剛性垂直連接跨接管穿越飛濺區(qū)階段安裝分析

孫 錕 劉 文 楊 盛 陳曉東 段立志

(深圳海油工程水下技術(shù)有限公司 廣東深圳 518067)

跨接管是水下油氣生產(chǎn)系統(tǒng)中連接采油樹(shù)、水下管匯等的關(guān)鍵設(shè)備。其有多種類(lèi)型，一般而言，剛性垂直連接跨接管由于安裝簡(jiǎn)單、快速且經(jīng)濟(jì)性高，應(yīng)用較為廣泛[1]。剛性跨接管海上安裝過(guò)程主要包括：①作業(yè)船吊機(jī)鉤頭連接跨接管索具，開(kāi)始提升；②將跨接管完全吊起后，調(diào)整吊機(jī)作業(yè)半徑和吊高，吊機(jī)鋼絲繩下放，將跨接管吊裝穿越飛濺區(qū)；③鋼絲繩持續(xù)下放，直至跨接管吊裝至海床10 m左右位置；④開(kāi)啟主吊機(jī)升沉補(bǔ)償，跨接管繼續(xù)緩慢下放，水下機(jī)器人輔助就位，安裝完成。

在剛性跨接管的安裝研究方面，原慶東 等[2]研究了超長(zhǎng)超重跨接管的安裝過(guò)程，利用OrcaFlex軟件對(duì)超長(zhǎng)超重跨接管入水及海底就位過(guò)程中跨接管的局部應(yīng)力及準(zhǔn)許作業(yè)波高進(jìn)行了模擬研究，結(jié)果表明采用平衡配重、臨時(shí)浮塊等措施可以有效降低跨接管的應(yīng)力集中問(wèn)題；康莊 等[3]研究了跨接管安裝過(guò)程中浪向角和絞車(chē)下放速度對(duì)跨接管最大應(yīng)力響應(yīng)的影響，指出浪向角對(duì)于跨接管的應(yīng)力響應(yīng)具有關(guān)鍵作用。Sun Guomin等[4]研究了使用被動(dòng)升沉補(bǔ)償裝置情況下，浪向角和波浪周期等因素對(duì)超重型跨接管安裝過(guò)程中的吊機(jī)頂端張力、動(dòng)態(tài)放大系數(shù)及索具松弛的影響，發(fā)現(xiàn)安裝過(guò)程中的索具松弛是導(dǎo)致跨接管出現(xiàn)局部應(yīng)力集中的重要因素。

在跨接管的安裝過(guò)程中，跨接管穿越飛濺區(qū)時(shí)會(huì)受到較大波浪力作用，其運(yùn)動(dòng)響應(yīng)較大程度上受到作業(yè)船舶及吊機(jī)六自由度方向運(yùn)動(dòng)的影響，受到的動(dòng)態(tài)載荷最大，易出現(xiàn)局部應(yīng)力超過(guò)許用應(yīng)力的情況。在實(shí)際安裝過(guò)程中，借助水下機(jī)器人的實(shí)時(shí)監(jiān)控發(fā)現(xiàn)，隨著水深的增加，跨接管受到外界載荷和吊機(jī)運(yùn)動(dòng)影響反而逐漸減小，尤其是開(kāi)啟吊機(jī)主動(dòng)升沉補(bǔ)償裝置后，跨接管基本僅在某一較小范圍內(nèi)運(yùn)動(dòng)，動(dòng)態(tài)載荷較小，不易出現(xiàn)跨接管局部應(yīng)力超出許用應(yīng)力的情況。因此，通常情況下，跨接管安裝過(guò)程中穿越飛濺區(qū)階段的最大允許作業(yè)波高，決定了跨接管整個(gè)安裝過(guò)程的最大允許作業(yè)波高。而目前跨接管海上安裝作業(yè)允許海況大多不超過(guò)1 m有義波高，使得安裝作業(yè)效率較低。此外，跨接管兩端的垂直連接器對(duì)跨接管本體應(yīng)力響應(yīng)特性的影響，也是安裝過(guò)程須重點(diǎn)考慮的因素之一，但已有研究的建模分析往往忽略了垂直連接器，且針對(duì)跨接管安裝過(guò)程穿越飛濺區(qū)階段的分析也不夠充分。而以往的海上安裝作業(yè)表明，與其他水下結(jié)構(gòu)物的安裝過(guò)程類(lèi)似，跨接管安裝階段中受外界荷載影響最大的階段也是穿越飛濺區(qū)的階段[5]，在該階段最易發(fā)生跨接管最大應(yīng)力超過(guò)許用應(yīng)力的情況。

