深水剛性跨接管設計分析

孫國民，趙 黨，楊 琥，李 旭，胡春紅

(海洋石油工程股份有限公司設計院，天津 300451)

0 引 言

跨接管是深水油氣田開發(fā)的重要組成部分，隨著我國南海開發(fā)戰(zhàn)略的深入開展，我國將逐漸發(fā)展類似巴西或者西非海域的開發(fā)模式——水下設施+跨接管+海底管線+浮式結構物+外輸管線+陸地終端，跨接管因自身結構的柔性特性，成為深水開發(fā)的必然選擇。根據(jù)油田開發(fā)模式、水下連接方式的不同，分為剛性跨接管和柔性跨接管。本文論述剛性跨接管設計相關內(nèi)容。深水作業(yè)成本及油氣田運營成本均非常高，跨接管的安裝、維修和更換都需要動用搭載水下機器人的具有定位功能的船舶，因此識別跨接管設計的潛在風險點和關鍵點，降低海上安裝作業(yè)成本和工程運營成本是非常必要的。本文就深水剛性跨接管設計需要重點關注的輸入?yún)?shù)、強度分析、疲勞分析等進行闡述，并結合典型工程實例，最終提出對跨接管設計的合理化建議。

1 相關基礎參數(shù)

剛性跨接管多用于連接水下管線終端(PLET)、管匯(manifold)和采油樹(well tree)等結構物。主要涉及如下參數(shù)：

(1) 環(huán)境基礎參數(shù)： 主要包括海水密度、海水溫度、波流參數(shù)、土壤參數(shù)、地震參數(shù)等。

(2) 工藝參數(shù)： 輸送介質(zhì)的密度、溫度、壓力、介質(zhì)特點(存在形式、是否存在段塞流等)、每年的關停次數(shù)等。

(3) 管線熱膨脹位移參數(shù)。

(4) 端部結構物的安裝誤差、沉降。

(5) 井口作業(yè)的鉆屑排放情況、鉆完井設備空間要求。

(6) 連接器機械能力： 受力包絡線、安裝精度要求。

(7) 誤差： 跨接管制造誤差、測量誤差、安裝誤差。

井口鉆屑排放分為兩種處理方式： 一種是通過導向裝置，將井口鉆屑疏導至結構物影響區(qū)域外；另外一種是不做處理，在此情況下，設計需要考慮鉆屑堆疊影響。

跨接管中部水平段與海床距離最小為1 m，避免跨接管生命周期內(nèi)海床碰撞。

由井口輸出的油氣混合物質(zhì)在經(jīng)過M型跨接管過程后，由于自身氣、液成分不同，及M型跨接管高差的變化，考慮流速、壓強等的變化，極易發(fā)生段塞現(xiàn)象，對跨接管結構強度和疲勞造成不利影響。

水下結構物安裝需要滿足一定誤差限制，一般深水結構物安裝誤差限制值如表1所示。

表1 水下結構物安裝誤差

2 計算分析

跨接管設計參考的規(guī)范分為兩大類： 一類是DNVGL規(guī)范，主要基于載荷和抗力系數(shù)設計方法(load and resistance factor design, LRFD)，通過有限元建立模型，提取結構力和彎矩，依據(jù)DNVGL規(guī)范推薦的系數(shù)及公式，進行校核；另一類是ASME/API規(guī)范，主要基于工作應力方法(working stress design，WSD)，通過有限元建立模型提取結構軸向應力和組合應力，對照規(guī)范推薦的應力允許系數(shù)進行校核。跨接管主要計算分析包括如下內(nèi)容。

2.1 壁厚選擇

壁厚選擇最早的管線設計標準起源于1926年的ASA B31，即20世紀50年代快速發(fā)展的ASME B31.8，主要用于輸氣管線，ASME B31.4用于輸油液管線，這兩個標準起始是針對壓力容器的標準，隨著科技的發(fā)展和工業(yè)的進步，經(jīng)多次修改，目前最新版本為2018版的ASME B31.8[1]和2019版的ASME B31.4[2]。

DNV最早期的海管設計標準為1976版，是以ASME標準為基礎編制的。在1981版本中引入了載荷和抗力系數(shù)設計方法，以至后來增加了基于概率計算的1996版本?，F(xiàn)在最新為2017.12版本DNVGL-ST-F101[3]，涉及內(nèi)容的深度和廣度都更加廣泛。

