正常連接與懸掛撤離工況下深水鉆井隔水管動(dòng)力特性與安全分析

毛良杰，付燈煌，曾 松

（西南石油大學(xué)a.油氣藏地質(zhì)及開(kāi)發(fā)工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室；b.石油與天然氣工程學(xué)院，成都 610500）

0 引 言

世界海洋油氣資源儲(chǔ)量豐富，海洋油氣資源量約占油氣資源總量的34%，探明率僅30%左右，具有巨大發(fā)展?jié)摿1-2]。隔水管是連接鉆井平臺(tái)與水下井口的通道，同時(shí)也是十分薄弱的部分。正常作業(yè)時(shí)，隔水管會(huì)受到風(fēng)、浪、流等海洋環(huán)境載荷的影響；當(dāng)臺(tái)風(fēng)等極端天氣來(lái)臨時(shí)，隔水管必須從底部隔水管總成（LMRP）處斷開(kāi)進(jìn)行懸掛撤離。海洋環(huán)境載荷、平臺(tái)漂移、懸掛模式等都會(huì)影響隔水管的安全。當(dāng)隔水管應(yīng)力超過(guò)屈服應(yīng)力或者接頭轉(zhuǎn)角超過(guò)極限時(shí)，可能出現(xiàn)隔水管斷裂、碰撞月池等事故。因此，對(duì)正常連接工況以及懸掛撤離工況下深水鉆井隔水管進(jìn)行安全分析對(duì)保障隔水管安全有著重要意義。

許多學(xué)者對(duì)隔水管進(jìn)行了研究，頻譜法[3]、有限差分法[4]、時(shí)域分析與頻域分析法[5-7]和有限單元法[8-11]等都被用來(lái)分析隔水管受力及變形等特征。進(jìn)一步地，許多學(xué)者分析了隔水管動(dòng)力學(xué)特性[7-8，10-12]，指出深水鉆井隔水管橫向位移與彎矩等主要受張頂力、海流流速和隔水管壁厚等因素的影響。不少學(xué)者研究了不同環(huán)境載荷及作業(yè)工況下隔水管的安全。李子豐等[13]采用有限差分法對(duì)隔水管在外載荷作用下的橫向位移、轉(zhuǎn)角等進(jìn)行了分析，指出深水隔水管最大轉(zhuǎn)角出現(xiàn)在頂部。郭海燕等[14]建立了考慮隔水管內(nèi)部流體流速以及外部海流耦合作用的隔水管運(yùn)動(dòng)模型，指出內(nèi)流流速增大會(huì)降低隔水管自振頻率。暢元江等[15]分析總結(jié)了水深、海流、正常與懸掛工況對(duì)超深水鉆井隔水管設(shè)計(jì)的影響，研究表明水深和海流對(duì)隔水管設(shè)計(jì)影響較大。孫友義[16]研究了正常連接與懸掛隔水管強(qiáng)度評(píng)價(jià)方法，提出了基于風(fēng)險(xiǎn)增強(qiáng)的疲勞準(zhǔn)則進(jìn)行隔水管VIV 疲勞安全評(píng)估方法。針對(duì)懸掛隔水管，齊娟娟[17]和Liu 等[18]研究了軟懸掛與硬懸掛狀態(tài)隔水管的受力與變形，指出可以通過(guò)布置浮力塊和減小平臺(tái)運(yùn)動(dòng)速度等方式來(lái)減小隔水管位移及彎矩；盛磊祥等[19]、陳黎明等[20]和許亮斌等[21]研究了懸掛長(zhǎng)度對(duì)懸掛隔水管撤離安全窗口的影響，認(rèn)為應(yīng)當(dāng)在懸掛撤離前回收部分隔水管；同時(shí)，他們都認(rèn)為隔水管懸掛撤離時(shí)軟懸掛模式更為安全可靠。Wang 等[22-24]等還研究了隔水管安裝作業(yè)操作窗口，指出小波高和長(zhǎng)周期的波浪載荷環(huán)境更適合隔水管安裝作業(yè)。

