畅元江，宋 强，3，张 浩，3，张伟国

（1.中国石油大学 海洋油气装备与安全技术研究中心，山东青岛266580；2.中海油深圳分公司，广东深圳518067；3.中国船舶科学研究中心 深海载人装备国家重点实验室，江苏无锡 214082）

台风条件下TLP串行立管系统碰撞分析

畅元江1，宋 强1，3，张 浩1，3，张伟国2

（1.中国石油大学 海洋油气装备与安全技术研究中心，山东青岛266580；2.中海油深圳分公司，广东深圳518067；3.中国船舶科学研究中心 深海载人装备国家重点实验室，江苏无锡 214082）

TLP立管系统以丛式方阵排列，台风条件下立管在波浪、海流及平台的联合作用下可能发生碰撞，有必要深入研究TLP串行立管系统的碰撞情况。文章基于DNV-RP-F203规范和Huse半经验尾流模型，提出台风条件下串行立管下游立管来流速度计算方法和立管系统碰撞分析方法，建立串行立管—井口—导管系统耦合有限元模型，研究台风条件下串行生产立管系统碰撞时的力学特性，在整体碰撞分析的基础上进行立管局部碰撞精细化分析，对比分析立管局部碰撞理论解和仿真解的不同。结果表明：下游立管来流速度的计算至少采用文中建立的方法迭代3次。串行立管发生碰撞时的最大应力发生在泥面导管处，碰撞位置应力发生了突变；立管发生碰撞的位置在水深100-120 m范围内。立管局部碰撞分析的理论解和仿真解基本吻合。

张力腿平台；碰撞；尾流模型；碰撞力

0 引 言

张力腿平台（Tension Leg Platform，简称TLP）作为新型平台因其优良的运动性能、抗恶劣环境作用能力强、造价低等优点在国外被广泛应用[1]。张力腿平台与半潜式平台钻采作业时最大的区别是前者采用丛式立管，上游立管的尾流遮蔽效应是引起下游立管变形小于上游立管的主要原因，加上台风条件下串行立管受波浪、海流和平台的联合作用，立管极易发生碰撞。立管发生碰撞时不仅影响作业过程，甚至会造成立管的破裂，造成巨大的经济损失和安全事故，故有必要开展张力腿平台串行立管系统的碰撞研究。

目前，国内外在张力腿平台丛式立管方面开展了一定的研究工作。Huse等[2-4]提出Huse尾流参数化模型，研究不同直径立管的相互作用力，提出丛式立管之间海流力的计算公式，并通过实验方法验证TLP立管碰撞标准的数值计算结果。Ji等[5]基于碰撞分析提出顶部张紧式多目标优化方法，通过优化立管间距和顶张力来防止立管发生碰撞。Antonion等[6]通过数值仿真和实验相对比的方法研究尾流效应引起的立管碰撞变化规律，探讨Huse公式在尾流场计算中的适应范围。API RP 2RD规范中将Huse理论理想化，该理论指出下游立管承受上游立管的尾流效应时立管可能发生碰撞[7]。Rustad等[8]提出评估立管发生碰撞的分析策略和设计过程，并基于DNV-RP-F203规范提出分析立管碰撞的方法。He等[9]提出一种评估立管碰撞的方法，对立管进行了局部碰撞分析、整体分析和疲劳分析，并得出立管碰撞的法向速度可作为立管碰撞的初始速度。阎岩等[10]采用OrcaFlex软件建立张力腿平台TTR整体碰撞模型，研究TTR相关参数对立管碰撞速度的影响，同时采用ABAQUS软件建立立管局部碰撞模型，研究碰撞角度对立管碰撞力和碰撞应力的影响。马强[11]对深水立管的垂直碰撞、60°和30°斜碰撞以及考虑水耦合作用的垂直碰撞过程进行数值仿真，研究碰撞区域的碰撞力变化以及变形情况。李家仪等[12]基于干涉分析提出TLP丛式立管张紧力优化方案和方法。

