臺風(fēng)條件下TLP串行立管系統(tǒng)碰撞分析

暢元江，宋 強(qiáng)，3，張 浩，3，張偉國

（1.中國石油大學(xué) 海洋油氣裝備與安全技術(shù)研究中心，山東青島266580；2.中海油深圳分公司，廣東深圳518067；3.中國船舶科學(xué)研究中心 深海載人裝備國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇無錫 214082）

臺風(fēng)條件下TLP串行立管系統(tǒng)碰撞分析

暢元江1，宋 強(qiáng)1，3，張 浩1，3，張偉國2

（1.中國石油大學(xué) 海洋油氣裝備與安全技術(shù)研究中心，山東青島266580；2.中海油深圳分公司，廣東深圳518067；3.中國船舶科學(xué)研究中心 深海載人裝備國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇無錫 214082）

TLP立管系統(tǒng)以叢式方陣排列，臺風(fēng)條件下立管在波浪、海流及平臺的聯(lián)合作用下可能發(fā)生碰撞，有必要深入研究TLP串行立管系統(tǒng)的碰撞情況。文章基于DNV-RP-F203規(guī)范和Huse半經(jīng)驗(yàn)尾流模型，提出臺風(fēng)條件下串行立管下游立管來流速度計算方法和立管系統(tǒng)碰撞分析方法，建立串行立管—井口—導(dǎo)管系統(tǒng)耦合有限元模型，研究臺風(fēng)條件下串行生產(chǎn)立管系統(tǒng)碰撞時的力學(xué)特性，在整體碰撞分析的基礎(chǔ)上進(jìn)行立管局部碰撞精細(xì)化分析，對比分析立管局部碰撞理論解和仿真解的不同。結(jié)果表明：下游立管來流速度的計算至少采用文中建立的方法迭代3次。串行立管發(fā)生碰撞時的最大應(yīng)力發(fā)生在泥面導(dǎo)管處，碰撞位置應(yīng)力發(fā)生了突變；立管發(fā)生碰撞的位置在水深100-120 m范圍內(nèi)。立管局部碰撞分析的理論解和仿真解基本吻合。

張力腿平臺；碰撞；尾流模型；碰撞力

0 引 言

張力腿平臺（Tension Leg Platform，簡稱TLP）作為新型平臺因其優(yōu)良的運(yùn)動性能、抗惡劣環(huán)境作用能力強(qiáng)、造價低等優(yōu)點(diǎn)在國外被廣泛應(yīng)用[1]。張力腿平臺與半潛式平臺鉆采作業(yè)時最大的區(qū)別是前者采用叢式立管，上游立管的尾流遮蔽效應(yīng)是引起下游立管變形小于上游立管的主要原因，加上臺風(fēng)條件下串行立管受波浪、海流和平臺的聯(lián)合作用，立管極易發(fā)生碰撞。立管發(fā)生碰撞時不僅影響作業(yè)過程，甚至?xí)斐闪⒐艿钠屏?，造成巨大的?jīng)濟(jì)損失和安全事故，故有必要開展張力腿平臺串行立管系統(tǒng)的碰撞研究。

目前，國內(nèi)外在張力腿平臺叢式立管方面開展了一定的研究工作。Huse等[2-4]提出Huse尾流參數(shù)化模型，研究不同直徑立管的相互作用力，提出叢式立管之間海流力的計算公式，并通過實(shí)驗(yàn)方法驗(yàn)證TLP立管碰撞標(biāo)準(zhǔn)的數(shù)值計算結(jié)果。Ji等[5]基于碰撞分析提出頂部張緊式多目標(biāo)優(yōu)化方法，通過優(yōu)化立管間距和頂張力來防止立管發(fā)生碰撞。Antonion等[6]通過數(shù)值仿真和實(shí)驗(yàn)相對比的方法研究尾流效應(yīng)引起的立管碰撞變化規(guī)律，探討Huse公式在尾流場計算中的適應(yīng)范圍。API RP 2RD規(guī)范中將Huse理論理想化，該理論指出下游立管承受上游立管的尾流效應(yīng)時立管可能發(fā)生碰撞[7]。Rustad等[8]提出評估立管發(fā)生碰撞的分析策略和設(shè)計過程，并基于DNV-RP-F203規(guī)范提出分析立管碰撞的方法。He等[9]提出一種評估立管碰撞的方法，對立管進(jìn)行了局部碰撞分析、整體分析和疲勞分析，并得出立管碰撞的法向速度可作為立管碰撞的初始速度。閻巖等[10]采用OrcaFlex軟件建立張力腿平臺TTR整體碰撞模型，研究TTR相關(guān)參數(shù)對立管碰撞速度的影響，同時采用ABAQUS軟件建立立管局部碰撞模型，研究碰撞角度對立管碰撞力和碰撞應(yīng)力的影響。馬強(qiáng)[11]對深水立管的垂直碰撞、60°和30°斜碰撞以及考慮水耦合作用的垂直碰撞過程進(jìn)行數(shù)值仿真，研究碰撞區(qū)域的碰撞力變化以及變形情況。李家儀等[12]基于干涉分析提出TLP叢式立管張緊力優(yōu)化方案和方法。