目前國(guó)內(nèi)外研究主要分別對(duì)不同工況下隔水管變形、位移及其影響因素進(jìn)行分析，缺乏考慮實(shí)際配置全面地對(duì)隔水管進(jìn)行安全分析研究，對(duì)不同海況與作業(yè)工況下的隔水管強(qiáng)度安全極限分析不足。本文建立了適合正常連接工況與懸掛撤離工況的隔水管動(dòng)力分析模型，通過(guò)邊界條件區(qū)分正常連接工況與懸掛撤離工況，并開(kāi)展實(shí)驗(yàn)對(duì)模型正確性進(jìn)行了驗(yàn)證。以中國(guó)南海深水井為實(shí)例，對(duì)正常連接與懸掛撤離工況下隔水管動(dòng)力特性進(jìn)行分析，并對(duì)不同海況、工況下隔水管的漂移限制及應(yīng)力安全進(jìn)行校核與討論，可以為隔水管的安全作業(yè)提供指導(dǎo)。

1 隔水管動(dòng)力模型建立

深水鉆井隔水管可分為正常連接與懸掛撤離工況。正常連接工況示意圖如圖1 所示，隔水管頂端與可旋轉(zhuǎn)撓性接頭和伸縮節(jié)筒連接，底端采用可旋轉(zhuǎn)撓性接頭連接。緊急情況下，隔水管從LMRP與防噴器（BOP）連接處斷開(kāi)隨平臺(tái)進(jìn)行懸掛撤離即為懸掛撤離工況。根據(jù)不同頂端連接方式，懸掛撤離又分為硬懸掛模式與軟懸掛模式。軟懸掛模式如圖2（a）所示，隔水管頂部與正常鉆井工況一樣采用可旋轉(zhuǎn)接頭與伸縮筒連接于平臺(tái)，而硬懸掛時(shí)隔水管與平臺(tái)采用剛性連接，如圖2（b）所示。

圖1 正常鉆井隔水管示意圖Fig.1 Schematic for drilling riser under normal drilling condition

圖2 懸掛撤離隔水管示意圖Fig.2 Schematic for drilling riser under hang-off condition

1.1 隔水管模型控制方程

假設(shè)隔水管為連續(xù)體，視為長(zhǎng)度遠(yuǎn)大于直徑的細(xì)長(zhǎng)梁，其控制方程可表示為[10-11]

式中，Ttop為頂部軸向預(yù)張力，N。

懸掛隔水管底部與BOP 斷開(kāi)后，只有LMRP 懸掛在隔水管底端。因此懸掛撤離模式下，隔水管軸向張力包括自身重力以及底部LMRP重力。

式中：L為隔水管長(zhǎng)度，m；mLMRP為底部隔水管總成質(zhì)量，kg。

1.2 邊界條件

正常連接工況下，隔水管上端與平臺(tái)采用撓性接頭和伸縮節(jié)連接，頂端撓性接頭旋轉(zhuǎn)剛度為Ku，隔水管頂端速度等于平臺(tái)運(yùn)動(dòng)速度。隔水管底端與BOP采用撓性接頭連接，旋轉(zhuǎn)剛度為Kd，并且底端為固定端，如圖3（a）所示。因此，正常連接工況下隔水管上下端邊界條件可以表示為

懸掛隔水管采用軟懸掛模式連接時(shí)，頂部連接方式與正常連接工況相同，可隨著平臺(tái)移動(dòng)而移動(dòng)，而底部則為完全自由端，如圖3（b）所示，因此邊界條件可以寫(xiě)為

采用硬懸掛模式連接時(shí)，隔水管頂端與平臺(tái)采用剛性連接，視為固定端，頂端轉(zhuǎn)角為0°，而底部則為自由端，如圖3（c）所示，因此邊界條件可以寫(xiě)為

圖3 邊界條件示意圖Fig.3 Schematic of boundary conditions

1.3 Von Mises應(yīng)力

Von Mises應(yīng)力是管柱設(shè)計(jì)、安全校核的主要準(zhǔn)則，可以通過(guò)式（7）進(jìn)行計(jì)算：

式中，σr、σθ、σz為三主應(yīng)力，分別為徑向、周向和軸向應(yīng)力。通過(guò)下式計(jì)算：

式中：Po、Pi分別為隔水管內(nèi)、外靜液柱壓力，Do、Di分別為隔水管內(nèi)、外直徑，t為隔水管壁厚。

2 海洋環(huán)境載荷計(jì)算

隔水管位于海水環(huán)境中，在海洋環(huán)境載荷作用下發(fā)生變形。由于波浪力對(duì)隔水管變形的影響很小[11]，模型載荷主要考慮海水質(zhì)點(diǎn)與管柱同時(shí)隨時(shí)間動(dòng)態(tài)變化下的海流力作用。隔水管可以看作細(xì)長(zhǎng)梁，因此海洋環(huán)境載荷可以通過(guò)Morison方程來(lái)計(jì)算[25]：

