考慮海底接觸的鋼懸鏈式立管靜力學(xué)行為

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(西南石油大學(xué) 油氣藏地質(zhì)及開發(fā)工程國家重點試驗室, 成都 610500)

考慮海底接觸的鋼懸鏈式立管靜力學(xué)行為

陳祥,王小梅,高云，萇北,程俊霖

(西南石油大學(xué)油氣藏地質(zhì)及開發(fā)工程國家重點試驗室,成都610500)

基于考慮海底接觸的鋼懸鏈式立管(Steel Catenary Riser, SCR)的結(jié)構(gòu)特性，采用考慮管土分離的線性截斷模型對p-y曲線進行描述。通過在立管頂端施加固定的水平位移模擬上端浮體的水平漂移，分別研究立管外徑、立管壁厚、管內(nèi)流體介質(zhì)以及海流流速的變化對立管位移響應(yīng)以及等效應(yīng)力的影響。分析結(jié)果表明：立管位移響應(yīng)隨著壁厚和內(nèi)部流體密度的增加呈下降趨勢，隨著海流流速的增加呈上升趨勢，但外徑變化對立管位移響應(yīng)的影響卻不顯著。觸地點處的等效應(yīng)力發(fā)生了劇烈變化，從觸地點到懸掛點，立管所受等效應(yīng)力呈振蕩波形，峰值整體呈上升趨勢，波峰之間的間距逐漸增大。立管位移響應(yīng)主要受立管壁厚、內(nèi)部流體密度以及海流流速的影響，而立管等效應(yīng)力主要受立管內(nèi)部流體密度和海流流速的影響。

鋼懸鏈式立管；海底接觸；位移響應(yīng)；等效應(yīng)力

0 引 言

鋼懸鏈式立管(Steel Catenary Riser, SCR)是近些年來迅速發(fā)展起來的一種新型立管，與張緊式立管(Top Tension Riser, TTR)相比，SCR不需要張緊力補償，且允許上端浮體在較大范圍內(nèi)運動。與柔性立管(Flexible Riser)相比較，SCR可以承受更為惡劣的環(huán)境荷載作用，適用于多種海況，尤其在高溫高壓環(huán)境下，SCR憑借其諸多優(yōu)點，逐漸成為了深水油氣能源開發(fā)中的首選立管形式。

圖1 SCR結(jié)構(gòu)示意圖

考慮海底接觸的SCR由流線段和懸垂段2段組成，如圖1所示，其中：觸地點是SCR流線段與懸垂段的連接點；流線段與海床接觸，在結(jié)構(gòu)和外界環(huán)境載荷的共同作用下，與海床反復(fù)相互作用；懸垂段懸浮在海水中，主要受海流和波浪等環(huán)境載荷的作用。

國內(nèi)外已有相關(guān)學(xué)者對鋼懸鏈式立管的靜力學(xué)特性進行了研究。FOYT等[1]指出轉(zhuǎn)塔式系泊浮式生產(chǎn)儲油卸油裝置的垂向運動幅度較大，導(dǎo)致立管產(chǎn)生較大的運動響應(yīng)。為提高鋼懸鏈式立管的強度等性能，使用不同質(zhì)量分布方案，即沿鋼懸鏈式立管長度方向涂上不同密度的涂層實現(xiàn)立管質(zhì)量的優(yōu)化分布。HEJAZI等[2]考慮鋼懸鏈式立管與海底土壤的接觸特性，提出等效線性土壤剛度理念。KIM等[3]通過試驗研究鋼懸鏈式立管-土壤相互作用的機制。李艷等[4]首先對鋼懸鏈式立管進行分類，其次闡述在設(shè)計鋼懸鏈式立管時的主要影響因素以及設(shè)計步驟，最后分析鋼懸鏈式立管的靜態(tài)受力和動態(tài)受力，并給出鋼懸鏈式立管的運動方程。劉賢雷[5]利用ANSYS有限元軟件對模型求解得出：在靜力學(xué)分析下，致使立管破壞的主要原因不是材料強度，而是累積的疲勞損傷。李傳凱[6]用ANSYS有限元分析軟件建立模型時，假定PIPE 59的cable單元不具有抗彎剛度也不能承受彎曲力，同時認為立管材料是均勻和各向同性的，沒有考慮材料的非線性影響，認為立管在變形和運動中始終保持線彈性特點。