本文針對(duì)剛性垂直連接跨接管海上安裝過(guò)程穿越飛濺區(qū)階段的受力問(wèn)題，利用OrcaFlex軟件建立完整的剛性垂直連接跨接管模型，分析跨接管在該階段的受力情況，并詳細(xì)分析配重、吊機(jī)吊高和作業(yè)半徑以及波浪方向等因素對(duì)跨接管最大應(yīng)力的影響，從而優(yōu)選了跨接管的安裝設(shè)計(jì)，提高跨接管的安裝作業(yè)允許海況，為剛性跨接管的海上安裝作業(yè)提供參考。

1 跨接管安裝分析模型及工況

1.1 跨接管安裝分析模型

以南海某深水氣田開(kāi)發(fā)項(xiàng)目中的跨接管安裝為例，選擇總長(zhǎng)50.3 m、外徑114.0 mm、內(nèi)徑87.3 mm的剛性垂直連接跨接管進(jìn)行安裝分析。該跨接管首末兩端各有一個(gè)垂直連接器，用于防止渦激振動(dòng)造成跨接管疲勞損傷[6]，其幾何外形近似于圓柱體，在分析時(shí)可將其抽象簡(jiǎn)化為高度0.95 m、外徑1.35 m、質(zhì)量1.869 t的圓柱體；在跨接管外部部分管段包覆有螺旋筋板。

利用SACS軟件建立了“M”型跨接管的靜態(tài)吊裝計(jì)算模型(圖1)。其中，吊機(jī)鉤頭和撐桿通過(guò)上部4根鋼絲繩和吊帶連接，跨接管和撐桿通過(guò)下部7根下部索具連接。垂直連接器分布在跨接管的兩端，左側(cè)的垂直連接器編號(hào)為VCS1，右側(cè)的為VCS2?？缃庸軆?nèi)部填充介質(zhì)為乙二醇，防止生成天然氣水合物[7]。

注：圖中數(shù)字0、2、7、15、17、42、45、47、50表示跨接管的沿程長(zhǎng)度，單位為m

根據(jù)SACS跨接管吊裝模型獲得的索具長(zhǎng)度和各個(gè)吊點(diǎn)位置等參數(shù)，采用OrcaFlex軟件建立跨接管安裝分析模型。其中，跨接管本體模型使用Line模型建立，拖曳力系數(shù)和附加質(zhì)量系數(shù)保持默認(rèn)，材料楊氏模量為2.12 GPa，泊松比為0.293。而垂直連接器可以用spar buoy進(jìn)行模擬，根據(jù)DNVGL-RP-N103規(guī)范[8]，可以得到垂直連接器的水動(dòng)力參數(shù)(表1)。

表1 垂直連接器水動(dòng)力參數(shù)

在“M”型跨接管的分析建模中，當(dāng)跨接管結(jié)構(gòu)整體一半在水下、一半在水上，其中一個(gè)垂直連接器完全淹沒(méi)，另一個(gè)未淹沒(méi)或少部分淹沒(méi)的狀態(tài)，定義為跨接管的半淹沒(méi)狀態(tài)；當(dāng)跨接管本體和2個(gè)垂直連接器整體結(jié)構(gòu)剛好完全淹沒(méi)時(shí)，則定義為完全淹沒(méi)狀態(tài)。由此，在OrcaFlex軟件中分別建立跨接管的半淹沒(méi)狀態(tài)模型和完全淹沒(méi)狀態(tài)模型(圖2)。

圖2 跨接管半淹沒(méi)、完全淹沒(méi)狀態(tài)下的吊裝模型

1.2 分析工況及接受標(biāo)準(zhǔn)

