李家儀 張偉國(guó) 劉秀全 暢元江 宋 強(qiáng)

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

張力腿平臺(tái)立管張緊力優(yōu)化*

李家儀1張偉國(guó)2劉秀全1暢元江1宋 強(qiáng)1

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

研究了張力腿平臺(tái)槽口間距對(duì)尾流效應(yīng)影響范圍的影響，提出了優(yōu)化方案及具體優(yōu)化方法，建立了張緊力優(yōu)化流程，對(duì)比優(yōu)化前后立管間距變化，證明優(yōu)化方案可行性。研究表明，在張緊力優(yōu)化算法適用范圍內(nèi)，立管軸線(xiàn)方向變形相等優(yōu)化方案計(jì)算立管變形增量較為簡(jiǎn)單，優(yōu)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(yōu)化方案和方法，防止立管因碰撞而破壞，平臺(tái)承受較小變載荷，保證張力腿平臺(tái)及立管作業(yè)安全，為工程實(shí)際張力腿平臺(tái)立管張緊力優(yōu)化提供依據(jù)。

叢式立管；張緊力優(yōu)化；變載荷；立管碰撞；尾流效應(yīng)

張力腿平臺(tái)(TLP平臺(tái))叢式立管遮蔽作用產(chǎn)生的尾流效應(yīng)是導(dǎo)致立管碰撞威脅立管作業(yè)安全和影響下游立管數(shù)量的主要因素。TLP平臺(tái)對(duì)載荷變化敏感，且生產(chǎn)工況占據(jù)平臺(tái)服役的大部分時(shí)間，生產(chǎn)工況下立管情況可分為3種：上、下游均為生產(chǎn)立管(P2P)；上游為生產(chǎn)立管，下游為鉆井立管(P2D)；上游為鉆井立管，下游為生產(chǎn)立管(D2P)。因此，明確尾流效應(yīng)影響下游叢式立管的數(shù)量并以防碰撞和減少平臺(tái)變載荷為目標(biāo)對(duì)叢式立管進(jìn)行張緊力優(yōu)化十分必要。

目前國(guó)內(nèi)對(duì)立管張緊力研究?jī)H針對(duì)半潛式平臺(tái)[1-3]，國(guó)外對(duì)TLP平臺(tái)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(duì)立管，沒(méi)有考慮TLP平臺(tái)對(duì)變載荷敏感及叢式立管特點(diǎn)、具體工況，且并未給出具體可行的張緊力優(yōu)化方案、方法及流程。本文考慮TLP平臺(tái)叢式立管特點(diǎn)，考慮尾流效應(yīng)影響下游立管數(shù)量，針對(duì)生產(chǎn)工況，在張緊力優(yōu)化算法適用范圍內(nèi)，提出了叢式立管張緊力優(yōu)化方案，建立了張緊力優(yōu)化方法及流程，并通過(guò)算例分析驗(yàn)證了優(yōu)化方案可行性。

1 TLP張緊力優(yōu)化算法

1.1 碰撞主要因素分析

在TLP平臺(tái)叢式立管結(jié)構(gòu)中，上游立管為來(lái)流方向近端立管，下游立管為來(lái)流方向遠(yuǎn)端立管，立管未發(fā)生變形時(shí)相鄰兩立管間中心距離為槽口間距。槽口間距關(guān)系著立管變形后相鄰兩立管間距離以及尾流效應(yīng)影響下游立管數(shù)量。TLP平臺(tái)立管位置示意圖見(jiàn)圖1。

上游立管對(duì)下游立管遮蔽作用引起的尾流效應(yīng)是導(dǎo)致上游立管變形大于下游立管的主要原因，立管變形引發(fā)立管干涉。但上游立管對(duì)下游立管遮蔽作用并非一直存在，在來(lái)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(lái)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(shí)，尾流效應(yīng)消失[9]，如圖2所示。在TLP平臺(tái)槽口間距的影響下，上游立管尾流效應(yīng)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(jīng)驗(yàn)尾流模型[10]和DNV-RP-F203規(guī)范中計(jì)算尾流速度的迭代方法[9]來(lái)計(jì)算下游立管穩(wěn)定時(shí)的來(lái)流速度，其中Huse半經(jīng)驗(yàn)尾流模型如圖3所示，穩(wěn)流場(chǎng)中立管的尾流剖面如圖4所示。

通過(guò)Huse模型[10]建立尾流場(chǎng)表達(dá)式為

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

(1)

(2)

