段憲文，朱宏武，胡 飚，鄺斌全，姜漢一

基于ABAQUS的隔水導(dǎo)管橫向變形與彎矩分析

段憲文，朱宏武，胡 飚，鄺斌全，姜漢一

（中國石油大學(xué)（北京）機械與儲運工程學(xué)院，北京，102249）

隔水導(dǎo)管在惡劣的海況條件下，局部會產(chǎn)生較大的橫向變形與彎矩?；贏BAQUS有限元軟件分析了海風、海流及波浪對隔水導(dǎo)管橫向變形與彎矩的影響。結(jié)果表明：隔水導(dǎo)管橫向變形與彎矩幾乎不隨風速的增加而發(fā)生變化；隨著海流速度的增加，隔水導(dǎo)管橫向變形與彎矩增大，最大橫向變形出現(xiàn)在隔水導(dǎo)管的中間位置，最大彎矩處于隔水導(dǎo)管的1／3處；隨著浪高的增加，隔水導(dǎo)管上部分的橫向變形與彎矩隨之增大，下部分的橫向變形與彎矩呈先增大后減小的趨勢，最大的橫向變形出現(xiàn)在隔水導(dǎo)管的中間位置，最大彎矩處于隔水導(dǎo)管的1／3處，其位置隨浪高增大而向上偏移。研究結(jié)果可為隔水導(dǎo)管的變形和彎矩失效分析提供理論依據(jù)。

隔水導(dǎo)管；橫向變形；彎矩；ABAQUS

隔水導(dǎo)管是淺海石油勘探和開發(fā)過程中的重要設(shè)備，起著連接海底井口和固定式鉆井平臺的作用，同時具有形成鉆井液循環(huán)通道、隔絕海水的功能。在海上鉆井平臺工作過程中，隔水導(dǎo)管的性能是否滿足要求直接關(guān)系到鉆完井作業(yè)能否安全運行。在惡劣的海洋環(huán)境下，隔水導(dǎo)管的受力情況非常復(fù)雜，某些位置容易產(chǎn)生比較大的橫向變形與彎矩，進而導(dǎo)致隔水導(dǎo)管的失效。目前，國內(nèi)外有很多學(xué)者在穩(wěn)定性和入泥深度方面，對隔水導(dǎo)管進行了研究。文獻［1-4］對復(fù)雜海況下的隔水管進行了結(jié)構(gòu)動力分析。文獻［5］采用彈性穩(wěn)定性分析方法，研究和分析了隔水導(dǎo)管穩(wěn)定性的特點及臨界載荷。文獻［6］介紹了單筒三井隔水導(dǎo)管的組合結(jié)構(gòu)，對比分析了水泥環(huán)對單筒三井隔水導(dǎo)管組合結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的影響。文獻［7-8］從隔水導(dǎo)管功能特性分析入手，得出了隔水導(dǎo)管最小入泥深度確定方法?？偨Y(jié)當前國內(nèi)外的研究狀況，關(guān)于隔水導(dǎo)管的橫向變形與彎矩方面的研究較少。

本文基于ABAQUS有限元分析軟件，對比分析了不同風速、海流速度和波浪浪高對隔水導(dǎo)管橫向變形與彎矩的影響，所得研究結(jié)果可為隔水導(dǎo)管的變形和彎矩失效分析提供理論依據(jù)。

1 隔水導(dǎo)管環(huán)境載荷及模型建立

在研究過程中，以準靜態(tài)的方式來處理波流載荷的聯(lián)合作用，不考慮波浪的動載效應(yīng)。在有限元分析之前，做如下假設(shè)：

1)隔水導(dǎo)管的材料特性和幾何特性保持不變。

2)隔水導(dǎo)管下端插入泥中，為固定端約束。

3)隔水導(dǎo)管上端與鉆井平臺相連，為鉸支約束。

4)隔水導(dǎo)管在自重和外載作用下屬于小應(yīng)變大變形問題。

隔水導(dǎo)管幾何及載荷模型如圖1所示。

圖1　隔水導(dǎo)管幾何及載荷模型

隔水導(dǎo)管插入泥線以下3 m，泥線上方至海面距離為120 m，海面以上部分為36 m。隔水導(dǎo)管的尺寸為?610 mm×26 mm，D／L＝0．0019（D為隔水導(dǎo)管直徑，L為長度），所用鋼材為X56管線管。定義隔水導(dǎo)管頂端為A端，泥線表面端為B端。作用在隔水導(dǎo)管上的載荷包括隔水導(dǎo)管的自身重力、頂部張緊器產(chǎn)生的張力、風對海面上部隔水導(dǎo)管的作用力、波浪動態(tài)行為產(chǎn)生的海流力以及波浪力。