上述研究考慮遮蔽效應(yīng)下的下游立管來流速度計算基本采用Huse模型，但這樣求解的下游立管來流速度并不是立管最終穩(wěn)定時的速度，為準(zhǔn)確計算下游立管的來流速度，筆者在已有研究成果的基礎(chǔ)上，結(jié)合DNV-RP-F203規(guī)范和Huse尾流模型提出下游立管來流速度計算方法，通過對比Huse尾流模型和本文所提方法的計算結(jié)果，驗(yàn)證本文所提方法的準(zhǔn)確性。建立臺風(fēng)條件下串行立管系統(tǒng)分析模型，采用ABAQUS軟件建立串行立管—井口—導(dǎo)管耦合系統(tǒng)有限元模型，開展臺風(fēng)條件下平臺發(fā)生大偏移時導(dǎo)致立管碰撞的力學(xué)性能研究，準(zhǔn)確定位立管的空間變形位置和預(yù)測立管發(fā)生碰撞的位置，在整體碰撞分析的基礎(chǔ)上開展立管局部碰撞研究。相關(guān)研究成果可為南海張力腿平臺立管系統(tǒng)設(shè)計和作業(yè)安全提供支持。

1 張力腿平臺串行立管系統(tǒng)分析方法

1.1 分析模型

張力腿平臺立管系統(tǒng)頂部連接至張力腿平臺甲板，底部通過回接連接器連接至井口，分析模型如圖1所示。由于立管系統(tǒng)長度較長，受到波浪、海流和平臺的作用會發(fā)生較大的橫向變形，串行排布的立管很可能發(fā)生碰撞。假設(shè)串行立管排列方向與來流方向一致，則張力腿平臺串行立管系統(tǒng)受力模型如圖2所示。

圖1 張力腿平臺串行立管系統(tǒng)分析模型Fig.1 Analysis model of TLP risers system in tandem

圖2 張力腿平臺串行立管系統(tǒng)受力模型Fig.2 Mechanical analysis model of TLP risers system in tandem

張力腿平臺立管系統(tǒng)是位于垂直平面內(nèi)的梁在橫向載荷作用下變形的常微分方程，由圖2所示的立管系統(tǒng)受力模型，建立立管系統(tǒng)的常微分方程[13]

式中：T為軸向力，N；M為單位長度生產(chǎn)立管的振動質(zhì)量，kg/m，主要包含單位長度立管的質(zhì)量、單位長度立管內(nèi)氮?dú)赓|(zhì)量、單位長度的附連水質(zhì)量等；EI為立管的抗彎剛度，Ngm2；f為沿水平方向作用于立管單位長度上的波流聯(lián)合作用力，N/m；y為水平方向位移，m；z為豎直方向高度，m；F為沿水平方向上作用于單位長度立管的碰撞力，N/m，只有立管發(fā)生碰撞時才存在；下標(biāo)i（ i=1，2 ）)分別表示上游立管和下游立管。