目前跨接管海上安裝作業(yè)允許海況大多不超過(guò)1 m有義波高。而根據(jù)南海某作業(yè)水域施工期的氣象統(tǒng)計(jì)資料，得到該海域近年3—10月份有義波高不超過(guò)2 m及1 m的天數(shù)占比分別為58%～96%和21%～64%(表2)?？梢?jiàn)，當(dāng)跨接管海上安裝作業(yè)最大允許的有義波高達(dá)到2 m時(shí)，作業(yè)過(guò)程中出現(xiàn)施工船海上待機(jī)的可能性將大幅減小。根據(jù)相關(guān)海域環(huán)境調(diào)查報(bào)告，2 m有義波高對(duì)應(yīng)的譜峰周期Tp主要集中在6～9 s。

表2 南海某作業(yè)海域有義波高不超過(guò)1 m及2 m的天數(shù)占比統(tǒng)計(jì)

波浪譜選擇JONSWAP三參數(shù)譜，伽馬值設(shè)為2.4。由于波浪運(yùn)動(dòng)是一種隨機(jī)運(yùn)動(dòng)，考慮到作業(yè)過(guò)程中可能遇到的最大波浪[9]，采用設(shè)計(jì)波方法對(duì)波浪荷載進(jìn)行處理，進(jìn)行波浪模擬搜索，找到最大波高及對(duì)應(yīng)的周期，選取一段波浪模擬200 s歷程進(jìn)行計(jì)算。分析中定義作業(yè)船迎浪狀態(tài)下的環(huán)境方向?yàn)?80°，具體浪向角定義見(jiàn)圖3。

圖3 浪向角定義示意圖

在跨接管安裝過(guò)程中，需要有一系列施工接受標(biāo)準(zhǔn)對(duì)分析結(jié)果進(jìn)行限制，防止出現(xiàn)索具失效或跨接管損壞等情況。由于外徑114.0 mm跨接管及其配套索具重量較小，在跨接管穿越飛濺區(qū)階段不會(huì)導(dǎo)致吊機(jī)頂端荷載超過(guò)限制值(250 t)；索具的匹配設(shè)計(jì)使得即使僅有一根索具受力也不會(huì)發(fā)生斷裂失效情況，撐桿的強(qiáng)度問(wèn)題也無(wú)需考慮。因此，在跨接管穿越飛濺區(qū)的過(guò)程中，最關(guān)鍵的接受標(biāo)準(zhǔn)是跨接管最大等效應(yīng)力不超過(guò)許用應(yīng)力，即跨接管最大等效應(yīng)力應(yīng)不大于360 MPa。

2 跨接管穿越飛濺區(qū)階段應(yīng)力分析

為了明確跨接管在安裝過(guò)程中穿越飛濺區(qū)階段所受的最大等效應(yīng)力以及出現(xiàn)最大應(yīng)力的長(zhǎng)度段，基于跨接管安裝分析模型的相關(guān)參數(shù)，采用OrcaFlex軟件，建立跨接管的安裝分析模型。根據(jù)施工船最常用且一般情況下安裝結(jié)構(gòu)物允許作業(yè)海況較高的浪向，分析中的浪向角均設(shè)為180°，在此分析過(guò)程中，模型不加設(shè)配重塊，垂直連接器索具為2腿索具，暫不考慮海流的影響，其他計(jì)算參數(shù)見(jiàn)表3。

表3 跨接管安裝分析模型計(jì)算參數(shù)

計(jì)算得到上述工況下，跨接管穿越飛濺區(qū)階段的最大等效應(yīng)力隨跨接管沿程長(zhǎng)度的變化規(guī)律(圖4)。可以看出，在跨接管半淹沒(méi)和完全淹沒(méi)狀態(tài)下，其最大等效應(yīng)力超過(guò)許用應(yīng)力時(shí)對(duì)應(yīng)的譜峰周期TP分別為6、7 s和6、7、8 s。這表明，在2 m有義波高條件下，當(dāng)前跨接管安裝設(shè)計(jì)參數(shù)不滿(mǎn)足安裝要求。從跨接管應(yīng)力分布上看，跨接管靠近垂直連接器的兩端，應(yīng)力最大，中間部分應(yīng)力相對(duì)較小，圖4中3個(gè)應(yīng)力尖峰分別對(duì)應(yīng)圖1中跨接管的2～7 m、15～17 m、45～47 m等3個(gè)長(zhǎng)度段。這主要是因?yàn)檫B接垂直連接器的索具不能一直保持張緊狀態(tài)，無(wú)法有效限制垂直連接器各個(gè)方向上的運(yùn)動(dòng)，導(dǎo)致垂直連接器的運(yùn)動(dòng)幅度較大，從而使與其相近的跨接管部分管段易產(chǎn)生較大彎曲形變，因此，在跨接管彎曲段產(chǎn)生了較大應(yīng)力。而跨接管中間段形變相對(duì)較小，應(yīng)力也就較小。