式中：CD為拖曳力系數(shù)，無(wú)量綱；ρw為海水密度，kg/m3；D為隔水管外徑，m；uw為海流速度，m/s；u為隔水管橫向運(yùn)動(dòng)速度，m/s；Cm為附加質(zhì)量系數(shù)；CM為慣性力系數(shù)，等于Cm+1。

通常海流速度可以根據(jù)實(shí)際測(cè)量海水流速來(lái)獲取，或者根據(jù)特定海域流速分布重現(xiàn)周期來(lái)獲取海流流速分布剖面。模型假設(shè)海水流動(dòng)方向?yàn)閱我还潭ǚ较?，?shí)際撤離方向可能會(huì)與流體流動(dòng)方向成一夾角α，如圖4 所示，計(jì)算時(shí)以平臺(tái)運(yùn)動(dòng)方向?yàn)閰⒖?，將流體速度折算到x軸方向。

圖4 撤離方向示意圖Fig.4 Schematic of desired track of drilling platform

3 隔水管動(dòng)力模型求解

模型采用有限單元方法求解，隔水管沿長(zhǎng)度方向劃分有限個(gè)微元段，微元段位移通過(guò)Hermite 插值方式表示。動(dòng)力分析時(shí)間被劃分為有限時(shí)間段，采用Newmarkβ迭代求解。

隔水管微元段受力狀態(tài)如圖5 所示，通過(guò)Hermite 方程，隔水管單元運(yùn)動(dòng)可以表示為[26]

圖5 隔水管單元受力分析Fig.5 Schematic for the force of one riser element

單元?jiǎng)偠染仃嘖e、單元質(zhì)量矩陣Me、單元阻尼矩陣Ce以及單元載荷矩陣Pe可以通過(guò)式（16）求得：

對(duì)整個(gè)隔水管坐標(biāo)進(jìn)行轉(zhuǎn)換后，代入如下動(dòng)力學(xué)運(yùn)動(dòng)方程[27]：

式中，u″為加速度，u'為速度，u為位移，f(t)為外力載荷矩陣。

方程（17）可通過(guò)Newmarkβ進(jìn)行求解，詳細(xì)求解步驟參見(jiàn)相關(guān)文獻(xiàn)[11，27]。

4 隔水管動(dòng)力模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證模型的正確性，設(shè)計(jì)了隔水管應(yīng)力應(yīng)變測(cè)試實(shí)驗(yàn)裝置，如圖6所示。實(shí)驗(yàn)裝置包括隔水管測(cè)試模型、伺服電機(jī)及輔助導(dǎo)軌系統(tǒng)和應(yīng)變監(jiān)測(cè)分析系統(tǒng)。隔水管測(cè)試模型采用PVC管，上下兩端采用可旋轉(zhuǎn)的鉸接接頭連接，四周貼有光纖光柵傳感器用于采集隔水管應(yīng)變數(shù)據(jù)，通過(guò)數(shù)據(jù)處理可以獲得隔水管變形參數(shù)[28]，光纖光柵傳感器布置情況如圖7 所示。實(shí)驗(yàn)時(shí)，通過(guò)上下兩個(gè)伺服電機(jī)同步運(yùn)動(dòng)，拖動(dòng)隔水管在水池中勻速運(yùn)動(dòng)，模擬均勻流作用下隔水管的變形。實(shí)驗(yàn)詳細(xì)步驟、相似比尺效應(yīng)設(shè)計(jì)及數(shù)據(jù)處理方法見(jiàn)文獻(xiàn)[28-31]，實(shí)驗(yàn)隔水管模型特性及相關(guān)實(shí)驗(yàn)參數(shù)見(jiàn)表1[28-29]。

