張力腿平臺立管張緊力優化*

李家儀 張偉國 劉秀全 暢元江 宋 強

(1. 中國石油大學(華東)海洋油氣裝備與安全技術研究中心 山東青島 266580； 2. 中海石油(中國)有限公司深圳分公司 廣東深圳 518067)

張力腿平臺立管張緊力優化*

李家儀1張偉國2劉秀全1暢元江1宋 強1

(1. 中國石油大學(華東)海洋油氣裝備與安全技術研究中心 山東青島 266580； 2. 中海石油(中國)有限公司深圳分公司 廣東深圳 518067)

研究了張力腿平臺槽口間距對尾流效應影響范圍的影響，提出了優化方案及具體優化方法，建立了張緊力優化流程，對比優化前后立管間距變化，證明優化方案可行性。研究表明，在張緊力優化算法適用范圍內，立管軸線方向變形相等優化方案計算立管變形增量較為簡單，優化效果較好，立管間距明顯增加，可有效防止立管碰撞。提出的張緊力優化方案和方法，防止立管因碰撞而破壞，平臺承受較小變載荷，保證張力腿平臺及立管作業安全，為工程實際張力腿平臺立管張緊力優化提供依據。

叢式立管；張緊力優化；變載荷；立管碰撞；尾流效應

張力腿平臺(TLP平臺)叢式立管遮蔽作用產生的尾流效應是導致立管碰撞威脅立管作業安全和影響下游立管數量的主要因素。TLP平臺對載荷變化敏感，且生產工況占據平臺服役的大部分時間，生產工況下立管情況可分為3種：上、下游均為生產立管(P2P)；上游為生產立管，下游為鉆井立管(P2D)；上游為鉆井立管，下游為生產立管(D2P)。因此，明確尾流效應影響下游叢式立管的數量并以防碰撞和減少平臺變載荷為目標對叢式立管進行張緊力優化十分必要。

目前國內對立管張緊力研究僅針對半潛式平臺[1-3]，國外對TLP平臺叢式立管張緊力算法和增大立管間距理論方法方面雖已有一定的研究[4-8]，但這些研究均是基于一對立管，沒有考慮TLP平臺對變載荷敏感及叢式立管特點、具體工況，且并未給出具體可行的張緊力優化方案、方法及流程。本文考慮TLP平臺叢式立管特點，考慮尾流效應影響下游立管數量，針對生產工況，在張緊力優化算法適用范圍內，提出了叢式立管張緊力優化方案，建立了張緊力優化方法及流程，并通過算例分析驗證了優化方案可行性。

1 TLP張緊力優化算法

1.1 碰撞主要因素分析

在TLP平臺叢式立管結構中，上游立管為來流方向近端立管，下游立管為來流方向遠端立管，立管未發生變形時相鄰兩立管間中心距離為槽口間距。槽口間距關系著立管變形后相鄰兩立管間距離以及尾流效應影響下游立管數量。TLP平臺立管位置示意圖見圖1。

上游立管對下游立管遮蔽作用引起的尾流效應是導致上游立管變形大于下游立管的主要原因，立管變形引發立管干涉。但上游立管對下游立管遮蔽作用并非一直存在，在來流方向海流虛擬源到下游立管中心距離大于20～25倍立管直徑(D)，或者在垂直于來流方向海流虛擬源到下游立管中心距離大于4倍立管直徑時，尾流效應消失[9]，如圖2所示。在TLP平臺槽口間距的影響下，上游立管尾流效應影響范圍一般為1～2根立管，極少情況為3根立管。目前，一般采用Huse半經驗尾流模型[10]和DNV-RP-F203規范中計算尾流速度的迭代方法[9]來計算下游立管穩定時的來流速度，其中Huse半經驗尾流模型如圖3所示，穩流場中立管的尾流剖面如圖4所示。

通過Huse模型[10]建立尾流場表達式為

xs=4D1/Cd1,xv=xs+x

(1)

(2)

