大于1.2，井槽間距需要從4.5 m增加到6 m以上，對(duì)平臺(tái)的影響較大。所以，針對(duì)本項(xiàng)目，綜合考量各方面的因素，立管采用Fairing作為VIV抑制裝置。

5 結(jié) 語

本文以某油田為設(shè)計(jì)基礎(chǔ)，對(duì)井槽間距的選擇、頂張緊式立管的干涉分析及敏感性因素進(jìn)行研究，得到了如下結(jié)論：

(1) 在綜合考慮ROV操作空間及立管干涉分析的基礎(chǔ)上，初步選定的4.5 m井槽間距是合理的。

(2) 生產(chǎn)立管與鉆井立管之間發(fā)生干涉的可能性最大，需要重點(diǎn)關(guān)注。

(3) 提高立管頂張力系數(shù)有利于降低立管之間發(fā)生干涉的風(fēng)險(xiǎn)。但頂張力系數(shù)的增加對(duì)張緊器、平臺(tái)結(jié)構(gòu)和立管結(jié)構(gòu)都會(huì)造成影響，需要綜合考慮予以確定。

(4) 拖曳力系數(shù)對(duì)立管之間的間隙影響很大；在選取VIV抑制裝置時(shí)，需要綜合考慮可能對(duì)立管干涉帶來的影響。

綜上所述，頂張緊式立管之間的干涉行為受多種因素的制約和控制，在設(shè)計(jì)中需要將多種因素綜合考慮，合理確定各參數(shù)取值。

[1] 中海石油研究中心.深水立管選型報(bào)告[R].2011.

[2] 馬強(qiáng)，田榮濤.深水立管之間的碰撞過程數(shù)值仿真[J].中國(guó)工程機(jī)械學(xué)報(bào)，2007，5(2)：177.

[3] Det Norste Veritas. DNV-RP-F203. Riser interference[S]. 2009.

[4] Orcina Ltd. OrcaFlex manual version 9.5 a[M]. Daltongate: Orcina Ltd., 2012.

[5] Huse E. Experimental investigation of deep sea riser interaction[C]. OTC, 1996: 8070.

[6] American Petroleum Institute. API RP 2RD. Design of risers for floating production systems (FPSs) and tension-leg platforms (TLPs)[S]. 2006.

[7] Koska R, Kaculi J, Campbell M, et al. Minimizing interference between top tension risers for tension leg platforms[C]. OMAE, 2013: 11182.

InterferenceAnalysisofTopTensionedRisersforTensionLegPlatformunderWaveandCurrent

SHI Yun1, ZHOU Xiao-dong1, CAO Jing1, LIU Xiao-yan2

(1.CNOOCResearchInstitute,Beijing100028,China; 2.COTEC,Beijing100011,China)

Tension leg platform (TLP) has been widely used in deepwater oil field development in recent years. The risk of top tensioned riser (TTR) interference increases with the increase of water depth. If the collision force or collision energy caused by riser interference is large enough, it is possible to endanger the integrity of riser systems, and even the safety of the platform. TTR interference assessment becomes increasingly important and a design challenge for deepwater TLP. Reasonable well-bay spacing should be selected to avoid TTR collision and also minimize the impact on TLP topsides. Based on an oil field development plan, well-bay spacing and riser interference are investigated. The key parameters such as drag coefficient and top tension factor are discussed, and sensitivity analysis is carried out on those factors. The results may provide references for the research and design of TTRs.

tension leg platform; top tensioned riser; interference; sensitivity analysis

TP951

A

2095-7297(2015)02-0084-04

2015-03-20

國(guó)家科技重大專項(xiàng)(2011ZX05030-006)

石云(1984—)，男，碩士，工程師，主要從事海底管道和立管的設(shè)計(jì)與研究。