2 隔水導(dǎo)管各個載荷的計算

2．1 海風作用力

海風作用力是垂直于氣流方向的平面所受的風的壓力，其計算表達式為

式中，γw為空氣的密度，kg／m3；uw為風速，m／s；CDw為拖曳力系數(shù)，取0．95；AP為迎風面積，m2；g為重力加速度，m／s2。

2．2 海流力

海流力是海水對水下物體的壓力，是由海水的動能轉(zhuǎn)化為壓能而產(chǎn)生的，可以由穩(wěn)定流動條件下的壓力數(shù)學(xué)表達式得出，其表達式為

式中：ρ為海水密度，kg／m3；D為隔水導(dǎo)管的直徑，m；h為管段與海底的距離，m；CD為阻力系數(shù)；u為海流最大速度，m／s；d z為軸向長度增量，m。

2．3 波浪力

對于小尺度圓柱構(gòu)件，如果D／L＜0．2時，可以使用莫里森方程來計算垂直于軸線方向上的波浪力。根據(jù)莫里森方程，作用在隔水導(dǎo)管上的單位長度的波浪力是由海水流過隔水導(dǎo)管所產(chǎn)生的阻力和海水加速度產(chǎn)生的慣性力組成的，具體的表達式為

式中：f為單位長度管柱上受到的波浪力，N；u為垂直于隔水導(dǎo)管方向上的海水質(zhì)點速度，m／s；CM為慣性力系數(shù)；t為時間，s。

式（3）中，第1項是海水水平方向速度產(chǎn)生的阻力，第2項是海水加速度產(chǎn)生的慣性力。

3 不同因素對隔水導(dǎo)管橫向變形與彎矩的影響

3．1 風速

隔水導(dǎo)管橫向變形與彎矩隨風速的變化曲線如圖2～3所示，取風速分別為30、40、50、60 m／s。

由圖2～3可見：單一風速下，從隔水導(dǎo)管的A端到B端，橫向變形與彎矩先增大后減??；隨著風速的增大，隔水導(dǎo)管橫向變形與彎矩幾乎不發(fā)生變化，隔水導(dǎo)管橫向變形與彎矩對風速的變化不大敏感；最大橫向變形出現(xiàn)在隔水導(dǎo)管的中間位置，在65～75 m處；最大彎矩處于隔水導(dǎo)管的1／3處，在45～55 m處。

圖2　不同風速時隔水導(dǎo)管橫向變形曲線

圖3　不同風速時隔水導(dǎo)管彎矩曲線

3．2 海流速度

隔水導(dǎo)管橫向變形與彎矩隨海流速度的變化曲線如圖4～5所示，取海流速度分別為3、4、5、6 m／s。

由圖4～5可見：單一海流速度下，從隔水導(dǎo)管的A端到B端，橫向變形與彎矩先增大后減小；隨海流速度的增加，隔水導(dǎo)管的橫向變形與彎矩增大，隔水導(dǎo)管的最大橫向變形和最大彎矩的變化幅度也隨之增大；最大橫向變形出現(xiàn)在隔水導(dǎo)管的中間位置，在65～75 m處；最大彎矩處于隔水導(dǎo)管的1／3處，在40～50 m處。

圖4　不同海流速度時隔水導(dǎo)管橫向變形曲線

圖5　不同海流速度時隔水導(dǎo)管彎矩曲線

3．3 浪高

隔水導(dǎo)管橫向變形與彎矩隨波浪浪高的變化曲線如圖6～7所示，取浪高分別為6、8、10、12 m。

圖6　不同浪高時隔水導(dǎo)管橫向變形曲線

圖7　不同浪高時隔水導(dǎo)管彎矩曲線

由圖6～7可見：單一浪高下，從隔水導(dǎo)管的A端到B端，橫向變形與彎矩先增大后減小；隨著浪高的增加，隔水導(dǎo)管上部分的橫向變形與彎矩隨之增大，下部分的橫向變形與彎矩呈先增大后減小趨勢，最大橫向變形出現(xiàn)在隔水導(dǎo)管的中間位置，在65～75 m處，最大橫向變形隨浪高變化的幅度減?。桓羲畬?dǎo)管的最大彎矩處于1／3處，在40～60 m處，最大彎矩的位置隨浪高增大而向上偏移。