當(dāng)同時考慮波浪和海流聯(lián)合作用時，根據(jù)莫里森方程計算作用在單位長度立管的水動力載荷為

式中：D為立管水動力外徑，m；ρw為海水密度，kg/m；CD為拖曳力系數(shù)；vw為波浪引起的沿立管法向的水質(zhì)點(diǎn)速度，m/s；vc為海流引起的沿立管法向的水質(zhì)點(diǎn)速度，m/s；CM為慣性力系數(shù)；aw為波浪引起的沿立管法向的水質(zhì)點(diǎn)加速度，m/s2。

在進(jìn)行立管的非線性動態(tài)分析時，考慮到立管運(yùn)動的影響，要對莫里森方程進(jìn)行修正，如下[13]：

1.2 下游立管來流速度計算方法

在立管碰撞分析中，將來流方向近端的立管稱為上游立管，將來流方向遠(yuǎn)端的立管稱為下游立管。Huse半經(jīng)驗(yàn)尾流模型可以求解下游立管的來流速度，所求結(jié)果只是任意狀態(tài)下的速度，并不是下游立管最終趨于平衡狀態(tài)時的來流速度，通過結(jié)合DNV-RP-F203規(guī)范中計算尾流速度的迭代方法[14]和Huse半經(jīng)驗(yàn)尾流模型求解下游立管穩(wěn)定時的來流速度，此方法計算的下游立管來流速度更準(zhǔn)確。在每次的迭代過程中下游立管的來流速度通過Huse半經(jīng)驗(yàn)尾流模型確定，具體如下：

Huse半經(jīng)驗(yàn)尾流模型，如圖3所示。穩(wěn)流場中立管的尾流剖面如圖4所示。

通過模型建立尾流場的表達(dá)式

圖3 Huse尾流模型Fig.3 Huse wake model

圖4 穩(wěn)流場中立管的尾流剖面Fig.4 Wake profile of riser in stationary flow

式中：xv為上游立管C1到虛擬源的距離，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；V為下游立管的來流速度，m/s；y為下游立管與上游立管的縱向距離，m；b為下游立管速度剖面一半的寬度，m。

依據(jù)上述計算過程確定下游立管來流速度分析流程如圖5所示。

圖5 下游立管來流速度計算流程Fig.5 Calculation procedure of downstream riser flow velocity

2 實(shí)例分析

2.1 基本參數(shù)

本文以南海某海域目標(biāo)油田為分析對象，水深340 m。生產(chǎn)立管系統(tǒng)配置如圖6所示，生產(chǎn)立管外徑為0.244 475 m，壁厚為0.015 875 m，立管與油管環(huán)空內(nèi)部充滿氮?dú)?，壓力?.45 MPa。材料等級為API Spec 5CT L80，本構(gòu)模型選擇雙線性彈塑性模型，彈性模量為205 GPa，泊松比為0.3，屈服強(qiáng)度為552 MPa，抗拉強(qiáng)度為621 MPa。海水及水動力參數(shù)：海水密度為1 025 kg/m3，拖曳力系數(shù)在水深0-150 m為1.2，150 m水深以下為0.7，慣性力系數(shù)為2.0。海流參數(shù)選用南海海域臺風(fēng)100年一遇流剖面作為計算工況，波高為13.6 m，周期為11.6 s。

圖6 生產(chǎn)立管系統(tǒng)配置Fig.6 The configuration of the production riser

采用ANSYS/aqwa建立張力腿分析模型，提取平臺在100年一遇臺風(fēng)下的運(yùn)動時程曲線，作為立管頂部運(yùn)動的邊界條件，結(jié)果如圖7所示。

圖7 張力腿平臺運(yùn)動時程曲線Fig.7 Motion time history curve of tension leg platform

2.2 下流立管來流速度分析

Huse半經(jīng)驗(yàn)尾流模型只適用于遠(yuǎn)尾流場區(qū)域，在近尾流場區(qū)域由于高度非線性流場的變化規(guī)律不能準(zhǔn)確地研究，故計算時需選取上下游立管間距大于立管兩倍直徑的位置。依據(jù)下游來流速度計算方法對下游立管位置進(jìn)行迭代，結(jié)果如圖8所示。