圖1 TLP平臺立管位置示意圖

圖2 TLP平臺立管尾流影響范圍示意圖

圖3 TLP平臺立管Huse尾流模型

圖4 TLP平臺穩流場中立管的尾流剖面

u=U0exp(-0.639(y/b)2)

(3)

(4)

(5)

式(1)～(5)中：xs為上游立管C1到虛擬源的距離，m；xv為下游立管C2到虛擬源的距離，m；x為立管間距，m；D1為上游立管的直徑，m；D2為下游立管的直徑，m；Cd1為上游立管的拖曳力系數；Cd2為下游立管的拖曳力系數；Vc為上游立管的來流速度，m/s；u為下游立管的折減速度，m/s；U0為下游立管折減速度的最大值，m/s；V0為下游立管的來流速度，m/s；ρ為海水密度，kg/m3；F2為作用在下游立管上的拖曳力，N；K1為經驗常數；y為下游立管所在的橫坐標距離，m；b為半尾流寬度，m。

1.2 張緊力優化

以防碰撞為目標對立管張緊力進行優化主要是改變立管變形、增加立管間距、保證立管安全，故張緊力優化方案為保持立管軸線方向變形相等(可等同于軸向變形相等)。1根立管變形情況如圖5所示。本文考慮環境載荷、土壤等對立管系統作用，應用ABAQUS有限元軟件對叢式立管進行分析，計算得到最終調整張緊力大小與變形量關系。通常情況下，TLP平臺在鉆井時P2D和D2P情況一般為一年一遇環境載荷，而P2P情況為十年一遇環境載荷。鉆井立管變形增量與張緊力增量關系如圖6所示，生產立管變形增量與張緊力增量關系如圖7所示。

由圖6、7可知，變形增量隨張緊力增量的增加而增大，但下游立管變形對張緊力增加更為敏感。張緊力增量與變形增量可看作近似的線性關系，由圖6、7擬合可得TLP平臺鉆井立管和生產立管張緊力增量與變形增量的關系為經分析，式(6)～(9)擬合曲線誤差均在10%以內，在可接受范圍內。在實際作業過程中，通過計算確定立管需要調整變形量，通過式(6)～(9)計算上、下游立管所需調整的張緊力，進而對立管系統張緊力進行優化。

圖5 優化方案下TLP平臺立管變形示意圖

圖6 TLP平臺鉆井立管變形增量與張緊力增量關系

圖7 TLP平臺生產立管變形增量與張緊力增量關系

(6)

ΔFDD=0.1Δlddn5.8

(7)

ΔFPU=0.069Δlpun2.8

(8)

ΔFPD=0.035Δlpdn4.3

(9)

式(6)～(9)中：ΔFDU為上游鉆井立管張緊力增量，N；Δldu為上游鉆井立管變形增量，m；ΔFDD為下游鉆井立管張緊力增量，N；Δldd為下游鉆井立管變形增量，m；ΔFPU為上游生產立管張緊力增量，N；Δlpu為上游生產立管變形增量，m；ΔFPD為下游生產立管張緊力增量，N；Δlpd為下游生產立管變形增量，m；n為張力比。

2 張緊力優化流程

TLP平臺叢式立管張緊力之所以要進行優化，是由于尾流效應導致上、下游立管變形不同，而尾流效應影響下游立管數量與井口槽間距。當井口槽間距大于20～25倍上、下游立管半徑之和時，尾流效應可以忽略不計，此時上、下游立管變形基本相同，無需對張緊力進行優化。隨著作業水深增加，張緊力對立管間距影響越來越小，相同張力比水深對立管間距影響如圖8所示。由圖8可知，相同張力比時，隨著水深增加，立管間距逐漸增加，且水深從500 m到1 000 m時立管間距增加較快，而當水深大于1 000 m時，通過優化張緊力防止立管碰撞效果并不明顯。通過以上分析可知，張緊力優化算法適用于井口槽間距小于20～25倍上、下游立管半徑之和及水深小于1 000 m的情況。