管線壁厚校核的環(huán)向應力(hoop stress)、縱向應力(longitudinal stress)等公式和壁厚的關系也隨著規(guī)范版本的不同有稍許變化。在本文中，壁厚計算依據(jù)ASME規(guī)范進行。

2.1.1 DNVGL-ST-F101

管道承壓(破裂)應滿足下面的準則：

(1)

(2)

引入γinc系數(shù)比表述偶然壓強和設計壓強間關系，上述公式可以表示為

(3)

式中：pd為設計壓強；pli為局部偶然壓強；pe為外部壓強；D為公稱外徑；t1為管道壁厚，管道運行前取t1-tfab，管道運行期間取t1-tfab-tcorr，tfab為管道制造誤差，tcorr為腐蝕裕量；αU為材料強度因子；γm為材料抗力因子；γSC為安全等級抗力因子；SMYS為規(guī)定的最小屈服強度；fy，temp為用于設計的屈服應力降低數(shù)值。

沿管道方向上任意一點的外壓應滿足以下準則(壓潰校核)：

(4)

對外壓的特征抗力(pc)(壓潰)應按下式計算：

(5)

(6)

(7)

根據(jù)上面3個公式，求解得到

(8)

其中，

b=-pel(t)

(9)

(10)

d=pel(t)·pp(t)2

(11)

(12)

(13)

(14)

(15)

式中：pe為外部壓強；pmin為最小內(nèi)部壓強；pc為特征壓潰；αU為材料強度因子；γm為材料抗力因子；pel為彈性壓潰壓強；pp為塑性壓潰壓強；O0為管道加載之前的橢圓度；D為公稱外徑；t為管子公稱壁厚；E為楊氏模量；ν為泊松比；fy為設計屈服強度；αfab為制造因子。

2.1.2 API1111[4]，ASME B31.8/B31.4

對應破裂工況，計算需要滿足：

Pt≤fdfeftPb

(16)

Pd≤0.80Pt

(17)

Pa≤0.90Pt

(18)

式中：fd為內(nèi)壓破裂設計因子；fe為焊接因子；ft為溫度折減因子；Pa為壓強差(內(nèi)壓減去外壓)；Pb為管體最小破裂壓強；Pd為設計壓強；Pt為靜水測試壓強。

最小設計承壓(破裂)壓強Pb可以表示為

(19)

式中：D為管道外徑；Di為管道內(nèi)徑；S為規(guī)定的最小屈服強度；t為管道壁厚；U為管道最小界限拉伸強度。

靜水壓潰計算時，壓潰時屈服壓強：

(20)

彈性壓潰壓強：

(21)

管體壓潰壓強：

(22)

外壓壓強：

Po=ρwghdmax

(23)

需滿足如下公式：

(Po-Pi)≤foPc

(24)

式中：fo為壓潰因子；Pi為管道內(nèi)壓；D為管道外壓；ν為泊松比；hdmax為最大水深；E為楊氏模量；g為重力加速度；ρw為海水密度；t為壁厚；S為最小屈服強度。

2.2 強度及敏感性校核

M型剛性跨接管強度及敏感性分析主要考慮功能載荷和環(huán)境載荷。

連接海管終端(PLET)的跨接管，還需要考慮海管運行期內(nèi)管線因為壓力、溫度等改變導致的管線端部位移。

跨接管敏感性分析考慮由于跨接管端部相互連接的水下結構物，在其安裝誤差范圍內(nèi)變動，導致的跨接管長度、相對角度等的改變?？缃庸芏瞬拷Y構物安裝誤差如圖1所示。

圖1 跨接管端部結構物安裝誤差示意圖

算例借助ANSYS[5]軟件，采用PIPE16單元和PIPE18單元，模擬跨接管結構及端部約束、加載分析等。深水跨接管典型布置如圖2所示。

圖2 深水跨接管典型布置圖

主要參數(shù)如圖3和表2、表3所示。

圖3 M型跨接管結構示意圖

表2 跨接管尺寸 (單位： m)

表3 跨接管參數(shù)