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

由圖8可知，第1次迭代位置表示只依據(jù)Huse尾流模型計算的結(jié)果，第2次到第4次立管的迭代位置表示結(jié)合DNV-RP-F203規(guī)范和Huse尾流模型迭代的結(jié)果，對比結(jié)果可知只依據(jù)Huse尾流模型計算的下游立管的位置與后續(xù)幾次迭代的位置相差較大。第2次到第4次的迭代位置越來越接近表明下游立管逐漸趨于平衡位置。故在后續(xù)的計算分析中，計算下游立管的來流速度至少迭代3次。

2.3 臺風(fēng)下串行生產(chǎn)立管碰撞分析

張力腿平臺立管排布存在三種工況：P2P，P2D和D2P(P代表生產(chǎn)立管，D代表鉆井立管，P2D表示生產(chǎn)立管位于上游，鉆井立管位于下游)，當(dāng)臺風(fēng)100年一遇時張力腿平臺會停止鉆井作業(yè)，回收鉆井立管，此時只存在生產(chǎn)立管作業(yè)，故只有P2P工況。

張力腿平臺在臺風(fēng)工況下會發(fā)生較大偏移，加上立管尾流遮蔽效應(yīng)的影響容易導(dǎo)致立管發(fā)生碰撞，發(fā)生碰撞的立管會產(chǎn)生相互作用力，采用ABAQUS中的碰撞單元ITT21來模擬串行立管發(fā)生碰撞時的相互作用。選取立管間距為4.5 m，生產(chǎn)立管張力比為2.3，臺風(fēng)100年一遇平臺運(yùn)動作為立管頂部邊界條件，進(jìn)行串行立管碰撞分析，經(jīng)計算可得串行生產(chǎn)立管應(yīng)力如圖9所示，串行生產(chǎn)立管碰撞力如圖10所示。

圖9 串行生產(chǎn)立管應(yīng)力Fig.9 Stress of production risers in tandem

圖10 串行生產(chǎn)立管接碰撞力Fig.10 Collision force of production risers in tandem

由圖9可知，立管發(fā)生碰撞時，隨著水深的增加，上游生產(chǎn)立管和下游生產(chǎn)立管的應(yīng)力變化規(guī)律基本一致，最大應(yīng)力均發(fā)生在泥面導(dǎo)管位置處，主要是由于張力腿平臺發(fā)生大的偏移造成底部彎矩變大，泥面導(dǎo)管位置處的最大應(yīng)力約為405 MPa，小于屈服強(qiáng)度，在水深100-120 m范圍內(nèi)上下游生產(chǎn)立管的應(yīng)力均發(fā)生了相應(yīng)的突變，但應(yīng)力并未超過屈服強(qiáng)度，由此可知立管在發(fā)生碰撞時強(qiáng)度滿足要求。由圖10可知，串行生產(chǎn)立管在水深100-120 m范圍內(nèi)產(chǎn)生的碰撞力是連續(xù)的，說明立管在此范圍內(nèi)全部發(fā)生了碰撞，在水深100 m時碰撞力最大，說明此處碰撞最嚴(yán)重，最大碰撞力約為34.5 kN，在水深120 m時的碰撞力約為22 kN。

為了研究串行生產(chǎn)立管空間位置分布和立管間距變化情況，提取立管位置包絡(luò)線和立管間距，分別如圖11和圖12所示。

圖11 串行生產(chǎn)立管位置包絡(luò)線Fig.11 Displacement envelops of production risers in tandem

圖12 串行生產(chǎn)立管間距Fig.12 Spacing of production risers in tandem

由圖11可知，串行生產(chǎn)立管的位置包絡(luò)線分布圖直接反映了立管在實(shí)際作業(yè)過程的空間位置，受張力腿平臺大偏移和立管自重的影響，串行立管發(fā)生接碰撞后基本上呈懸鏈線形狀，每根立管的位置包絡(luò)線呈斜V型。由圖12可知，在水深100-120 m范圍內(nèi)立管的間距為0，說明立管發(fā)生了碰撞，在工程作業(yè)過程中是禁止發(fā)生的，故在臺風(fēng)100年一遇工況下建議停止一切作業(yè)過程或在發(fā)生碰撞的位置采取措施防止立管發(fā)生碰撞。