圖4 不同譜峰周期下跨接管最大等效應(yīng)力分布

當(dāng)跨接管安裝穿越飛濺區(qū)階段存在困難時(shí)，參考其他海上結(jié)構(gòu)物安裝經(jīng)驗(yàn)，一般可采取增加配重塊、降低吊機(jī)吊高和作業(yè)半徑及優(yōu)化索具設(shè)計(jì)等措施來(lái)改善過(guò)飛濺區(qū)的狀態(tài)[10]。但跨接管相對(duì)于其他結(jié)構(gòu)物又有其自身特點(diǎn)，跨接管雖然重量較輕但長(zhǎng)度直徑比較大，抗變形能力較差；索具數(shù)量較多、易發(fā)生多根索具同時(shí)松弛的情況。因此，針對(duì)跨接管穿越飛濺區(qū)的階段，有必要開(kāi)展配重塊、吊機(jī)吊高與作業(yè)半徑、垂直連接器鎖具數(shù)量、波浪流方向等因素對(duì)跨界管安裝過(guò)程的應(yīng)力影響研究，以尋求降低跨接管安裝時(shí)穿越飛濺區(qū)階段的最大等效應(yīng)力的方法。

3 跨接管穿越飛濺區(qū)階段應(yīng)力影響因素及優(yōu)選結(jié)果分析

3.1 配重塊的影響

為了降低渦激振動(dòng)對(duì)跨接管的影響，跨接管外表面會(huì)包覆螺旋筋板，導(dǎo)致難以在跨接管本體上直接安裝配重塊，所以配重塊一般考慮安裝到撐桿上。由此，建立不同撐桿配重(0、5、10、15、20 t)的OrcaFlex跨接管分析模型，模型中吊機(jī)吊高H為38 m、作業(yè)半徑R為15 m，垂直連接器索具為2腿索具。分別選取半淹沒(méi)狀態(tài)和完全淹沒(méi)狀態(tài)下，跨接管應(yīng)力最大時(shí)對(duì)應(yīng)的譜峰周期(6、7 s)及180°浪向角進(jìn)行計(jì)算，暫不考慮海流流速的影響，得到不同配重下跨接管的最大等效應(yīng)力分布情況(圖5)。

圖5 不同配重下跨接管最大等效應(yīng)力分布

當(dāng)跨接管處于半淹沒(méi)狀態(tài)時(shí)，增加配重可以在一定程度上有效降低跨接管本體的最大應(yīng)力；而當(dāng)跨接管處于完全淹沒(méi)狀態(tài)時(shí)，增加配重塊卻不能明顯改善跨接管的應(yīng)力分布(圖5)。這是由于跨接管處于半淹沒(méi)狀態(tài)時(shí)，增加配重可以有效減輕整個(gè)吊物系統(tǒng)的晃動(dòng)，降低了跨接管受到的動(dòng)態(tài)荷載，應(yīng)力分布隨之得到改善。而當(dāng)跨接管處于完全淹沒(méi)狀態(tài)時(shí)，跨接管及垂直連接器都會(huì)受到波浪力的作用，這部分作用力占據(jù)主導(dǎo)地位，導(dǎo)致跨接管本體產(chǎn)生較大形變，應(yīng)力較大。

