懸鏈線和大變形梁理論的J型鋪設(shè)研究

康莊，張立，張翔

(哈爾濱工程大學(xué) 船舶工程學(xué)院 深海工程技術(shù)研究中心，黑龍江 哈爾濱150001)

懸鏈線和大變形梁理論的J型鋪設(shè)研究

康莊，張立，張翔

(哈爾濱工程大學(xué) 船舶工程學(xué)院 深海工程技術(shù)研究中心，黑龍江 哈爾濱150001)

為獲得J型鋪設(shè)解析方法，研究了深水鋼懸鏈立管的J型鋪設(shè)作業(yè)過(guò)程中的靜力分析，引入一種稱為分段力學(xué)模型的優(yōu)化模型。首先基于懸鏈線理論建立懸鏈線模型進(jìn)行求解，然后在懸鏈線模型的基礎(chǔ)上對(duì)立管進(jìn)行分段計(jì)算，變形大的區(qū)域使用大變形梁理論，依據(jù)奇異攝動(dòng)法漸近展開二階非線性微分控制方程，其余區(qū)域使用懸鏈線理論重新求解，最后合成兩部分結(jié)果為整體解。與懸鏈線理論和大變形梁理論對(duì)比分析之后發(fā)現(xiàn)，分段力學(xué)模型對(duì)邊界條件滿足較好，計(jì)算結(jié)果與高精度的大變形梁理論結(jié)果相當(dāng)。同時(shí)，使用分段力學(xué)模型來(lái)分析了濕重以及剛度的參數(shù)敏感性影響。

鋼懸鏈立管；J型鋪設(shè)；懸鏈線；大變形梁；攝動(dòng)法；分段力學(xué)模型

立管系統(tǒng)作為連接海上浮體與水下生產(chǎn)系統(tǒng)的關(guān)鍵性部分，是海洋開發(fā)中不可或缺的組成部分，其中鋼懸鏈立管(steel catenary risers, SCR)以其良好的適用性以及低廉的價(jià)格成為立管系統(tǒng)的首選形式[1]，鋪設(shè)深度也從淺水走向3 500 m以上的超深水。與S型鋪設(shè)和卷筒鋪設(shè)方法相比，J型鋪設(shè)，以立管近乎垂直下放到水中的形態(tài)而得名，能夠使鋼懸鏈立管產(chǎn)生更小的應(yīng)力，成為超深水立管鋪設(shè)中的最優(yōu)選擇。有以下優(yōu)點(diǎn)：1)縮短安裝船與觸地點(diǎn)(touch down point，TDP)之間的距離；2)有效降低安裝船對(duì)立管的水平支撐力，進(jìn)而降低了立管的應(yīng)力；3)消除了立管在托管架附近上彎段的彎曲；4)減小了安裝船所提供的拉力的要求，無(wú)需脆弱的托管架[2]；5)除了接近海面的一小段區(qū)域外立管受波浪影響很小[3]。J型鋪設(shè)過(guò)程中鋼懸鏈立管的鋪設(shè)形態(tài)和受力分析是立管總體設(shè)計(jì)的重點(diǎn)，一方面關(guān)系到鋼懸鏈立管的安全性能，決定了立管在自重和張緊器作用下的靜張力和彎矩，另一方面靜力分析更是動(dòng)力分析的初始平衡位置[4]。

立管J型鋪設(shè)分析中，懸鏈線理論、有限元和有限差分法是常用到的方法：懸鏈線理論忽略了立管的彎曲剛度，有限元和有限差分法[5]離散了立管結(jié)構(gòu)帶來(lái)了結(jié)果的不精確，與鋼懸鏈立管的實(shí)際受力有一定的不同，而大變形梁理論則能夠充分把握受力的最主要特點(diǎn)[6]，國(guó)際上有不少學(xué)者[2,4-10]提出了基于大變形梁理論的解析方法。