圖6 實(shí)驗(yàn)裝置示意圖Fig.6 Schematic and picture of the experimental setup

圖7 光纖光柵傳感器布置情況Fig.7 Arrangement of the fiber Bragg grating sensors

表1 隔水管實(shí)驗(yàn)參數(shù)Tab.1 Main parameters in experiment model

進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證時(shí)，數(shù)值模型采用實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ蛥?shù)進(jìn)行計(jì)算，對(duì)比數(shù)值模型與實(shí)驗(yàn)隔水管的變形分布，對(duì)比結(jié)果如圖8所示?？梢钥闯?，數(shù)值模型與實(shí)驗(yàn)的隔水管變形都在中部靠上的位置達(dá)到最大變形，并且隔水管變形的分布幾乎一致，兩者間微小的差異可能來(lái)自實(shí)驗(yàn)應(yīng)變片及測(cè)試電線對(duì)管柱變形的影響。因此，該實(shí)驗(yàn)可以證明本文數(shù)值模型的正確性。

圖8 數(shù)值模型與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比圖Fig.8 Comparison between the numerical and experimental results

5 隔水管動(dòng)力特性與安全分析

選取南海一深水井進(jìn)行隔水管動(dòng)力特性分析，主要參數(shù)見(jiàn)表2[11]。隔水管實(shí)際單根浮力塊配置方案見(jiàn)表3，其中浮力塊外徑為1.3716 m，隔水管外徑為0.5334 m，隔水管壁厚隨浮力塊配置變化。南海海流速度剖面及根據(jù)實(shí)際配置求得的初始載荷分布如圖9[15，18]所示。針對(duì)正常連接工況以及懸掛撤離工況，通過(guò)分析隔水管應(yīng)力分布及轉(zhuǎn)角極限來(lái)研究隔水管的安全。隔水管最大可承受應(yīng)力（屈服應(yīng)力）為80 ksi（551.6 MPa），安全警戒應(yīng)力為53.3 ksi（367.7 MPa）[32]，隔水管頂端轉(zhuǎn)角極限為13.5°，底端轉(zhuǎn)角極限為9°[33]。

表2 隔水管及南海特性參數(shù)Tab.2 Main parameters of the riser and hydrodynamic in South China Sea

圖9 海流流速分布及初始載荷分布Fig.9 Profile of the ocean current and the initial loads

表3 中國(guó)南海某井隔水管實(shí)際配置Tab.3 Riser stack-up for one deep-water well in South China Sea

續(xù)表3

5.1 正常連接工況隔水管動(dòng)力特性與強(qiáng)度分析

5.1.1 正常連接隔水管安全分析

圖10展示了一年至二百年一遇的海流作用下正常連接隔水管變形及應(yīng)力分布?？梢钥闯?，隔水管變形在中部1156.7 m處達(dá)到最大值，Von Mises應(yīng)力在2170 m水面位置達(dá)到最大值。由于隔水管所受載荷與流速大小成正比，隔水管的位移、應(yīng)力隨著流速增大而增大[11,26]。另外，由于水面是海流載荷邊界，隔水管應(yīng)力在此出現(xiàn)最大值；而上下連接部位采用的是撓性接頭連接，使得隔水管應(yīng)力較小[34-35]。應(yīng)力曲線在頂端及底端附近出現(xiàn)波動(dòng)主要是由于浮力塊在該區(qū)域配置不同引起載荷及隔水管彎曲剛度的變化導(dǎo)致。研究發(fā)現(xiàn)，正常連接隔水管的應(yīng)力通常會(huì)先于頂端與底端轉(zhuǎn)角達(dá)到極限值，因此主要從應(yīng)力角度對(duì)正常連接隔水管進(jìn)行安全分析。隔水管在一、五、十年一遇的載荷作用下，最大應(yīng)力都低于警戒應(yīng)力，在十年至一百年一遇的載荷作用下最大應(yīng)力超過(guò)警戒應(yīng)力，在二百年一遇的載荷作用下最大應(yīng)力超過(guò)屈服應(yīng)力。

圖10 不同海流流速作用下隔水管動(dòng)力特性Fig.10 Influence of current velocity on the mechanical behavior of riser