在張緊力優化算法適用范圍內，為保證立管系統生產作業安全，立管系統張緊力進行優化過程中必須考慮TLP平臺本身特點、張緊器沖程以及立管是否發生屈曲，必須保證立管系統張緊力大于自身濕重[11]、張緊器沖程位于中沖程附近以及盡可能減少平臺變載荷?？紤]TLP平臺對變載荷要求，同時針對上游立管尾流效應影響立管數量不同，提出的具體優化方法如下。

圖8 相同張力比時水深對TLP平臺立管間距影響

1) 尾流效應影響1根立管。將2根立管變形量之差的一半代入公式，計算第1根立管張緊力的增加量和第2根立管張緊力的減少量。如不滿足立管軸線方向變形相等條件，則須重復以上計算直到滿足為止。

2) 尾流效應影響2根立管(此種情況較少)。保證第2根立管張緊力不變，分別計算第1、2根立管和第2、3根立管變形量之差，將變形量分別代入公式計算第1根立管張緊力增加量和第3根立管張緊力減少量。如不滿足立管軸線方向變形相等條件，則須重復以上計算直到滿足為止。

3) 尾流效應影響3根立管(此種情況較少)。首先按照第1種情況，調整第2、3根立管張緊力；其次根據調整后的第2、3根立管變形，計算第1、2根立管和第3、4根立管變形量之差，通過公式計算第1根立管張緊力增加量和第4根立管張緊力減少量。如不滿足立管軸線方向變形相等條件，則須重復以上計算直到滿足為止。

通過以上分析得到TLP平臺立管張緊力優化流程如圖9所示。

圖9 TLP平臺立管張緊力優化流程

3 算例分析

3.1 算例參數

某TLP平臺立管作業水深為340 m，含鉆井立管海流為一年一遇，不含鉆井海流為十年一遇，立管偏移由AQWA軟件計算得出，立管初始張力比均為1.3，立管材料相同，井口槽間距為3 m，生產立管外徑為0.244 5 m，鉆井立管外徑為0.346 1 m。該TLP平臺立管系統配置見表1。

表1 某TLP平臺立管系統配置

3.2 結果分析與討論

針對表1的TLP平臺立管系統配置，應用ABAQUS有限元分析軟件建立平臺-叢式立管-井口-導管干涉分析模型，針對P2D、D2P、P2P情況進行張緊力優化分析；對比調整前后相鄰兩立管間距，驗證張緊力優化方案的可行性。結果表明，P2D、D2P情況下鉆井立管和生產立管半徑之和為0.295 3 m，則立管間距達到6 m左右時尾流效應幾乎對下游立管無影響；P2P情況下兩生產立管半徑之和為0.244 5 m，則立管間距達到5 m左右時尾流效應幾乎對下游立管無影響，故井口槽間距為3 m時尾流效應影響1根下游立管(表2)。

由表2可知，以上3種情況下立管張緊力優化后，相鄰兩立管間距增加較為明顯，可以有效防止相鄰兩立管碰撞，說明張緊力優化方案可行；張緊力調整前后，相鄰兩立管間距最小位置改變較小，均在拖曳力較大位置，即海平面以下0～150 m范圍內，說明張緊力優化方案對立管間距最小位置改變作用較小。

正常作業工況下，無論哪種情況張緊力優化前立管間距均大于0，此時槽口間距值合理，符合工程需要，從而證明尾流效應一般影響1根下游立管。假設槽口間距為2 m，此時尾流效應影響2根立管，由表2可知P2P情況下立管間距較小，故僅對P2P情況進行分析，張緊力優化前后立管間距對比見表3。

由表3可知，張緊力優化后立管間距增加，且第2、3根立管間距增加較為明顯，立管不會發生碰撞，優化方案可行。

以表2中P2P為例，張緊力優化前后立管間距隨水深變化如圖10所示，優化后上、下游立管渦激疲勞變化如圖11所示,立管應力變化如圖12所示。由圖10可知，張緊力優化后立管間距增加較為明顯，立管間距沿水深變化趨勢與優化前基本相同，說明張緊力優化僅改變立管間距，對立管間距沿水深變化趨勢無影響；由圖11可知，張緊力優化后上游立管渦激疲勞損傷相對較小、下游立管渦激疲勞損傷相對較大，但疲勞損傷最嚴重的張緊短節和梯形短節的疲勞損傷相差較小，取10倍安全系數得立管最小疲勞壽命為139 a；由圖12可知，張緊力優化后上游立管應力大于下游立管應力，張力環處應力最大但小于立管屈服強度(550 MPa)。通過以上分析可知，張緊力優化后立管間距、應力及疲勞損傷均滿足立管作業要求。