R.PLUNKETT[7]建立了大變形梁理論的受力非線性微分方程，利用奇異攝動(dòng)法漸進(jìn)展開，對(duì)立管受力求解。D .A .DIXON等[8]對(duì)原有的懸鏈線理論加以改進(jìn)，引入了剛性懸鏈線理論進(jìn)行管道鋪設(shè)形態(tài)分析，并嘗試用數(shù)值方法迭代求解。F. Guarracino等[9]研究了S型鋪設(shè)的立管彈性變形，考慮了立管彎矩影響、立管橫截面的變形，以及立管在水中的內(nèi)壓和外壓影響，修正彎矩表達(dá)，通過(guò)使用奇異攝動(dòng)法，獲得立管S型鋪設(shè)的解析解。S.Lenci 等[2]從經(jīng)典懸鏈線微分方程出發(fā)，提出了3種階梯狀的不同形式的簡(jiǎn)化模型，解決不同邊界條件下的求解，但是其可靠性和安全性有待驗(yàn)證。Torselletti等[10]基于大變形梁理論分析S型鋪設(shè)過(guò)程中管線懸垂段的應(yīng)力。王琴等[4]基于大變形梁理論，對(duì)J型鋪設(shè)研究，并利用奇異攝動(dòng)法求解，得到J型鋪設(shè)過(guò)程中的彎矩和頂部張力。然而，大變形梁理論雖然求解精度較高，但是計(jì)算過(guò)程針對(duì)于高階非線性方程復(fù)雜，計(jì)算量較大，其在計(jì)算J型鋪設(shè)時(shí)，假設(shè)立管頂端的彎矩為零，這與工程實(shí)際有一定的誤差，另外，懸垂段使用大變形梁理論分析并不必要。

本文在前人研究的基礎(chǔ)上，對(duì)立管的大變形梁理論模型進(jìn)行改進(jìn)，提出“分段力學(xué)模型”：先對(duì)立管整體使用懸鏈線理論計(jì)算得到其一般初始形態(tài)，找到立管上曲率小于某值λ的分段點(diǎn)E，然后在垂彎段使用大變形梁理論，通過(guò)攝動(dòng)法得到解析解，自分段點(diǎn)至立管頂部分離點(diǎn)使用懸鏈線模型重新求解，進(jìn)而合成兩部分解得到整體解。

1 J型鋪設(shè)的靜力分析

在深水鋪設(shè)過(guò)程中，立管要受到多種力的復(fù)雜作用，其中主要為自身重力、浮力，以及水動(dòng)力的影響，為了建立模型對(duì)J型鋪設(shè)進(jìn)行靜力分析，做出以下合理假設(shè)：1)立管在變形時(shí)候不產(chǎn)生扭矩；2)立管是細(xì)長(zhǎng)體，可以簡(jiǎn)化為梁?jiǎn)卧?)海床是剛性的，忽略立管的剪切變形和軸向變形。

為了更好地對(duì)鋼懸鏈立管進(jìn)行靜力分析，本文使用了兩個(gè)逐步近似的懸鏈線模型和分段力學(xué)模型。后者在前者的基礎(chǔ)上，對(duì)立管整體使用分段計(jì)算：觸地點(diǎn)附近使用大變形梁理論，彎曲變形較小的區(qū)域使用懸鏈線模型。

1.1 懸鏈線模型

深水J型鋪設(shè)中，懸鏈線模型是描述J型鋪設(shè)的最簡(jiǎn)單的形式，它忽略了彎曲剛度，只承受軸向拉力，在假設(shè)條件下，模型可簡(jiǎn)化為固定平面內(nèi)的二維模型，如圖1所示。在該分析模型中，模型的原點(diǎn)O建立在觸地點(diǎn)TDP，該點(diǎn)是立管從海床脫離的位置；x軸是水平軸，正向沿著管線伸展的方向；D是最大海水深度，即海床所在水深；l表示立管頂端的水平位置，微元承受的張力為T(x)，單位長(zhǎng)度立管的濕重為w。