5.1.2 平臺(tái)漂移距離分析

平臺(tái)漂移距離通常用隔水管長(zhǎng)度的百分比來(lái)表示，分析時(shí)視漂移方向與海流方向相同。當(dāng)平臺(tái)分別漂移1%、2%、3%時(shí)，隔水管的位移和Von Mises應(yīng)力分布隨載荷變化分別如圖11～13所示。從圖中可以看出，隔水管變形和Von Mises應(yīng)力隨著漂移距離的增大而增大。當(dāng)偏移量為1%時(shí)，隔水管能承受五年一遇的流速載荷；當(dāng)偏移量為2%時(shí)，隔水管能承受一年一遇的流速載荷；當(dāng)偏移量為3%時(shí)，隔水管連一年一遇的流速載荷都不能承受。因此，當(dāng)海流速度變化時(shí)，必須嚴(yán)格控制平臺(tái)漂移以保證隔水管的安全，在漂移比率達(dá)到3%時(shí)，應(yīng)及時(shí)調(diào)整平臺(tái)位置或者采取解除隔水管連接等應(yīng)急措施[11]。

圖11 平臺(tái)漂移1%時(shí)不同海流流速作用下隔水管動(dòng)力特性Fig.11 Influence of current velocity on the mechanical behavior of riser with platform drifting distance of 1%

圖12 平臺(tái)漂移2%時(shí)不同海流流速作用下隔水管動(dòng)力特性Fig.12 Influence of current velocity on the mechanical behavior of riser with platform drifting distance of 2%

圖13 平臺(tái)漂移3%時(shí)不同海流流速作用下隔水管動(dòng)力特性Fig.13 Influence of current velocity on the mechanical behavior of riser with platform drifting distance of 3%

5.1.3 平臺(tái)漂移方向分析

上述漂移比率分析基于平臺(tái)漂移方向沿海流流速方向，而實(shí)際平臺(tái)可能向各個(gè)方向漂移。因此，本節(jié)以警戒應(yīng)力及轉(zhuǎn)角極限為條件，分析當(dāng)平臺(tái)向各方向漂移時(shí)隔水管所能承受的最大海流載荷。當(dāng)漂移比例分別為1%、2%、3%時(shí)，各個(gè)漂移方向隔水管承受海流載荷能力如圖14 所示。隔水管可承受的流體速度從0°到90°逐漸增大，從90°到180°又逐漸減小，在180°～360°方向的變化趨勢(shì)相同。平臺(tái)漂移1%時(shí)安全海流流速為1.40 m/s，即五年至十年一遇的海流載荷；漂移2%時(shí)安全海流流速為1.29 m/s，即一年至五年一遇的海流載荷；漂移距離為3%時(shí)安全海流流速為0.97 m/s，即一年一遇的海流都不能承受。

圖14 不同漂移方向隔水管安全流速分布圖Fig.14 Maximum current loads that the riser can withstand with platform drifting in all directions

5.2 懸掛撤離工況隔水管動(dòng)力特性與安全分析

隔水管懸掛撤離時(shí)，假設(shè)平臺(tái)以1 kn（0.5144 m/s）的固定速度沿著海流流速方向進(jìn)行撤離。圖15是海流速度為一年至二十年一遇時(shí)硬懸掛模式下隔水管的變形、彎矩和Von Mises應(yīng)力分布圖?？梢钥闯?，隔水管位移隨著水深增加而增加，并且在懸掛底端達(dá)到最大值；隔水管彎矩和Von Mises應(yīng)力在頂端處達(dá)到最大值。由于硬懸掛隔水管上端固定于平臺(tái)上，連接處會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象[36-37]，該位置極容易發(fā)生危險(xiǎn)。另外，從圖15（c）可以看出Von Mises應(yīng)力在底端附近有所增大。將應(yīng)力計(jì)算式（7）中根號(hào)下各項(xiàng)拆分，第一項(xiàng)(σr-σ0)2只含徑向應(yīng)力與周向應(yīng)力，如圖16左圖所示沿水深呈現(xiàn)指數(shù)式增長(zhǎng)，并在底端達(dá)到最大值，因此各項(xiàng)相加后底端附近應(yīng)力值出現(xiàn)增加現(xiàn)象。隨著流速的增加，海洋環(huán)境載荷增大，隔水管的位移、彎矩、Von應(yīng)力均相應(yīng)地增大。當(dāng)流體速度達(dá)到一年一遇時(shí)，隔水管最大應(yīng)力小于警戒應(yīng)力，當(dāng)流體速度達(dá)到五年一遇載荷時(shí)，隔水管最大應(yīng)力將超過(guò)屈服應(yīng)力，可能發(fā)生斷裂。