3 立管局部碰撞精細(xì)化分析

在100年一遇工況下立管系統(tǒng)整體碰撞分析的基礎(chǔ)上，對碰撞區(qū)域的生產(chǎn)立管進(jìn)行局部碰撞分析。在立管局部碰撞精細(xì)化分析模型中，依據(jù)極端工況下立管系統(tǒng)整體碰撞分析結(jié)果確定碰撞區(qū)域，在碰撞區(qū)域上下各取4.5 m，即上游立管的長度取9 m，考慮圣維南原理，處于下游的立管長度取12 m。假設(shè)兩根立管發(fā)生碰撞時并行排布，定義邊界條件時，下游立管兩端全約束，上游立管約束z和y方向的位移，并在上游立管沿x方向上施加速度場（從整體碰撞中獲取，碰撞速度為1.76 m/s）。采用四節(jié)點(diǎn)減縮殼單元S4R進(jìn)行模擬，劃分后上游立管節(jié)點(diǎn)數(shù)為3 390，單元數(shù)為3 375，下游立管節(jié)點(diǎn)數(shù)為3 024，單元數(shù)為3 008。立管局部碰撞模型如圖13所示，立管局部有限元模型如圖14所示。

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

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

DNV-RP-F203規(guī)范中指出立管碰撞力和應(yīng)力的理論解表達(dá)式，立管單位長度的碰撞力如下：

式中：p為單位長度的碰撞力，N/m；kc為接觸剛度，N·m2；m1和m2分別為立管單位長度的質(zhì)量，kg/m；Urel為兩根立管的相對速度，m/s。

式中：D1和D2為立管的直徑，m；t1和t2為立管的厚度，m；E為彈性模量，Pa。

式中：σ為立管的應(yīng)力，Pa；C為修正系數(shù)，通常取0.74-0.80。

為了比較理論解和仿真解的不同，選取上游生產(chǎn)立管的碰撞速度為0.5、1、1.5、2和2.5 m/s，對比理論解和仿真解的變化規(guī)律，分別通過ABAQUS及（9）式和（11）式對立管局部碰撞進(jìn)行求解，得出結(jié)果分別如圖15和圖16所示。

由圖15和圖16可知，隨著碰撞速度的增大，立管的碰撞力和應(yīng)力隨之增大；碰撞力的仿真解整體上大于理論解，最大誤差不超過12%；應(yīng)力的仿真解和理論解隨著速度的增大，誤差越來越大，但不超過7%，且呈線性變化。因此，在一定的碰撞速度范圍內(nèi)，（9）式和（11）式可為立管局部碰撞強(qiáng)度評估提供理論依據(jù)。

圖15 碰撞力仿真解與理論解對比Fig.15 The comparison of simulation result and theory result on collision force

圖16 應(yīng)力仿真解與理論解對比Fig.16 The comparison of simulation result and theory result on stress

以被撞管為例，沿軸向方向提取立管的應(yīng)力值，如圖17所示。立管在碰撞過程中會發(fā)生大的變形，為了研究立管的應(yīng)變能變化規(guī)律，提取立管應(yīng)變能的時程曲線，如圖18所示。

圖17 應(yīng)力沿軸向方向變化曲線Fig.17 Stress curve along axil direction

圖18 應(yīng)變能時程曲線Fig.18 Strain energy time history curve

由圖17可知，立管發(fā)生碰撞時在中間位置和兩端位置應(yīng)力值較大，且呈對稱分布，中間位置的應(yīng)力較大是由于此區(qū)域發(fā)生碰撞，兩端應(yīng)力值較大是由于邊界效應(yīng)的影響。由圖18可知，立管的應(yīng)變能在0-0.05 s范圍內(nèi)波動較大，且在0.03 s時應(yīng)變能最大，表明此時間段內(nèi)發(fā)生了碰撞，0.03 s時碰撞最嚴(yán)重，隨著時間的發(fā)生，立管的應(yīng)變能逐漸趨于平衡，說明立管在此時間段內(nèi)未發(fā)生碰撞。