懸鏈線的控制方程為

(1)

式中：δ=w/H，考慮觸地點(diǎn)TDP處的邊界條件：

(2)

當(dāng)海床坡角為0o，有

(3)

同時(shí),考慮到鋪管船位置的邊界條件：y(l)=D，y′(l)=tanφ(φ由J型塔控制)，可得任意位置與水平方向夾角、曲率以及張力如下：

(4)

(5)

(6)

雖然在微元力學(xué)模型中并沒有計(jì)入彎曲剛度影響，但是近似的彎矩仍然可以通過(guò)將抗彎剛度乘以管線的曲率得到：

(7)

懸鏈線模型主要優(yōu)點(diǎn)是：1)概念上較為簡(jiǎn)單；2)計(jì)算結(jié)果不復(fù)雜，便于工程應(yīng)用；3)能夠給出懸垂段的可靠結(jié)果；4)對(duì)于更高精度的解析模型或者數(shù)值模型，能夠給出一個(gè)初始值，便于其使用；5)當(dāng)抗彎剛度越小，該模型的結(jié)果越精確[2]。懸鏈線模型建立在對(duì)于管線受力極大限度簡(jiǎn)化的基礎(chǔ)之上，主要缺點(diǎn)是在觸地點(diǎn)TDP附近的不精確，而對(duì)于深水J型鋪設(shè)而言，TDP附近的求解是非常重要的。

圖1 J型鋪設(shè)示意圖Fig. 1 Configuration of J lay installation

1.2 分段力學(xué)模型

在利用1.1中懸鏈線模型得到SCR的解之后，立管的曲率從O點(diǎn)(TDP)到分離點(diǎn)A逐漸下降，在κ(x)函數(shù)曲線上，點(diǎn)E處κ(x)=λ，且OE段曲率變化迅速，EA段曲率變化平緩。圖2分別對(duì)OE和EA的微元描述如下。圖中，H，V分別表示微元在水平和豎直方向的受力，M表示微元所受彎矩，θ表示與水平方向的夾角，w表示單位微元在水中的濕重，f(s)表示單位微元所受的流體力。

圖2 分段力學(xué)模型形態(tài)和受力示意圖Fig. 2 Configuration and forces diagram of piecewise mechanics model

1.2.1OE段

f(s)sinθ·ds=0

(8)

根據(jù)彎矩剪力的微分關(guān)系：M=EIdθ/ds將微元當(dāng)作梁?jiǎn)卧幚?，則I為常數(shù)，dM/ds=EId2θ/ds2，顯然水平力H=C，且dV/ds=w。

對(duì)于θ有：dy/ds=cosθ，dx/ds=sinθ，深水鋪設(shè)過(guò)程中，f(s)/w?1 ，因而f(s)≈0可以忽略。則微分方程可以寫成：

(9)

式(9)大變形梁理論控制方程是典型的二階非線性方程，且由于其邊界可動(dòng)，此類問(wèn)題常用奇異攝動(dòng)理論進(jìn)行求解。本文采用匹配漸進(jìn)展開法，借助Wasow的研究，使用VanDyke匹配原則，在O點(diǎn)(TDP)和E點(diǎn)鄰域使用內(nèi)場(chǎng)展開，對(duì)于其余部分使用外場(chǎng)展開。

主要求解過(guò)程如下：

1)控制方程的無(wú)量綱化

(10)

2)一般區(qū)域的外場(chǎng)展開

將θ(ξ,ε) 展成關(guān)于ε的冪級(jí)數(shù)：

(11)

則

(12)

展開并使ε各次冪系數(shù)為0，可得θk(ξ)的各階遞推方程，前三階方程表示為

ε0階

(13)

(14)

ε1階

(15)

由式(13)～(15)，解得方程(10)的二階外場(chǎng)展開解為：

θo(ξ,ε)=arctan(ωξ+a)+

(16)