上述研究考虑遮蔽效应下的下游立管来流速度计算基本采用Huse模型，但这样求解的下游立管来流速度并不是立管最终稳定时的速度，为准确计算下游立管的来流速度，笔者在已有研究成果的基础上，结合DNV-RP-F203规范和Huse尾流模型提出下游立管来流速度计算方法，通过对比Huse尾流模型和本文所提方法的计算结果，验证本文所提方法的准确性。建立台风条件下串行立管系统分析模型，采用ABAQUS软件建立串行立管—井口—导管耦合系统有限元模型，开展台风条件下平台发生大偏移时导致立管碰撞的力学性能研究，准确定位立管的空间变形位置和预测立管发生碰撞的位置，在整体碰撞分析的基础上开展立管局部碰撞研究。相关研究成果可为南海张力腿平台立管系统设计和作业安全提供支持。

1 张力腿平台串行立管系统分析方法

1.1 分析模型

张力腿平台立管系统顶部连接至张力腿平台甲板，底部通过回接连接器连接至井口，分析模型如图1所示。由于立管系统长度较长，受到波浪、海流和平台的作用会发生较大的横向变形，串行排布的立管很可能发生碰撞。假设串行立管排列方向与来流方向一致，则张力腿平台串行立管系统受力模型如图2所示。

图1 张力腿平台串行立管系统分析模型Fig.1 Analysis model of TLP risers system in tandem

图2 张力腿平台串行立管系统受力模型Fig.2 Mechanical analysis model of TLP risers system in tandem

张力腿平台立管系统是位于垂直平面内的梁在横向载荷作用下变形的常微分方程，由图2所示的立管系统受力模型，建立立管系统的常微分方程[13]

式中：T为轴向力，N；M为单位长度生产立管的振动质量，kg/m，主要包含单位长度立管的质量、单位长度立管内氮气质量、单位长度的附连水质量等；EI为立管的抗弯刚度，Ngm2；f为沿水平方向作用于立管单位长度上的波流联合作用力，N/m；y为水平方向位移，m；z为竖直方向高度，m；F为沿水平方向上作用于单位长度立管的碰撞力，N/m，只有立管发生碰撞时才存在；下标i（ i=1，2 ）)分别表示上游立管和下游立管。

当同时考虑波浪和海流联合作用时，根据莫里森方程计算作用在单位长度立管的水动力载荷为

式中：D为立管水动力外径，m；ρw为海水密度，kg/m；CD为拖曳力系数；vw为波浪引起的沿立管法向的水质点速度，m/s；vc为海流引起的沿立管法向的水质点速度，m/s；CM为惯性力系数；aw为波浪引起的沿立管法向的水质点加速度，m/s2。

在进行立管的非线性动态分析时，考虑到立管运动的影响，要对莫里森方程进行修正，如下[13]：

1.2 下游立管来流速度计算方法

在立管碰撞分析中，将来流方向近端的立管称为上游立管，将来流方向远端的立管称为下游立管。Huse半经验尾流模型可以求解下游立管的来流速度，所求结果只是任意状态下的速度，并不是下游立管最终趋于平衡状态时的来流速度，通过结合DNV-RP-F203规范中计算尾流速度的迭代方法[14]和Huse半经验尾流模型求解下游立管稳定时的来流速度，此方法计算的下游立管来流速度更准确。在每次的迭代过程中下游立管的来流速度通过Huse半经验尾流模型确定，具体如下：

Huse半经验尾流模型，如图3所示。稳流场中立管的尾流剖面如图4所示。

通过模型建立尾流场的表达式

图3 Huse尾流模型Fig.3 Huse wake model

图4 稳流场中立管的尾流剖面Fig.4 Wake profile of riser in stationary flow

式中：xv为上游立管C1到虚拟源的距离，m；D1为上游立管的直径，m；D2为下游立管的直径，m；Cd1为上游立管的拖曳力系数；Cd2为下游立管的拖曳力系数；Vc为上游立管的来流速度，m/s；u为下游立管的折减速度，m/s；U0为下游立管折减速度的最大值，m/ s；V为下游立管的来流速度，m/s；y为下游立管与上游立管的纵向距离，m；b为下游立管速度剖面一半的宽度，m。