目前，從國內(nèi)外研究現(xiàn)狀看，諸多關(guān)于SCR的靜力學(xué)研究都沒有考慮到立管與海床的相互作用，若考慮SCR流線段，SCR整個結(jié)構(gòu)的位移響應(yīng)以及等效應(yīng)力的變化情況對設(shè)計參數(shù)的敏感度，SCR強度是否滿足要求都是需要研究的問題。因此，本文采用考慮管土分離的線性截斷模型為研究對象，為簡化p-y曲線，在立管頂端施加一固定的水平位移模擬上端浮體的水平漂移，并開展立管外徑、立管壁厚、管內(nèi)流體介質(zhì)以及海流流速的變化對考慮海底接觸的SCR位移響應(yīng)和等效應(yīng)力的影響。

1 設(shè)計理論及模型設(shè)計

1.1立管強度校核理論

在對考慮海底接觸的鋼懸鏈式立管進行靜力學(xué)分析之后，可得到沿立管管身等效應(yīng)力的大小，利用該等效應(yīng)力對立管進行組合應(yīng)力[7-8]校核。立管上任意一點處不同方向應(yīng)力為

式中：σr為徑向應(yīng)力；σh為環(huán)向應(yīng)力；σa軸向應(yīng)力；Do為外徑；Di為內(nèi)徑；t為壁厚；I為立管慣性矩；Po為沿立管上任一點的外壓；Pi為內(nèi)壓；T為真實的管壁力；M為彎矩；A為立管截面積。

von Mises應(yīng)力理論校核為

式中：σv為von Mises應(yīng)力；σs為材料的最小屈服強度；n為安全系數(shù)，由設(shè)計工況和設(shè)計要求決定(n>1)，本文中n取1.5。

1.2管土相互作用理論

本文考慮SCR與海床土體的接觸特性，使用等效彈簧模擬海床土體，并用線性截斷模型描述p-y曲線。立管-彈簧接觸模型如圖2所示。線性截斷模型如圖3所示。

圖2 立管-彈簧接觸模型

圖3 等效彈簧的p-y曲線

圖3中Pmax為土體極限承載力，計算公式[9]為

式中：cu為海床土體未排水抗剪強度，cu隨土體埋深的增大而非線性增大；NPmax為承載力系數(shù)NP的最大值；承載力系數(shù)NP與海床溝槽寬度w、管道入土深度h以及管道外徑Do有關(guān)，當w:Do=1時，NP可表示為h的函數(shù),即

式中：a，b與h/Do的值以及管道外壁粗糙度有關(guān)a,b的取值見表1。

根據(jù)文獻[9]中的經(jīng)驗公式，NPmax的計算公式為

管壁粗糙時：

管壁光滑時：

圖3中Pt表示最大土體吸力，引入無量綱參數(shù)fsuc表征Pt(彈簧受拉)與Pmax(彈簧受壓)之間的關(guān)系[10]，即

單位管道長度下的彈簧剛度為

式中：Λ是與Do有關(guān)的常數(shù)。

本文選取極限承載力Pmax=5.8 kN，吸力系數(shù)fsuc=0.2，彈簧剛度K=2 500 kN/m/m作為簡化p-y曲線的計算參數(shù)?；诹⒐?彈簧接觸模型和線性截斷p-y曲線模型，在ANSYS中建立SCR有限元模型，并對其進行靜力分析，得到考慮海底接觸的SCR的位移響應(yīng)以及等效應(yīng)力。