分析工況： ①陸地建造靜水壓試驗工況；②水下測漏工況(端部密閉性測試)；③運行工況。典型工況分析結果如圖4和圖5所示。

2.3 結構疲勞分析

跨接管疲勞分析主要考慮如下3個方面。

2.3.1 熱循環(huán)疲勞

在跨接管服務期內(nèi)，根據(jù)關停、啟動等工況，伴隨溫度的降低、升高，及壓強的減少和增加；和海管終端(PLET)相連接跨接管，亦導致端部膨脹位移的改變等，這些都導致跨接管對應同一位置受力的改變，考慮到生命周期內(nèi)發(fā)生改變的頻次，依據(jù)S-NF3[6]曲線，獲得對應的損傷。

圖4 8 in跨接管陸地靜水壓試驗工況結構受力結果

圖5 10 in跨接管運行工況結構受力結果

2.3.2 VIV疲勞

渦激振動誘導疲勞現(xiàn)在有兩種通用分析方法： 一種是參考DNVGL-RP-F105[7]規(guī)范，求解衰減速度和相應模態(tài)、頻率；另一種是以Shear7[8]軟件及相關理論為基礎，展開求解。

2.3.3 段塞流疲勞。

段塞流(見圖6)是由于介質(zhì)在輸送過程中，間歇的介質(zhì)密度、流速或者高程等的變化，導致局部介質(zhì)密度異常于平均正常輸送介質(zhì)密度，形成局部段塞。結合M型跨接管結構特點及介質(zhì)特點，段塞形成易導致跨接管振動及內(nèi)部輸送介質(zhì)壓力劇烈變化，危險段塞是油氣資源輸送過程中極力避免的一種情況。

圖6 段塞流示意圖[9]

段塞流增強了M型跨接管的振動，加劇了M型跨接管疲勞損傷。段塞流誘導M型跨接管端部結構強度隨時間改變。段塞流情況下跨接管端部結構應力變化如圖7所示。

圖7 段塞流情況下跨接管端部結構應力變化示意圖[10]

基于段塞流特點，用于跨接管疲勞分析需要的段塞參數(shù)包括段塞流頻率、段塞流長度、段塞流速度、段塞流密度、段塞流氣泡段密度、段塞流液體段密度等。上述基礎參數(shù)，目前有三種獲取方法： 實驗數(shù)據(jù)，基于實驗數(shù)據(jù)及實際情況的經(jīng)驗公式和FEA模擬等。實驗數(shù)據(jù)的獲取受限于模擬設備、油氣資源自身復雜多變等限制，經(jīng)濟性較差。經(jīng)常使用的經(jīng)驗公式為[11]： Hill和Wood于1994年提出的計算段塞頻率的段塞模型；McQuillan和Whalley于1985年提出的計算氣泡平均速率和持液率的段塞模型；BendiKsen于1984年提出的計算段塞中泰勒氣泡和分散氣泡的速度的段塞模型等。FEA模擬有兩種主流方法： 一是利用OLGA模擬提出相應參數(shù)；二是利用CFD進行模擬，提出相應參數(shù)。8 in跨接管疲勞分析結果如表4所示。

表4 8 in跨接管疲勞分析結果

3 結 語

通過上面對剛性跨接管設計輸入、強度計算、疲勞計算等的分析，可得出：

(1) 剛性跨接管設計涉及多個專業(yè)、多個輸入?yún)?shù)，很多參數(shù)都是隨著項目的進展，甚至到項目中后期才能確定，初期設計需要對未來的變數(shù)加以考慮，強度計算和疲勞計算要為未來的變化留出調(diào)整空間。

(2) 壁厚選擇計算依據(jù)不同主規(guī)范，計算結果有所差異，設計要相互驗證，明確不同差異的原因，為后續(xù)分析做儲備。

(3) 強度計算和疲勞計算均需要根據(jù)水下結構物的安裝誤差，考慮在跨接管投影極限工況下展開設計，建議用云圖表示計算結果，為后續(xù)海上測量、陸地建造、海上安裝提供支持。

我國南海深水油氣介質(zhì)多是在高溫高壓、保障安全的情況下，兼顧經(jīng)濟性和安裝便捷性，多采用M型剛性跨接管。M型剛性跨接管設計是油氣資源開發(fā)鏈條的一處關鍵節(jié)點，必須充分考慮各種可能工況，規(guī)避潛在風險，借助有限元技術，保障跨接管設計安全。