圖1 TLP平臺(tái)立管位置示意圖

圖2 TLP平臺(tái)立管尾流影響范圍示意圖

圖3 TLP平臺(tái)立管Huse尾流模型

圖4 TLP平臺(tái)穩(wěn)流場(chǎng)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(shù)；Cd2為下游立管的拖曳力系數(shù)；Vc為上游立管的來(lái)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(lái)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(jīng)驗(yàn)常數(shù)；y為下游立管所在的橫坐標(biāo)距離，m；b為半尾流寬度，m。

1.2 張緊力優(yōu)化

以防碰撞為目標(biāo)對(duì)立管張緊力進(jìn)行優(yōu)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(yōu)化方案為保持立管軸線(xiàn)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(huán)境載荷、土壤等對(duì)立管系統(tǒng)作用，應(yīng)用ABAQUS有限元軟件對(duì)叢式立管進(jìn)行分析，計(jì)算得到最終調(diào)整張緊力大小與變形量關(guān)系。通常情況下，TLP平臺(tái)在鉆井時(shí)P2D和D2P情況一般為一年一遇環(huán)境載荷，而P2P情況為十年一遇環(huán)境載荷。鉆井立管變形增量與張緊力增量關(guān)系如圖6所示，生產(chǎn)立管變形增量與張緊力增量關(guān)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(duì)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(xiàn)性關(guān)系，由圖6、7擬合可得TLP平臺(tái)鉆井立管和生產(chǎn)立管張緊力增量與變形增量的關(guān)系為經(jīng)分析，式(6)～(9)擬合曲線(xiàn)誤差均在10%以?xún)?nèi)，在可接受范圍內(nèi)。在實(shí)際作業(yè)過(guò)程中，通過(guò)計(jì)算確定立管需要調(diào)整變形量，通過(guò)式(6)～(9)計(jì)算上、下游立管所需調(diào)整的張緊力，進(jìn)而對(duì)立管系統(tǒng)張緊力進(jìn)行優(yōu)化。

圖5 優(yōu)化方案下TLP平臺(tái)立管變形示意圖

圖6 TLP平臺(tái)鉆井立管變形增量與張緊力增量關(guān)系

圖7 TLP平臺(tái)生產(chǎn)立管變形增量與張緊力增量關(guān)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(chǎn)立管張緊力增量，N；Δlpu為上游生產(chǎn)立管變形增量，m；ΔFPD為下游生產(chǎn)立管張緊力增量，N；Δlpd為下游生產(chǎn)立管變形增量，m；n為張力比。

2 張緊力優(yōu)化流程

TLP平臺(tái)叢式立管張緊力之所以要進(jìn)行優(yōu)化，是由于尾流效應(yīng)導(dǎo)致上、下游立管變形不同，而尾流效應(yīng)影響下游立管數(shù)量與井口槽間距。當(dāng)井口槽間距大于20～25倍上、下游立管半徑之和時(shí)，尾流效應(yīng)可以忽略不計(jì)，此時(shí)上、下游立管變形基本相同，無(wú)需對(duì)張緊力進(jìn)行優(yōu)化。隨著作業(yè)水深增加，張緊力對(duì)立管間距影響越來(lái)越小，相同張力比水深對(duì)立管間距影響如圖8所示。由圖8可知，相同張力比時(shí)，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(shí)立管間距增加較快，而當(dāng)水深大于1 000 m時(shí)，通過(guò)優(yōu)化張緊力防止立管碰撞效果并不明顯。通過(guò)以上分析可知，張緊力優(yōu)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(yōu)化算法適用范圍內(nèi)，為保證立管系統(tǒng)生產(chǎn)作業(yè)安全，立管系統(tǒng)張緊力進(jìn)行優(yōu)化過(guò)程中必須考慮TLP平臺(tái)本身特點(diǎn)、張緊器沖程以及立管是否發(fā)生屈曲，必須保證立管系統(tǒng)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(tái)變載荷?？紤]TLP平臺(tái)對(duì)變載荷要求，同時(shí)針對(duì)上游立管尾流效應(yīng)影響立管數(shù)量不同，提出的具體優(yōu)化方法如下。

圖8 相同張力比時(shí)水深對(duì)TLP平臺(tái)立管間距影響

1) 尾流效應(yīng)影響1根立管。將2根立管變形量之差的一半代入公式，計(jì)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(mǎn)足立管軸線(xiàn)方向變形相等條件，則須重復(fù)以上計(jì)算直到滿(mǎn)足為止。

2) 尾流效應(yīng)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(jì)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(jì)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(mǎn)足立管軸線(xiàn)方向變形相等條件，則須重復(fù)以上計(jì)算直到滿(mǎn)足為止。