依据上述计算过程确定下游立管来流速度分析流程如图5所示。

图5 下游立管来流速度计算流程Fig.5 Calculation procedure of downstream riser flow velocity

2 实例分析

2.1 基本参数

本文以南海某海域目标油田为分析对象，水深340 m。生产立管系统配置如图6所示，生产立管外径为0.244 475 m，壁厚为0.015 875 m，立管与油管环空内部充满氮气，压力为3.45 MPa。材料等级为API Spec 5CT L80，本构模型选择双线性弹塑性模型，弹性模量为205 GPa，泊松比为0.3，屈服强度为552 MPa，抗拉强度为621 MPa。海水及水动力参数：海水密度为1 025 kg/m3，拖曳力系数在水深0-150 m为1.2，150 m水深以下为0.7，惯性力系数为2.0。海流参数选用南海海域台风100年一遇流剖面作为计算工况，波高为13.6 m，周期为11.6 s。

图6 生产立管系统配置Fig.6 The configuration of the production riser

采用ANSYS/aqwa建立张力腿分析模型，提取平台在100年一遇台风下的运动时程曲线，作为立管顶部运动的边界条件，结果如图7所示。

图7 张力腿平台运动时程曲线Fig.7 Motion time history curve of tension leg platform

2.2 下流立管来流速度分析

Huse半经验尾流模型只适用于远尾流场区域，在近尾流场区域由于高度非线性流场的变化规律不能准确地研究，故计算时需选取上下游立管间距大于立管两倍直径的位置。依据下游来流速度计算方法对下游立管位置进行迭代，结果如图8所示。

图8 立管迭代位置Fig.8 Iterative position of riser

由图8可知，第1次迭代位置表示只依据Huse尾流模型计算的结果，第2次到第4次立管的迭代位置表示结合DNV-RP-F203规范和Huse尾流模型迭代的结果，对比结果可知只依据Huse尾流模型计算的下游立管的位置与后续几次迭代的位置相差较大。第2次到第4次的迭代位置越来越接近表明下游立管逐渐趋于平衡位置。故在后续的计算分析中，计算下游立管的来流速度至少迭代3次。

2.3 台风下串行生产立管碰撞分析

张力腿平台立管排布存在三种工况：P2P，P2D和D2P(P代表生产立管，D代表钻井立管，P2D表示生产立管位于上游，钻井立管位于下游)，当台风100年一遇时张力腿平台会停止钻井作业，回收钻井立管，此时只存在生产立管作业，故只有P2P工况。

张力腿平台在台风工况下会发生较大偏移，加上立管尾流遮蔽效应的影响容易导致立管发生碰撞，发生碰撞的立管会产生相互作用力，采用ABAQUS中的碰撞单元ITT21来模拟串行立管发生碰撞时的相互作用。选取立管间距为4.5 m，生产立管张力比为2.3，台风100年一遇平台运动作为立管顶部边界条件，进行串行立管碰撞分析，经计算可得串行生产立管应力如图9所示，串行生产立管碰撞力如图10所示。

图9 串行生产立管应力Fig.9 Stress of production risers in tandem

图10 串行生产立管接碰撞力Fig.10 Collision force of production risers in tandem

由图9可知，立管发生碰撞时，随着水深的增加，上游生产立管和下游生产立管的应力变化规律基本一致，最大应力均发生在泥面导管位置处，主要是由于张力腿平台发生大的偏移造成底部弯矩变大，泥面导管位置处的最大应力约为405 MPa，小于屈服强度，在水深100-120 m范围内上下游生产立管的应力均发生了相应的突变，但应力并未超过屈服强度，由此可知立管在发生碰撞时强度满足要求。由图10可知，串行生产立管在水深100-120 m范围内产生的碰撞力是连续的，说明立管在此范围内全部发生了碰撞，在水深100 m时碰撞力最大，说明此处碰撞最严重，最大碰撞力约为34.5 kN，在水深120 m时的碰撞力约为22 kN。