1.3立管結(jié)構(gòu)參數(shù)

本文考慮鋼懸鏈式立管與海底土壤的接觸特性，SCR上端與SPAR平臺相連接，下端與井口相連；鋼懸鏈式立管總長1 865 m；假設(shè)立管所受海流的流速均勻分布；風(fēng)載荷和浪載荷作用于SPAR平臺，SPAR平臺又作用于立管，對立管的影響為致使立管的懸掛點水平漂移10 m。SCR模型的具體參數(shù)見表2。

表2 SCR模型參數(shù)

2 分析與討論

本文進行9種工況計算，分別討論立管外徑、立管壁厚、管內(nèi)流體介質(zhì)以及海流流速變化對SCR位移響應(yīng)以及等效應(yīng)力的影響，并進行強度校核。

2.1立管外徑的影響

本部分討論了立管外徑變化對SCR位移響應(yīng)以及等效應(yīng)力的影響。此時，立管外徑分別取0.355 6 m,0.455 6 m和0.555 6 m，立管壁厚為0.017 5 m，內(nèi)部流體為油，海流為0.5 m/s的均勻流。

圖4為在不同立管外徑下SCR矢量位移云圖，圖中的x/L(無量綱長度，假設(shè)初始位置在立管與海底井口的連接處)表示最大位移量位置。由圖4可知：隨著立管外徑的增加，SCR最大位移量及其發(fā)生的位置幾乎保持不變，發(fā)生最大位移的位置靠近懸掛點。

圖4 不同外徑對應(yīng)的立管矢量位移云圖

圖5 不同外徑對應(yīng)的立管應(yīng)力圖

圖5為在不同立管外徑下SCR等效應(yīng)力隨立管管身的變化曲線，可以看出：隨著立管外徑的增加，SCR的流線段所受等效應(yīng)力僅小幅度增加，懸垂段所受等效應(yīng)力整體呈下降趨勢；觸地點處的等效應(yīng)力發(fā)生了劇烈變化，從觸地點到懸掛點，SCR所受等效應(yīng)力呈振蕩波形，峰值整體呈上升趨勢，波峰之間的間距逐漸增大。SCR的最大等效應(yīng)力σmax為274 MPa <σs/n)，發(fā)生在Do=0.355 6 m，x/L=0.797處，符合強度設(shè)計標準。

2.2立管壁厚的影響

討論立管壁厚變化對SCR位移響應(yīng)以及等效應(yīng)力的影響。此時，立管壁厚分別取0.017 5 m，0.022 5 m和0.027 5 m，立管外徑為0.355 6 m，內(nèi)部流體為油，海流流速為0.5 m/s的均勻流。

圖6為在不同立管壁厚下SCR矢量位移云圖，可以看出：隨著立管壁厚的增加，SCR最大位移量小幅度減小，發(fā)生最大位移的位置靠近懸掛點。

圖6 不同壁厚對應(yīng)的立管矢量位移云圖

圖7 不同壁厚對應(yīng)的立管應(yīng)力圖

圖7為在不同立管壁厚下SCR等效應(yīng)力隨立管管身的變化曲線，可以看出：隨著立管壁厚的增加，SCR的流線段所受等效應(yīng)力小幅度減小，懸垂段所受等效應(yīng)力幾乎保持不變；觸地點處的等效應(yīng)力發(fā)生了劇烈變化，從觸地點到懸掛點，SCR所受等效應(yīng)力呈振蕩波形，峰值整體呈上升趨勢，波峰之間的間距逐漸增大。SCR的最大等效應(yīng)力σmax為293 MPa <σs/n，發(fā)生在t=0.027 5 m，x/L=0.797處，符合強度設(shè)計標準。

2.3立管內(nèi)部流體介質(zhì)的影響

討論立管內(nèi)部流體介質(zhì)的變化對SCR位移響應(yīng)以及等效應(yīng)力的影響。此時，內(nèi)部流體介質(zhì)分別為空氣、油和海水，立管外徑為0.355 6 m，立管壁厚為0.017 5 m，海流流速為0.5 m/s的均勻流。