3) 尾流效應(yīng)影響3根立管(此種情況較少)。首先按照第1種情況，調(diào)整第2、3根立管張緊力；其次根據(jù)調(diào)整后的第2、3根立管變形，計(jì)算第1、2根立管和第3、4根立管變形量之差，通過(guò)公式計(jì)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(mǎn)足立管軸線(xiàn)方向變形相等條件，則須重復(fù)以上計(jì)算直到滿(mǎn)足為止。

通過(guò)以上分析得到TLP平臺(tái)立管張緊力優(yōu)化流程如圖9所示。

圖9 TLP平臺(tái)立管張緊力優(yōu)化流程

3 算例分析

3.1 算例參數(shù)

某TLP平臺(tái)立管作業(yè)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(jì)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(chǎn)立管外徑為0.244 5 m，鉆井立管外徑為0.346 1 m。該TLP平臺(tái)立管系統(tǒng)配置見(jiàn)表1。

表1 某TLP平臺(tái)立管系統(tǒng)配置

3.2 結(jié)果分析與討論

針對(duì)表1的TLP平臺(tái)立管系統(tǒng)配置，應(yīng)用ABAQUS有限元分析軟件建立平臺(tái)-叢式立管-井口-導(dǎo)管干涉分析模型，針對(duì)P2D、D2P、P2P情況進(jìn)行張緊力優(yōu)化分析；對(duì)比調(diào)整前后相鄰兩立管間距，驗(yàn)證張緊力優(yōu)化方案的可行性。結(jié)果表明，P2D、D2P情況下鉆井立管和生產(chǎn)立管半徑之和為0.295 3 m，則立管間距達(dá)到6 m左右時(shí)尾流效應(yīng)幾乎對(duì)下游立管無(wú)影響；P2P情況下兩生產(chǎn)立管半徑之和為0.244 5 m，則立管間距達(dá)到5 m左右時(shí)尾流效應(yīng)幾乎對(duì)下游立管無(wú)影響，故井口槽間距為3 m時(shí)尾流效應(yīng)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(yōu)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(shuō)明張緊力優(yōu)化方案可行；張緊力調(diào)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(nèi)，說(shuō)明張緊力優(yōu)化方案對(duì)立管間距最小位置改變作用較小。

正常作業(yè)工況下，無(wú)論哪種情況張緊力優(yōu)化前立管間距均大于0，此時(shí)槽口間距值合理，符合工程需要，從而證明尾流效應(yīng)一般影響1根下游立管。假設(shè)槽口間距為2 m，此時(shí)尾流效應(yīng)影響2根立管，由表2可知P2P情況下立管間距較小，故僅對(duì)P2P情況進(jìn)行分析，張緊力優(yōu)化前后立管間距對(duì)比見(jiàn)表3。

由表3可知，張緊力優(yōu)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(huì)發(fā)生碰撞，優(yōu)化方案可行。

以表2中P2P為例，張緊力優(yōu)化前后立管間距隨水深變化如圖10所示，優(yōu)化后上、下游立管渦激疲勞變化如圖11所示,立管應(yīng)力變化如圖12所示。由圖10可知，張緊力優(yōu)化后立管間距增加較為明顯，立管間距沿水深變化趨勢(shì)與優(yōu)化前基本相同，說(shuō)明張緊力優(yōu)化僅改變立管間距，對(duì)立管間距沿水深變化趨勢(shì)無(wú)影響；由圖11可知，張緊力優(yōu)化后上游立管渦激疲勞損傷相對(duì)較小、下游立管渦激疲勞損傷相對(duì)較大，但疲勞損傷最嚴(yán)重的張緊短節(jié)和梯形短節(jié)的疲勞損傷相差較小，取10倍安全系數(shù)得立管最小疲勞壽命為139 a；由圖12可知，張緊力優(yōu)化后上游立管應(yīng)力大于下游立管應(yīng)力，張力環(huán)處應(yīng)力最大但小于立管屈服強(qiáng)度(550 MPa)。通過(guò)以上分析可知，張緊力優(yōu)化后立管間距、應(yīng)力及疲勞損傷均滿(mǎn)足立管作業(yè)要求。

表2 某TLP平臺(tái)張緊力優(yōu)化前后立管間距對(duì)比(尾流影響1根立管)

表3 某TLP平臺(tái)張緊力優(yōu)化前后立管間距對(duì)比(尾流影響2根立管)