为了研究串行生产立管空间位置分布和立管间距变化情况，提取立管位置包络线和立管间距，分别如图11和图12所示。

图11 串行生产立管位置包络线Fig.11 Displacement envelops of production risers in tandem

图12 串行生产立管间距Fig.12 Spacing of production risers in tandem

由图11可知，串行生产立管的位置包络线分布图直接反映了立管在实际作业过程的空间位置，受张力腿平台大偏移和立管自重的影响，串行立管发生接碰撞后基本上呈悬链线形状，每根立管的位置包络线呈斜V型。由图12可知，在水深100-120 m范围内立管的间距为0，说明立管发生了碰撞，在工程作业过程中是禁止发生的，故在台风100年一遇工况下建议停止一切作业过程或在发生碰撞的位置采取措施防止立管发生碰撞。

3 立管局部碰撞精细化分析

在100年一遇工况下立管系统整体碰撞分析的基础上，对碰撞区域的生产立管进行局部碰撞分析。在立管局部碰撞精细化分析模型中，依据极端工况下立管系统整体碰撞分析结果确定碰撞区域，在碰撞区域上下各取4.5 m，即上游立管的长度取9 m，考虑圣维南原理，处于下游的立管长度取12 m。假设两根立管发生碰撞时并行排布，定义边界条件时，下游立管两端全约束，上游立管约束z和y方向的位移，并在上游立管沿x方向上施加速度场（从整体碰撞中获取，碰撞速度为1.76 m/s）。采用四节点减缩壳单元S4R进行模拟，划分后上游立管节点数为3 390，单元数为3 375，下游立管节点数为3 024，单元数为3 008。立管局部碰撞模型如图13所示，立管局部有限元模型如图14所示。

图13 立管局部碰撞模型Fig.13 Model of riser local collision

图14 立管局部碰撞有限元模型Fig.14 Finite element model of riser local collision

DNV-RP-F203规范中指出立管碰撞力和应力的理论解表达式，立管单位长度的碰撞力如下：

式中：p为单位长度的碰撞力，N/m；kc为接触刚度，N·m2；m1和m2分别为立管单位长度的质量，kg/m；Urel为两根立管的相对速度，m/s。

式中：D1和D2为立管的直径，m；t1和t2为立管的厚度，m；E为弹性模量，Pa。

式中：σ为立管的应力，Pa；C为修正系数，通常取0.74-0.80。

为了比较理论解和仿真解的不同，选取上游生产立管的碰撞速度为0.5、1、1.5、2和2.5 m/s，对比理论解和仿真解的变化规律，分别通过ABAQUS及（9）式和（11）式对立管局部碰撞进行求解，得出结果分别如图15和图16所示。

由图15和图16可知，随着碰撞速度的增大，立管的碰撞力和应力随之增大；碰撞力的仿真解整体上大于理论解，最大误差不超过12%；应力的仿真解和理论解随着速度的增大，误差越来越大，但不超过7%，且呈线性变化。因此，在一定的碰撞速度范围内，（9）式和（11）式可为立管局部碰撞强度评估提供理论依据。

图15 碰撞力仿真解与理论解对比Fig.15 The comparison of simulation result and theory result on collision force

图16 应力仿真解与理论解对比Fig.16 The comparison of simulation result and theory result on stress