顯然，此外場(chǎng)解對(duì)ξ=0，1 的2個(gè)邊界層區(qū)域內(nèi)不適用，因此需分別建立兩邊界層內(nèi)的內(nèi)場(chǎng)近似解。

3)ξ=1 端的內(nèi)場(chǎng)展開

(17)

(18)

(19)

與外場(chǎng)解求解過(guò)程類似，將方程(19)代入式(18)并展開，使ε各次冪系數(shù)為0，獲得φ的各階遞推方程?？紤]ξ=1 處的邊界條件：

(20)

則

(21)

式中：τ為無(wú)量綱曲率。

利用邊界條件(21)求解各階遞推方程，同時(shí)，運(yùn)用VonDyke匹配原則，即n項(xiàng)外部展開式的m項(xiàng)內(nèi)部展開式等于m項(xiàng)內(nèi)部展開式的n項(xiàng)外部展開式，確定遞推方程中積分常數(shù)。這里取m=n=2?？傻忙仍讦?1 端的二階內(nèi)場(chǎng)展開解為

(22)

4)TDP附近(ξ=0 端)的內(nèi)場(chǎng)展開

(23)

(24)

考慮TDP點(diǎn)邊界條件，為保證彎矩的連續(xù)性，選擇曲率邊界條件，有：

(25)

利用邊界條件求解遞推方程，同時(shí)利用VonDyke匹配原則，確定積分常數(shù)，仍取m=n=2。

得θ在ξ=0 端的二階內(nèi)場(chǎng)展開解為：

(26)

5)合成漸進(jìn)展開解

(27)

后兩項(xiàng)分別表示ξ=0及ξ=1端邊界處外場(chǎng)解的內(nèi)場(chǎng)極限。將內(nèi)場(chǎng)解統(tǒng)一為外場(chǎng)變量，有：

θC(ξ,ε)=arctan(ωξ+a)+

(28)

(29)

6)其他參數(shù)的獲得

為得到管線彎曲形態(tài)，需獲得曲線各點(diǎn)的橫縱坐標(biāo)。由式(29)得到：

同理，大變形梁總長(zhǎng)L可表示為：

(30)

注意，L是利用大變形梁理論重新求解后的結(jié)果，與1.1節(jié)中提供的初值有區(qū)別。

考慮端點(diǎn)E受力情況，如圖3所示。

圖3 分段點(diǎn)E點(diǎn)受力分解Fig. 3 Components of the force acting on point E

(31)

則軸向張力可表示為

T=Hcosθ+Vsinθ

(32)

(33)

1.2.2EA段

當(dāng)OE段使用大變形梁理論計(jì)算出結(jié)果之后，根據(jù)E點(diǎn)的形態(tài)和彎矩連續(xù)作為邊界條件，利用1.1節(jié)中懸鏈線模型重新計(jì)算得到EA段的結(jié)果。得到鋼懸鏈立管的形態(tài)、軸向張力、彎矩等參數(shù)之后，馮米塞斯應(yīng)力計(jì)算原理可以計(jì)算出立管的等效應(yīng)力等參數(shù)。

1.2.3 分段力學(xué)模型的優(yōu)點(diǎn)

1)計(jì)算精度高，與懸鏈線模型相比，不受抗彎剛度EI影響；2)在曲率較大影響的區(qū)域，充分考慮了彎矩影響；3)相對(duì)于全部使用大變形梁理論的攝動(dòng)法求解，分段力學(xué)模型求解非線性方程區(qū)域縮小，具有計(jì)算效率高的特點(diǎn)；4)不需要假設(shè)頂端未知條件；5)為包含大變形和小變形的結(jié)構(gòu)，如S型鋪設(shè)、緩波和陡波形SCR和柔性立管的求解提供了解決思路。

2 數(shù)值求解

鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐躂型鋪設(shè)分段力學(xué)計(jì)算模型的計(jì)算流程如圖4所示。