因此，當(dāng)安裝海況不理想時(shí)，增加配重塊重量并不能使得跨接管順利穿越飛濺區(qū)，反而會(huì)增加安裝步驟和安裝難度，降低安裝效率。

3.2 吊機(jī)吊高與作業(yè)半徑的影響

吊機(jī)的吊高與作業(yè)半徑也可能會(huì)對(duì)跨接管穿過(guò)飛濺區(qū)時(shí)的應(yīng)力分布產(chǎn)生影響。一般來(lái)說(shuō)，較小的作業(yè)半徑和較低的吊高會(huì)使得被吊裝物靠近船的重心位置，從而降低被吊裝物的運(yùn)動(dòng)幅度，進(jìn)而降低其動(dòng)態(tài)荷載。但吊機(jī)的作業(yè)半徑不能無(wú)限制減小，為了防止被吊物與船舷發(fā)生碰撞，一般要求被吊裝物須與舷側(cè)保持4 m以上的安全距離。同時(shí)根據(jù)吊機(jī)工作性能曲線(xiàn)，可以確定吊機(jī)所需的最小作業(yè)半徑R為11 m，對(duì)應(yīng)的吊機(jī)吊高H為31 m。模型中撐桿不加設(shè)配重塊，垂直連接器索具為2腿索具。同樣選擇半淹沒(méi)狀態(tài)和完全淹沒(méi)狀態(tài)下最?lèi)毫拥墓r對(duì)應(yīng)的周期進(jìn)行計(jì)算，波浪方向?yàn)?80°且同樣不考慮海流表面流速的影響。得到跨接管過(guò)飛濺區(qū)時(shí)，不同吊機(jī)吊高及作業(yè)半徑下跨接管的最大等效應(yīng)力的分布情況(圖6)。

圖6 不同吊機(jī)吊高及作業(yè)半徑下跨接管最大等效應(yīng)力分布

當(dāng)跨接管處于半淹沒(méi)狀態(tài)時(shí)，降低吊機(jī)吊高和作業(yè)半徑對(duì)跨接管最大應(yīng)力分布幾乎沒(méi)有影響；而當(dāng)跨接管處于完全淹沒(méi)狀態(tài)時(shí)，降低吊機(jī)吊高和作業(yè)半徑到一定程度后，跨接管上的最大應(yīng)力分布不再隨吊機(jī)吊高和作業(yè)半徑的減小而明顯減小(圖6)。由此可以確定，由于跨接管的索具設(shè)計(jì)與其他常見(jiàn)結(jié)構(gòu)物如管匯等的索具設(shè)計(jì)存在較大區(qū)別，減小吊機(jī)吊高和作業(yè)半徑并不能有效限制跨接管垂直連接器的運(yùn)動(dòng)幅度，也就無(wú)法降低與之相連的跨接管本體形變程度和最大應(yīng)力。

3.3 垂直連接器索具數(shù)量的影響

管匯等結(jié)構(gòu)物的索具布置一般是4腿索具連接的方式。由此，可以考慮通過(guò)增加垂直連接器索具數(shù)量的方式，對(duì)垂直連接器的運(yùn)動(dòng)進(jìn)行限制，進(jìn)而降低跨接管穿越飛濺區(qū)過(guò)程的最大應(yīng)力。因此，將直接連接垂直連接器的索具數(shù)量由2根(A1、A2)變?yōu)?根(A1、A2、A3、A4)，垂直連接器上的4個(gè)吊點(diǎn)沿外圓周向間隔90°分布，然后4根索具再和主索具A連接(圖7)。

圖7 跨接管垂直連接器索具數(shù)量更改前后示意圖

與圖4結(jié)果對(duì)應(yīng)的模型保持同樣的吊機(jī)吊高和作業(yè)半徑條件(H=38 m，R=15 m)，且撐桿不加設(shè)配重，波浪方向設(shè)為180°，譜峰周期設(shè)為6～9 s，暫不考慮海流流速的影響，建立垂直連接器索具重新設(shè)計(jì)后的OrcaFlex模型并計(jì)算。結(jié)果表明，垂直連接器采用4腿索具方案后跨接管最大等效應(yīng)力(圖8)較采用2腿索具方案(圖4)明顯降低。

圖8 垂直連接器采用4腿索具后的跨接管最大應(yīng)力分布

3.4 波流方向的影響

在增加垂直連接器索具數(shù)量后，跨接管安裝過(guò)程中的最大應(yīng)力明顯降低，但仍不滿(mǎn)足2 m有義波高的安裝海況要求。前述各種跨接管安裝影響因素分析只考慮了一個(gè)波浪方向且未考慮海流表面流速的影響，實(shí)際上在跨接管的安裝過(guò)程中，不同的波浪方向會(huì)導(dǎo)致安裝船的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)不同，而海流流速和海流方向也會(huì)影響結(jié)構(gòu)物在水中受到的拖曳力大小和方向。因此，考慮一年一遇的海流流速為1.08 m/s，波浪方向和來(lái)流方向范圍均為0°～330°,間隔為30°，撐桿不加設(shè)配重塊，吊機(jī)吊高H=38 m、作業(yè)半徑R=15 m，垂直連接器索具采用4腿索具方案。計(jì)算得到了不同浪向下，跨接管安裝作業(yè)過(guò)程中的最大應(yīng)力分布情況(圖9)。