4 結(jié)論

1)單一風速下，從隔水導(dǎo)管的A端到B端，橫向變形與彎矩先增大后減小。隨風速的增加，隔水導(dǎo)管的橫向變形與彎矩幾乎不發(fā)生變化。最大橫向變形出現(xiàn)在隔水導(dǎo)管的中間位置，而隔水導(dǎo)管的最大彎矩位于1／3處。

2)單一海流速度下，從隔水導(dǎo)管的A端到B端，橫向變形與彎矩先增大后減小。隨海流速度的增加，隔水導(dǎo)管的橫向變形與彎矩增大。最大橫向變形出現(xiàn)在隔水導(dǎo)管的中間位置，而隔水導(dǎo)管的最大彎矩位于1／3處，而且隔水導(dǎo)管的最大橫向變形和最大彎矩隨海流速度增加的變化幅度較大。

3)單一浪高下，從隔水導(dǎo)管的A端到B端，橫向變形與彎矩先增大后減小。隨浪高的增加，隔水導(dǎo)管上部分的橫向變形與彎矩隨之增大，下部分的橫向變形與彎矩呈先增大后減小趨勢。最大橫向變形出現(xiàn)在隔水導(dǎo)管的中間位置，而隔水導(dǎo)管的最大彎矩位于1／3處，隔水導(dǎo)管的最大橫向變形隨浪高變化的幅度減小，隔水導(dǎo)管最大彎矩的位置隨浪高增大而向上偏移。

［1］朱克強，李維揚．海洋波浪流激勵下的隔水管管線動力穩(wěn)定性［J］．華東船舶工業(yè)學(xué)院學(xué)報，1997，11（1）：1-8．

［2］石曉兵，郭昭學(xué)，聶榮國，等．海洋深水鉆井隔水管動力分析［J］．天然氣工業(yè)，2003，23（z1）：81-83．

［3］孫友義．深水鉆井隔水管強度評價方法及應(yīng)用研究［D］．東營：中國石油大學(xué)（華東），2009．

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［5］姜偉．單樁變剛度結(jié)構(gòu)隔水導(dǎo)管穩(wěn)定性研究及設(shè)計方法探討［J］．中國海上油氣，2006（3）：186-189．

［6］張紅生，楊進．海上單筒三井隔水導(dǎo)管結(jié)構(gòu)整體力學(xué)分析［J］．石油鉆采工藝，2012（5）：31-32．

［7］劉書杰，周建良．海上鉆井隔水導(dǎo)管入泥深度預(yù)測與控制技術(shù)研究［J］．中國海上油氣，2013（6）：75-81．

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Analysis of Lateral Eeformation and Bending Moment of Erilling Riser by ABAQUS

DUAN Xianwen，ZHU Hongwu，HU Biao，KUANG Binquan，JIANG Hanyi
（College of Machinery and Transportation Engineering，China Uniuersity of Petroleum，Beijing 102249，China）

In harsh sea condition，the part of drilling riser will have a greater lateral deformation and bending moment．In this paper，the influence of wind，ocean currents and wave on the riser lateral deformation and bending moment of the drilling riser were analyzed based on ABAQUS finite element software．The result shows that the lateral deformation and bending moment of the drilling riser almost do not change with the increase of the speed of wind．With the increase of the speed of ocean current，the lateral deformation and bending moment of the drilling riser increase．The maximum lateral deformation is in the middle of the drilling riser and the maximum bending moment is in the third of the drilling riser．With the increase of wave height，the lateral deformation and bending moment of the upper section of the drilling riser increase but the ones of the below section of the drilling riser first increase then decrease．The maximum lateral deformation is in the middle of the drilling riser and the maximum bending moment is in the third of the drilling riser，whose location offsets up with the increase of wave．The result of this paper provides theoretical basis to failure analysis of lateral deformation and bending moment of drilling riser．

drilling riser；lateral deformation；bending moment；ABAQUS

TE973．9

A

10．3969／j．issn．1001-3482．2015．04．009

1001-3482（2015）04-0036-04

2014-10-30

段憲文（1989-），男，山西太原人，碩士研究生，主要從事海洋石油裝備研究，E-mail：duanxianwen123＠163．com。