圖4 計(jì)算流程圖Fig. 4 Flowchart of calculation

求解過(guò)程敘述如下：

1)輸入初始參數(shù)；

2)確定分段點(diǎn)E位置，OE初始長(zhǎng)度L0；

3)匹配漸進(jìn)展開法求解OE段，具體過(guò)程為：

①確定方程參數(shù)ε的初始值，得到新參數(shù)ε；

4)重新對(duì)EA段采用懸鏈線理論求解；

5)將兩部分力學(xué)模型的結(jié)果進(jìn)行綜合，得到J型鋪設(shè)全長(zhǎng)范圍內(nèi)的撓曲線形態(tài)以及彎矩等參數(shù)。

3 算例分析

為了驗(yàn)證懸鏈線模型和分段力學(xué)模型的合理性，使用算例進(jìn)行分析，J型鋪設(shè)進(jìn)行計(jì)算，鋼材選取為X65鋼，密度為7 850 kg/m3，海床傾角為0，其余數(shù)據(jù)根據(jù)API規(guī)范設(shè)定。計(jì)算程序基于MATLABVersion7.10，畫圖使用Origin8.0。

3.1 模型對(duì)比

管徑為18英寸，壁厚1.25英寸，作業(yè)水深為3 000m，管線總長(zhǎng)為4 000m，預(yù)張力為5 681kN。懸鏈線理論、大變形梁理論和分段力學(xué)模型對(duì)形態(tài)和彎矩的計(jì)算結(jié)果如圖5和6所示。

圖5 3種模型的形態(tài)計(jì)算結(jié)果Fig. 5 Configuration of three models

圖6 3種模型的彎矩計(jì)算結(jié)果Fig. 6 Bending moment of three models

根據(jù)圖5，三者形態(tài)計(jì)算結(jié)果相似，僅在頂部附近出現(xiàn)較小偏差，詳細(xì)數(shù)據(jù)如表1所示，大變形梁理論和分段力學(xué)模型對(duì)懸垂段和分離角都有較好的符合。在圖6中，懸鏈線理論計(jì)算出的最大值大于大變形梁理論和分段力學(xué)模型的結(jié)果，最大值出現(xiàn)位置與后兩者略有差距，且在觸地點(diǎn)TDP位置出現(xiàn)彎矩不連續(xù)，由于底端受海床約束，浮體響應(yīng)以及海流誘發(fā)的立管渦激振動(dòng)容易導(dǎo)致SCR觸地點(diǎn)區(qū)域的疲勞破壞[11]，而觸地點(diǎn)區(qū)域的動(dòng)力響應(yīng)主要決定了鋼懸鏈線立管的可行性[12]，故懸鏈線理論受到極大局限。而后兩者在除立管頂端分離點(diǎn)以外的計(jì)算結(jié)果近似重合，證明分段力學(xué)模型是合理的；實(shí)際鋪設(shè)過(guò)程中立管從J型塔分離要產(chǎn)生一定彎矩，大變形梁理論假設(shè)頂端彎矩為零不但不合實(shí)際，且導(dǎo)致其結(jié)果在頂部分離點(diǎn)附近出現(xiàn)彎矩突變。分段力學(xué)模型由于在垂彎段使用的是可控的曲率作為邊界條件，在懸垂段使用的是分段點(diǎn)的形態(tài)和彎矩的連續(xù)作為邊界條件，避免了不合理假設(shè)帶來(lái)的誤差。

表1 3種模型的計(jì)算數(shù)據(jù)

注：0 m自井口算起，下同；分離角是立管與豎直方向的夾角。

3.2 濕重

本質(zhì)上，立管尺寸的變化是濕重和剛度的變化，因而根據(jù)API規(guī)范，選取相應(yīng)類型的立管作為分析算例。圖7、8中給定的濕重分別是1.50、1.55、1.60、1.65、1.70 kN/m。