圖15 不同海流流速作用下硬懸掛隔水管動(dòng)力特性Fig.15 Influence of current velocity on the mechanical behavior of riser under hard hang-off condition

圖16 硬懸掛隔水管Von Mises應(yīng)力拆分Fig.16 Separated Von Mises stress of hard hang-off riser

圖17 是海流速度分別為一年至二十年一遇時(shí)軟懸掛模式下隔水管的變形、彎矩、Von Mises 應(yīng)力及頂端轉(zhuǎn)角分布圖?？梢钥闯龈羲芪灰齐S著水深增加而增加，并且在底端達(dá)到最大值。隔水管彎矩和應(yīng)力在水面位置附近達(dá)到最大值，但在最頂端迅速減小趨于0，這與正常連接工況類(lèi)似，是由水面載荷邊界及頂端撓性接頭轉(zhuǎn)動(dòng)共同作用的結(jié)果[38-39]。當(dāng)流體速度達(dá)到為一年一遇時(shí)，隔水管最大應(yīng)力小于警戒應(yīng)力，當(dāng)流體速度達(dá)到五年一遇時(shí)，隔水管最大應(yīng)力超過(guò)警戒應(yīng)力，但小于隔水管屈服應(yīng)力。另外，由圖17（d）可知，當(dāng)流速達(dá)到五年一遇時(shí)，軟懸掛隔水管頂端轉(zhuǎn)角將超過(guò)轉(zhuǎn)角限制，可能造成上部撓性接頭破壞甚至斷裂。

圖17 不同海流流速作用下軟懸掛隔水管動(dòng)力特性Fig.17 Influence of current velocity on the mechanical behavior of riser under soft hang-off condition

6 結(jié) 論

本文建立了適合正常連接工況與懸掛撤離工況的隔水管動(dòng)力分析模型，開(kāi)展實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了模型的正確性。以中國(guó)南海深水井為實(shí)例，對(duì)正常連接與懸掛撤離工況下隔水管動(dòng)力特性進(jìn)行了分析，并對(duì)不同海況、工況下隔水管的漂移限制及應(yīng)力安全進(jìn)行了校核和討論，得到如下主要結(jié)論及建議：

（1）正常連接工況下，隔水管最大應(yīng)力出現(xiàn)在水面位置附近，容易發(fā)生破壞。因此在水面位置附近應(yīng)當(dāng)通過(guò)增加隔水管壁厚來(lái)增強(qiáng)隔水管強(qiáng)度，并取消布置浮力塊以減小該段隔水管所受海洋環(huán)境載荷。

（2）平臺(tái)未發(fā)生漂移情況下，隔水管能夠承受十年一遇及以下的載荷；在十年一遇以上的載荷作用時(shí)隔水管存在發(fā)生破壞危險(xiǎn)，需要加強(qiáng)監(jiān)視，必要時(shí)采取應(yīng)急措施。

（3）平臺(tái)漂移后隔水管變形和應(yīng)力都會(huì)增大，因此必須嚴(yán)格控制平臺(tái)偏移量，在漂移比率達(dá)到3%時(shí)應(yīng)及時(shí)調(diào)整平臺(tái)位置或者采取解除隔水管連接等應(yīng)急措施。另外，當(dāng)平臺(tái)漂移方向與流體流動(dòng)方向直線夾角越大時(shí)有利于減小隔水管的安全威脅。

（4）隔水管懸掛撤離時(shí)，若采用軟懸掛模式，水面位置附近出現(xiàn)極大應(yīng)力；若采用硬懸掛模式，隔水管在與平臺(tái)連接處出現(xiàn)極大應(yīng)力。隔水管極大應(yīng)力出現(xiàn)位置存在破壞斷裂危險(xiǎn)，需要加強(qiáng)監(jiān)視，并適當(dāng)增加強(qiáng)度。

（5）與硬懸掛模式相比，軟懸掛模式下隔水管整體彎矩與應(yīng)力都更小，但是由于頂端轉(zhuǎn)角較大容易造成上部撓性接頭破壞，軟懸掛模式下隔水管所能承受海流作用能力并不能顯著優(yōu)于硬懸掛。因此，平臺(tái)撤離時(shí)不能盲目采用軟懸掛或硬懸掛模式，應(yīng)當(dāng)結(jié)合實(shí)際情況選擇合適的懸掛模式。