圖10 某TLP平臺(tái)張緊力優(yōu)化前后立管間距變化

圖11 某TLP平臺(tái)張緊力優(yōu)化后立管渦激疲勞變化

圖12 某TLP平臺(tái)張緊力優(yōu)化后立管應(yīng)力變化

4 結(jié)論

在立管碰撞分析基礎(chǔ)上，提出了以防碰撞為目標(biāo)的TLP平臺(tái)叢式立管張緊力優(yōu)化方法，并擬合了張緊力增量與立管變形增量的關(guān)系曲線(xiàn)；在張緊力優(yōu)化算法適用范圍基礎(chǔ)上，針對(duì)尾流效應(yīng)影響下游立管個(gè)數(shù)不同，提出了具體的優(yōu)化流程。研究表明，本文提出的張緊力優(yōu)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(tái)立管張緊力優(yōu)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(nèi)，立管間距沿水深變化趨勢(shì)基本相同，而且立管疲勞壽命及應(yīng)力均滿(mǎn)足作業(yè)要求，說(shuō)明本文張緊力優(yōu)化方法與流程是可行的。

[1] 鞠少棟,暢元江,陳國(guó)明,等.超深水鉆井作業(yè)隔水管頂張力確定方法[J].海洋工程,2011,29(1):100-104.

Ju Shaodong,Chang Yuanjiang,Chen Guoming,et al.Determination methods for the top tension of ultradeepwater drilling risers[J].The Ocean Engineering,2011,29(1):100-104.

[2] 阮慶,陳歡,楊勝,等.深水鉆井隔水管頂張力最優(yōu)化設(shè)計(jì)[J].中國(guó)造船,2009,50:20-24.Ruan Qing,Chen Huan,Yang Sheng,et al.Optimal design of deepwater drilling riser[J].Shipbuilding of China,2009,50:20-24.

[3] 楊進(jìn),孟煒,姚夢(mèng)彪,等.深水鉆井隔水管頂張力計(jì)算方法[J].石油勘探與開(kāi)發(fā),2015,42(1):1-4.

Yang Jin,Meng Wei,Yao Mengbiao,et al.Calculation method of riser top tension in deepwater drilling[J].Petroleum Exploration and Development,2015,42(1):1-4.

[4] DENISON E B,HOWELL C T,JU G T,et al.Mars TLP drilling and production riser systems[C]∥Offshore Technology Conference.Offshore Technology Conference,1997

[5] PERYMAN S,GEBARA J,BOTROS F,et al.Holstein truss spar and top tensioned riser system design challenges and innovations[C]∥Offshore Technology Conference.Offshore Technology Conference,2005.

[6] XU L.Design Optimization of top-tensioned risers for deepwater HPHT applications:Part II[C]∥ASME 2011 30th International Conference on Ocean,Offshore and Arctic Engineering.American Society of Mechanical Engineers,2011:421-426.

[7] NATARAJAN S,NGUYEN C,WALTERS D.Advances in deepwater top tensioned riser design consideration[C]∥The Eighteenth International Offshore and Polar Engineering Conference.International Society of Offshore and Polar Engineers,2008.

[8] RUSTAD A M,LARSEN C M,SQRENSEN A J.FEM modelling and automatic control for collision prevention of top tensioned risers[J].Marine Structures,2008,21(1):80-112.

[9] VERITAS D N.Offshore standard DNV-RP-F203:riser interference[J].Det Norske Veritas,Norway,2009.

[10] HUSE E.Interaction in deep-sea riser arrays [C]∥Offshore Technology Conference.Houston,Texas,1993.

[11] SMITH T,ALLEN T,YU A.Holstein spar supported vertical riser and dry tree system[C]∥Offshore Technology Conference.Offshore Technology Conference,2005.

(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(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃(973計(jì)劃)“海洋深水油氣安全高效鉆完井基礎(chǔ)研究(編號(hào)：2015CB251200)”、中國(guó)海洋石油總公司綜合科研項(xiàng)目“深水張力腿平臺(tái)立管系統(tǒng)鉆完井安全作業(yè)技術(shù)研究(編號(hào)：YXKY-2014-SHENHAI-02)”部分研究成果。

李家儀，女，中國(guó)石油大學(xué)(華東)機(jī)械工程專(zhuān)業(yè)在讀碩士研究生，主要從事深水鉆井技術(shù)與裝備方面的研究工作。地址：山東省青島市經(jīng)濟(jì)技術(shù)開(kāi)發(fā)區(qū)長(zhǎng)江西路66號(hào)中國(guó)石油大學(xué)機(jī)電學(xué)院(郵編：266580)。電話(huà)：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(guó),劉秀全，等.張力腿平臺(tái)立管張緊力優(yōu)化[J].中國(guó)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.