圖7顯示隨著濕重的增加，TDP位置不同，立管從J型塔的頂部分離點(diǎn)與TDP的距離減小。圖8表明立管彎矩從TDP迅速增加到最大值后減小，而隨著濕重的增加，TDP附近的最大彎矩的值隨之增加，詳細(xì)計(jì)算結(jié)果如表2所示。

圖7 不同濕重的形態(tài)計(jì)算結(jié)果Fig. 7 Configuration of different wet weights

圖8 不同濕重的彎矩計(jì)算結(jié)果Fig. 8 Bending moment of different wet weights

表2 不同濕重計(jì)算結(jié)果

3.3 剛度

不同剛度時(shí)的形態(tài)和彎矩計(jì)算結(jié)果如圖9和10所示，剛度EI分別是1.0×108、1.5×108、2.0×108、2.5×108、3.0×108N·m2。

圖9 不同剛度的形態(tài)計(jì)算結(jié)果Fig. 9 Configuration of different bending stiffness

圖10 不同剛度的彎矩計(jì)算結(jié)果Fig. 10 Bending moment of different bending stiffness

根據(jù)圖9和表3，5者的形態(tài)十分相近，立管從鋪管船J型塔的分離位置和分離角近似相同；根據(jù)圖10，彎矩的最大值隨著剛度的增加而增加。

表3 不同剛度計(jì)算結(jié)果

4 結(jié)論

1)基于懸鏈線理論和大變形梁理論的“分段力學(xué)模型”在TDP附近能夠很好地與大變形梁理論的結(jié)果吻合較好；在懸垂段，由于立管的曲率不大，分段力學(xué)模型能夠與懸鏈線理論和大變形梁理論結(jié)果較好近似，同時(shí)兼具懸鏈線理論和大變形梁理論的優(yōu)點(diǎn)，并且有效回避了二者的缺點(diǎn)，計(jì)算過(guò)程較大變形梁理論簡(jiǎn)單，是一種合理的優(yōu)化模型，證明其高效高精度合乎工程實(shí)際，其計(jì)算結(jié)果可以為鋼懸鏈立管J型鋪設(shè)提供預(yù)報(bào)。

2)算例結(jié)果表明，分段力學(xué)模型與大變形梁理論精度相當(dāng)。分段力學(xué)模型與大變形梁理論的結(jié)果吻合較好，特別在TDP位置；對(duì)比不同濕重和剛度的結(jié)果后，發(fā)現(xiàn)濕重和剛度對(duì)計(jì)算結(jié)果影響明顯。

3)分段力學(xué)模型經(jīng)過(guò)擴(kuò)展后可以為包含大變形和小變形結(jié)構(gòu)如S型鋪設(shè)、緩波和陡波形SCR和柔性立管的解析求解提供一種思路，延拓了單一懸鏈線理論和大變形梁理論的使用范圍。

[1]宋儒鑫. 深水開發(fā)中的海底管道和海洋立管[J]. 船舶工業(yè)技術(shù)經(jīng)濟(jì)信息, 2003(6): 31-42. SONG Ruxin. Pipelines and risers for deepwater developments[J]. Technology and Economy Information of Ship Buildings, 2003(6): 31-42.

[2]LENCI S, CALLEGARI M. Simple analytical models for the J-lay problem[J]. Acta Mechanica, 2005, 178(1/2): 23-39.

[3]安德魯 C 帕爾默, 羅杰 A 金. 海底管道工程[M]. 2版. 梁永圖, 譯. 北京: 石油工業(yè)出版社, 2013: 176-177.

[4]WANG Qin, DUAN Menglan, LI Haiming, et al. A singular perturbation method for parametric investigation on J-lay installation of deepwater pipelines[J]. China Ocean Engineering, 2013, 27(6): 751-766.