表2 某TLP平臺張緊力優化前后立管間距對比(尾流影響1根立管)

表3 某TLP平臺張緊力優化前后立管間距對比(尾流影響2根立管)

圖10 某TLP平臺張緊力優化前后立管間距變化

圖11 某TLP平臺張緊力優化后立管渦激疲勞變化

圖12 某TLP平臺張緊力優化后立管應力變化

4 結論

在立管碰撞分析基礎上，提出了以防碰撞為目標的TLP平臺叢式立管張緊力優化方法，并擬合了張緊力增量與立管變形增量的關系曲線；在張緊力優化算法適用范圍基礎上，針對尾流效應影響下游立管個數不同，提出了具體的優化流程。研究表明，本文提出的張緊力優化算法適用于井口槽間距小于20～25倍上、下游立管半徑之和及水深小于1 000 m。算例分析表明，TLP平臺立管張緊力優化后相鄰兩立管間距增加，間距最小位置基本不變，均位于拖曳力較大的海平面下0～150 m范圍內，立管間距沿水深變化趨勢基本相同，而且立管疲勞壽命及應力均滿足作業要求，說明本文張緊力優化方法與流程是可行的。

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(編輯：葉秋敏)

Optimization of TLP riser tension forces

Li Jiayi1Zhang Weiguo2Liu Xiuquan1Chang Yuanjiang1Song Qiang1

(1.CentreforOffshoreEngineeringandSafetyTechnology,ChinaUniversityofPetroleum,Qingdao,Shandong266580,China; 2.ShenzhenBranchofCNOOCLtd.,Shenzhen,Guangdong518067,China)

In this paper the influences of riser slot spacing on the range of wake effect for TLPs are analyzed, an optimization scheme and specific method are proposed, and hence optimization procedures are established. The feasibility of the optimization scheme is verified by comparing the change in riser spacing before and after optimization. The results show that within the applicable range of tension optimization algorithms, the scheme of riser axis direction with equal deformation makes it much easier to calculate the riser deformation with batter optimization effect, resulting in obvious increase in the riser spacing, which can effectively prevent risers collision. The optimization scheme and specific method can prevent riser collision and destruction, making TLPs be subjected to smaller variable load, and guaranteeing the operation safety of TLPs and risers. The paper will provide sound references for tension force optimization of TLPs in actual operation.

cluster riser; tension force optimization; variable load; riser collision; wake effect

*國家重點基礎研究發展計劃(973計劃)“海洋深水油氣安全高效鉆完井基礎研究(編號：2015CB251200)”、中國海洋石油總公司綜合科研項目“深水張力腿平臺立管系統鉆完井安全作業技術研究(編號：YXKY-2014-SHENHAI-02)”部分研究成果。

李家儀，女，中國石油大學(華東)機械工程專業在讀碩士研究生，主要從事深水鉆井技術與裝備方面的研究工作。地址：山東省青島市經濟技術開發區長江西路66號中國石油大學機電學院(郵編：266580)。電話：0532-86983394。E-mail：xyql1989@163.com。

1673-1506(2016)02-0139-06

10.11935/j.issn.1673-1506.2016.02.019

TE951

A

2015-10-10 改回日期：2015-11-04

李家儀,張偉國,劉秀全，等.張力腿平臺立管張緊力優化[J].中國海上油氣，2016,28(2)：139-144.

Li Jiayi,Zhang Weiguo,Liu Xiuquan,et al.Optimization of TLP riser tension forces[J].China Offshore Oil and Gas,2016,28(2):139-144.