垂直連接器索具采用4腿方案，當(dāng)波流方向?yàn)?°、90°、270°和330°時(shí)，跨接管在半淹沒(méi)狀態(tài)和完全淹沒(méi)狀態(tài)的最大應(yīng)力均小于360 MPa(圖9)，滿(mǎn)足2 m有義波高條件下的施工要求，跨接管可以順利穿越飛濺區(qū)。

圖9 不同浪向條件下跨接管安裝過(guò)程最大應(yīng)力

3.5 參數(shù)優(yōu)選結(jié)果分析

綜合以上配重塊、吊高與作業(yè)半徑、垂直連接器索具數(shù)量和波流方向的影響情況，得到了跨接管安裝的優(yōu)選方案(表4)，并與原方案模型的計(jì)算結(jié)果對(duì)比。

表4 跨接管安裝影響因素選擇

0°和180°浪向是安裝船最常用也最容易操作的兩種浪向，因此選擇這2種典型浪向進(jìn)行對(duì)比分析。分別提取了跨接管在半淹沒(méi)狀態(tài)和完全淹沒(méi)狀態(tài)下，右側(cè)的垂直連接器VCS2一端主索具A的張力變化(圖10)。可以看出，優(yōu)選方案(即浪向0°，4腿索具)中主索具A的受力變化劇烈程度明顯降低，且未出現(xiàn)張力數(shù)值小于零的情況，表明主索具A可以一直保持張緊狀態(tài)，最大程度地限制了垂直連接器的運(yùn)動(dòng)，避免了與其相近的跨接管局部彎段產(chǎn)生較大形變，降低了跨接管的最大等效應(yīng)力。

圖10 不同波浪方向及不同索具數(shù)量主索具A張力結(jié)果對(duì)比

根據(jù)優(yōu)選方案和原方案中的跨接管穿越飛濺區(qū)時(shí)的最大等效應(yīng)力統(tǒng)計(jì)分析結(jié)果(表5)，采用垂直連接器4腿索具結(jié)合適宜的浪向可以有效降低跨接管的最大應(yīng)力響應(yīng)，滿(mǎn)足2 m有義波高下穿越飛濺區(qū)的安裝需求。

表5 跨接管安裝設(shè)計(jì)優(yōu)化前、后結(jié)果對(duì)比

4 結(jié)論

1)在跨接管安裝過(guò)程中，跨接管在穿越飛濺區(qū)過(guò)程中的最大等效應(yīng)力位置為靠近垂直連接器的彎曲段，應(yīng)采取措施限制垂直連接器運(yùn)動(dòng)幅度，或保證與其相連的索具保持張緊狀態(tài)。

2)當(dāng)跨接管在穿越飛濺區(qū)過(guò)程中出現(xiàn)局部應(yīng)力過(guò)大的情況時(shí)，增加撐桿配重塊只能降低跨接管在半淹沒(méi)狀態(tài)下的最大應(yīng)力，而無(wú)法有效降低完全淹沒(méi)狀態(tài)下的最大等效應(yīng)力，且會(huì)增加操作步驟及操作難度；減小吊機(jī)吊高及作業(yè)半徑，并不能從整體上改善跨接管穿越飛濺區(qū)時(shí)的最大等效應(yīng)力分布；通過(guò)增加垂直連接器索具數(shù)量及選擇合適的作業(yè)船首向相結(jié)合，可以有效降低跨接管穿越飛濺區(qū)的最大等效應(yīng)力，使其滿(mǎn)足作業(yè)要求；波浪方向和來(lái)流方向?qū)缃庸艽┰斤w濺區(qū)過(guò)程中的最大等效應(yīng)力有較大影響，可以在作業(yè)過(guò)程中主動(dòng)調(diào)節(jié)作業(yè)船首向，提高作業(yè)容許海況。