[5]SANTILLAN S T, VIRGIN L N. Numerical and experimental analysis of the static behavior of highly deformed risers[J]. Ocean Engineering, 2011, 38(13): 1397-1402.

[6]CALLEGARI M, CARINI C B, LENCI S, et al. Dynamic models of marine pipelines for installation in deep and ultra-deepwaters: analytical and numerical approaches[C]//Proceedings of the 5th National Congress of the Italian Association of Mechanics (AIMETA). Ferrara, 2003.

[7]PLUNKETT R. Static bending stresses in catenaries and drill strings[J]. Journal of Engineering for Industry, 1967, 89(1): 31-36.

[8]DIXON D A, RUTLEDGE D R. Stiffened catenary calculations in pipeline laying problem[J]. Journal of Engineering for Industry, 1968, 90(1): 153-160.

[9]GUARRACINO F, MALLARDO V. A refined analytical analysis of submerged pipelines in seabed laying[J]. Applied Ocean Research, 1999, 21(6): 281-293.

[10]TORSELLETTI E, VITALI L, LEVOLD E, et al. Submarine pipeline installation JIP: strength and deformation capacity of pipes passing over the S-lay vessel Stinger[C]//25th International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering. American Society of Mechanical Engineers, 2006: 227-235.

[11] 王坤鵬, 薛鴻祥, 唐文勇. 基于全耦合模型和管土作用模型的深海懸鏈線立管觸地區(qū)域疲勞特性分析[J]. 上海交通大學(xué)學(xué)報(bào), 2014, 48(4): 576-582. WANG Kunpeng, XUE Hongxiang, TANG Wenyong. Fatigue characteristics analysis of steel catenary riser near touchdown zone based on full coupled model and SCR-soil interaction model[J]. Journal of Shanghai Jiaotong University, 2014, 48(4): 576-582.

[12]李艷, 李欣, 羅勇, 等. 深水鋼懸鏈線立管 (SCR) 的設(shè)計(jì)與研究進(jìn)展[J]. 中國(guó)海洋平臺(tái), 2013, 28(2): 6-13. LI Yan, LI Xin, LUO Yong, et al. Review of the design and research on deepwater steel catenary riser[J]. China Offshore Platform, 2013, 28(2): 6-13.

Analysis of J lay installation of a steel catenary riser based on catenary and large deflection beam theory

KANG Zhuang，ZHANG Li，ZHANG Xiang

(Deepwater Engineering Research Center, College of Shipbuilding Engineering, Harbin Engineering University, Harbin 150001, China)

In order to obtain an analytic method for J lay installation, a static analysis was made of the J lay installation process of a deepwater steel catenary riser, then introduced an optimized model called the piecewise mechanics model. First the catenary model based on the catenary theory was established and solved. Then the riser was computed piece by piece, based on the catenary model, applying large deflection beam theory for the area with large deformation, and developed asymptotically the 2nd-order nonlinear differential control equation on the basis of a singular perturbation equation. This process was repeated using catenary theory for the remaining areas. Last, the results of the two parts were combined into an overall solution. A comparison of the piecewise mechanics model with the catenary riser theory and large-deflection beam theory, shows that the piecewise mechanics model meets the boundary conditions very well, the computation result matches the result of high-precision large-deformation beam theory. The piecewise mechanics model can also be used to analyze the influence of wet weight and stiffness on parameter sensitivity.

steel catenary riser; J lay; catenary method; large deflection beam; perturbation; piecewise mechanics model

2014-06-23.

時(shí)間：2015-07-15.

國(guó)家科技重大專項(xiàng)基金資助項(xiàng)目(2011ZX05027-002-004-008).

康莊(1978-), 男, 副教授； 張立(1991-), 男, 碩士研究生.

張立，E-mail：vzhangli@hrbeu.edu.cn.

10.3969/jheu.201407009

O312.2

A

1006-7043(2015)09-1170-07

網(wǎng)絡(luò)出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/23.1390.U.20150715.1727.004.html