圖8為在不同內(nèi)部流體介質(zhì)下SCR矢量位移云圖，可以看出：隨著內(nèi)部流體介質(zhì)密度的增加，SCR最大位移量逐步減小，發(fā)生最大位移的位置有向懸掛點方向移動的趨勢。

圖8 不同流體對應(yīng)的立管矢量位移云圖

圖9 不同流體對應(yīng)的立管應(yīng)力圖

圖9為在不同內(nèi)部流體介質(zhì)下SCR等效應(yīng)力隨立管管身的變化曲線，可以看出：隨著內(nèi)部流體介質(zhì)密度的增加，SCR所受等效應(yīng)力整體呈上升趨勢；觸地點處的等效應(yīng)力發(fā)生了劇烈變化，從觸地點到懸掛點，SCR所受等效應(yīng)力呈振蕩波形，峰值整體呈上升趨勢，波峰之間的間距逐漸增大。SCR的最大等效應(yīng)力σmax為283 MPa <σs/n，發(fā)生在內(nèi)部流體介質(zhì)為水，x/L=0.797處，符合強度設(shè)計標準。

2.4海流流速的影響

討論海流流速的變化對SCR位移響應(yīng)以及等效應(yīng)力的影響。此時，海流為均勻流，流速分別取0.5 m/s，1.0 m/s和1.5 m/s，立管外徑為0.355 6 m，立管壁厚為0.017 5 m，內(nèi)部流體為油。

圖10為在不同海流流速下SCR矢量位移云圖，可以看出：隨著海流流速增大，SCR最大位移量逐步增大，發(fā)生最大位移的位置逐漸向觸地點方向移動。

圖10 不同流速對應(yīng)的立管矢量位移云圖

圖 11 不同流速對應(yīng)的立管應(yīng)力圖

圖11為在不同海流流速下SCR等效應(yīng)力隨立管管身的變化曲線，可以看出：隨著海流流速增大，SCR所受等效應(yīng)力整體呈上升趨勢；觸地點處的等效應(yīng)力發(fā)生了劇烈變化，從觸地點到懸掛點，SCR所受等效應(yīng)力呈振蕩波形，峰值整體呈上升趨勢，波峰之間的間距逐漸增大。SCR的最大等效應(yīng)力σmax為287 MPa <σs/n，發(fā)生在v=1.5 m/s，x/L=0.797處，符合強度設(shè)計標準。

3 總 結(jié)

本文考慮鋼懸鏈式立管流線段與海底土壤的接觸特性，使用等效彈簧來模擬海床土體，利用ANSYS有限元軟件，對其整體進行靜力分析，研究立管外徑、立管壁厚、立管內(nèi)部流體介質(zhì)以及海流流速對考慮海底接觸的鋼懸鏈式立管位移響應(yīng)以及等效應(yīng)力的影響，得出以下結(jié)論：

(1) 隨著外徑的增大，立管最大位移響應(yīng)幾乎保持不變，發(fā)生最大位移的位置靠近懸掛點；隨著壁厚或內(nèi)部流體密度的增大，最大位移響應(yīng)呈下降趨勢，發(fā)生最大位移的位置靠近懸掛點；隨著海流流速的增大最大位移響應(yīng)呈上升趨勢，發(fā)生最大位移的位置逐漸向觸地點方向移動。

(2) 隨著外徑的增大，流線段等效應(yīng)力隨著坐標位置的增加僅小幅度增加，懸垂段等效應(yīng)力隨著坐標位置的增加整體呈下降趨勢；隨著壁厚的增大，流線段等效應(yīng)力隨著坐標位置的增加小幅度減小，懸垂段等效應(yīng)力隨著坐標位置的增加幾乎保持不變；隨著內(nèi)部流體密度和海流流速的增加，立管等效應(yīng)力隨著坐標位置的增加整體呈上升趨勢。

(3) 懸垂段等效應(yīng)力呈現(xiàn)振蕩變化特性，且峰值之間的間距隨著坐標位置的增加逐漸變大。

[ 1 ] FOYT E, GRIFFIN C, CAMPBELL M, et al. Weight Optimized SCR-Enabling Technology for Turret Moored FPSO Developments [C]// Proceedings of the 26th International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering, 2007.