以被撞管为例，沿轴向方向提取立管的应力值，如图17所示。立管在碰撞过程中会发生大的变形，为了研究立管的应变能变化规律，提取立管应变能的时程曲线，如图18所示。

图17 应力沿轴向方向变化曲线Fig.17 Stress curve along axil direction

图18 应变能时程曲线Fig.18 Strain energy time history curve

由图17可知，立管发生碰撞时在中间位置和两端位置应力值较大，且呈对称分布，中间位置的应力较大是由于此区域发生碰撞，两端应力值较大是由于边界效应的影响。由图18可知，立管的应变能在0-0.05 s范围内波动较大，且在0.03 s时应变能最大，表明此时间段内发生了碰撞，0.03 s时碰撞最严重，随着时间的发生，立管的应变能逐渐趋于平衡，说明立管在此时间段内未发生碰撞。

4 结 论

（1）建立张力腿平台串行立管系统碰撞分析模型及串行立管—井口—导管耦合系统有限元模型，结合DNV-RP-F203规范和Huse半经验尾流模型提出下游立管来流速度计算方法，为准确计算下游立管的来流速度，必须保证下游立管在上游立管的尾流区域影响下趋于平衡状态，为减小计算误差，采用文中所提计算下游立管来流速度的方法至少迭代3次。

（2）台风条件下串行立管间距为4.5 m时受平台大偏移和立管尾流遮蔽效应的影响立管发生了碰撞，立管在碰撞的位置应力发生了突变，但并未超过屈服强度。发生碰撞后的立管呈钢悬链形状，位置包络线呈斜V型，串行立管碰撞的位置发生在水深100-120 m范围内。

（3）随着碰撞速度的增大，立管的碰撞力和应力值随之增大，立管局部碰撞分析时的仿真解整体上大于理论解，但相差不大，理论解可为立管的局部碰撞评估提供依据。立管碰撞分析时，碰撞只发生在最初的几秒内，随着仿真时间的进行，立管未发生碰撞。

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Collision analysis of risers in tandem for TLP under typhoon

CHANG Yuan-jiang1,SONG Qiang1,3,ZHANG Hao1,3,ZHANG Wei-guo2
(1.Centre for Offshore Engineering and Safety Technology,China University of Petroleum,Qingdao 266580,China; 2.Shenzhen Branch of CNOOC,Shenzhen 518067,China;3.State Key Laboratory of Deep-sea Manned Vehicles, China Ship Scientific Research Center,Wuxi 214082,China)

The collision between risers in tandem may occur with the combined effects of current,wave and platform motion since the tension leg platform riser system are arranged in clusters.It is necessary to further study the collision of TLP risers in tandem.The calculation method of flow velocity of downstream riser and collision analysis method of riser were determined based on DNV-RP-F203 and Huse semi-empirical wake model.Then Coupling model of riser-conductor-wellhead in tandem was established to study the mechanical properties of them under typhoon.The fine analysis of the local collision risers was made based on the analysis mentioned above.The difference between the theoretical solution and the simulation solution of the local collision of riser was studied.The results showed that the calculation of flow velocity of downstream riser was at least 3 times.The maximum stress of collision risers located at the mud conductor and the stress of collision location was suddenly changed.The location of risers collision occurs at the water depth rangingfrom 100 m to 120 m.The theoretical results and simulation results of local collision fit good.

collision;TLP;Huse;ABAQUS;wake model;coupling

U661.4

：Adoi:10.3969/j.issn.1007-7294.2017.05.014

1007-7294（2017）05-0633-09

2017-03-29

国家973计划项目“深水海底井口—隔水管—平台动力学耦合机理与安全控制”（2015CB251203）；国家科技重大专项“张力腿平台钻完井丛式立管系统设计与安全作业技术研究（2016ZX05057011）”；山东省自然科学基金联合专项（ZR2014EL018）；国家自然科学基金资助项目（51239008）—"复杂环境下深海工程结构动力特性与安全可靠性研究"。

畅元江（1974-），男，副教授，E-mail：changyj1557@126.com；宋 强（1989-），男，助理工程师，E-mail：hunterupc@163.com。