[ 2 ] HEJAZI R, KIMIAEI M. Equivalent Linear Soil Stiffness in Fatigue Design of Steel Catenary Risers [J]. Ocean Engineering, 2016, 111: 493-507.

[ 3 ] KIM W J, NEWLIN J A, HAWS J H. Experimental and Analytical Investigation of Soil/SCR Interaction Under VIV [C]//Proceedings of the International Offshore and Polar Engineering Conference, California, USA, 2006.

[ 4 ] 李艷，李欣，羅勇，等.深水鋼懸鏈線立管(SCR)的設(shè)計與研究進展[J]. 中國海洋平臺，2013,28(02):7-13.

[ 5 ] 劉賢雷. 鋼懸鏈線立管靜力及渦激疲勞損傷研究[D]. 天津：天津大學(xué)，2010.

[ 6 ] 李傳凱.鋼懸鏈線立管靜力及波激疲勞分析[D]. 大連：大連理工大學(xué)，2008.

[ 7 ] 于洪旭, 楊琥, 馮現(xiàn)洪. 鋼懸鏈式深水立管壁厚選擇研究[C]//第十七屆中國科協(xié)年會, 2015.

[ 8 ] 王鳳蓮, 李秀鋒. 深水鋼懸鏈式立管 (SCR) 強度分析方法研究[J]. 科技經(jīng)濟導(dǎo)刊, 2016(08): 1-2.

[ 9 ] AUBENY C P, BISCONTIN G, ZHANG J. Seafloor Interaction with Steel Catenary Risers[D]. Texas:Texas A&M University, 2006.

[10] 杜金新. 海洋立管-海床土體接觸作用數(shù)值分析[J]. 工程地質(zhì)計算機應(yīng)用, 2008 (04): 6-11.

StaticBehaviorofSteelCatenaryRiserConsideringSeabedContact

CHEN Xiang, WANG Xiaomei, GAO Yun, CHANG Bei, CHENG Junlin

(State Key Laboratory of Oil and Gas Reservoir Geology and Exploration, Southwest Petroleum University, Chengdu 610500, Sichuan, China)

Based on the structural characteristics of the Steel Catenary Riser(SCR) considering seabed contact, a linear truncation model considering pipe-soil separation are used to describe p-y curves. The displacement response and equivalent stress of the riser are analyzed by changing the riser diameter, the riser wall thickness, the pipe fluid medium and the current velocity. The horizontal displacement at the top of the riser is used to simulate the horizontal drift of the upper body. The results indicate that the vertical displacement response is a downward trend with the increase of wall thickness and internal fluid density,and with the increase of current velocity, the vertical displacement response is a rising trend. The influence of the outside diameter on the displacement response of the riser tube is not significant. The equivalent stress has changed dramatically on touch down point. From touch down point to hang off point, equivalent stress of riser is the oscillation waveform peak and the peak value is a upward trend, and the distance between wave crests increases gradually. It is concluded that the displacement response of the riser is mainly affected by the wall thickness of the riser, the internal fluid density, and the current flow velocity. The equivalent stress of the riser is mainly affected by the internal fluid density and the current flow velocity.

Steel Catenary Riser(SCR); seabed contact; displacement response; equivalent stress

O357

A

2017-02-17

國家自然科學(xué)基金資助項目 (51609206, 51522902, 51379033) ;國家留學(xué)基金資助項目(201608515007)

陳 祥(1978-)，男,本科

1001-4500(2017)05-0082-07