4 結(jié) 論

（1）建立張力腿平臺串行立管系統(tǒng)碰撞分析模型及串行立管—井口—導(dǎo)管耦合系統(tǒng)有限元模型，結(jié)合DNV-RP-F203規(guī)范和Huse半經(jīng)驗(yàn)尾流模型提出下游立管來流速度計算方法，為準(zhǔn)確計算下游立管的來流速度，必須保證下游立管在上游立管的尾流區(qū)域影響下趨于平衡狀態(tài)，為減小計算誤差，采用文中所提計算下游立管來流速度的方法至少迭代3次。

（2）臺風(fēng)條件下串行立管間距為4.5 m時受平臺大偏移和立管尾流遮蔽效應(yīng)的影響立管發(fā)生了碰撞，立管在碰撞的位置應(yīng)力發(fā)生了突變，但并未超過屈服強(qiáng)度。發(fā)生碰撞后的立管呈鋼懸鏈形狀，位置包絡(luò)線呈斜V型，串行立管碰撞的位置發(fā)生在水深100-120 m范圍內(nèi)。

（3）隨著碰撞速度的增大，立管的碰撞力和應(yīng)力值隨之增大，立管局部碰撞分析時的仿真解整體上大于理論解，但相差不大，理論解可為立管的局部碰撞評估提供依據(jù)。立管碰撞分析時，碰撞只發(fā)生在最初的幾秒內(nèi)，隨著仿真時間的進(jìn)行，立管未發(fā)生碰撞。

[1]閻 巖,張 崎,黃 一.基于張力腿平臺的頂張緊式立管碰撞分析[J].上海船舶運(yùn)輸科學(xué)研究所學(xué)報,2012,35(1): 1-6. Yan Yan,Zhang Qi,Huang Yi.Analysis of collisions between top tension risers on a tension leg platform[J].Journal of Sssri,2012,35(1):1-6.

[2]Huse E,Kleiven G.Impulse and energy in deepsea riser collisions owing to wake interference[C]//Offshore Technology Conference.Houston,Texas,USA,2000.

[3]Huse E.Interaction in deep-sea riser arrays[C]//Offshore Technology Conference.Houston,Texas,USA,1993.

[4]Huse E.Experimental investigation of deep sea riser interaction[C]//Offshore Technology Conference.Houston,Texas, USA,1996.

[5]Ji D W,Huang Y,Zhang Q.Multi-objective optimization based on TTR interference analysis[J].Advanced Materials Research,2013,753:1217-1220.

[6]Fernandes A C,Rocha S D,Coelho F M,et al.Risers clashing induced by the wake interference[C]//ASME 2008 27th International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering.Estoril,Portugal,2008.

[7]API RP 2RD.design of riser for floating production systems(FPSs)and tension-leg platforms(TLPs)[S].1998.

[8]Rustad A M,Kalleklev A J,S?dahl N,et al.Recommended practice on riser interference[C]//Offshore Technology Conference,Houston,Texas,USA,2009.

[9]He J W,Low Y M.A collision-allowed approach for probabilistic assessment of riser interference[J].Ocean Engineering, 2014,76:21-31.

[10]閻 巖.深水立管碰撞的數(shù)值模擬研究[D].大連:大連理工大學(xué),2010. Yan Yan.Research on numerical simulation of deep water riser collision[D].Dalian:Dalian University of Technoloty, 2010.

[11]馬 強(qiáng),田榮濤.深水立管之間的碰撞過程數(shù)值仿真[J].中國工程機(jī)械學(xué)報,2007,5(2):177-181. Ma Qiang,Tian Rongtao.Digital collision simulation for deep-water risers[J].Chinese Journal of Construction Machinery, 2007,5(2):177-181.

[12]李家儀,張偉國,劉秀全,等.張力腿平臺立管張緊力優(yōu)[J].中國海上油氣,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.

[13]暢元江.深水鉆井隔水管設(shè)計方法及其應(yīng)用研究[D].東營:中國石油大學(xué)(華東),2008. Chang Yuanjiang.Design approach and its application for deepwater drilling risers[D].Dong Ying:China University of Petroleum,2008

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

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

國家973計劃項(xiàng)目“深水海底井口—隔水管—平臺動力學(xué)耦合機(jī)理與安全控制”（2015CB251203）；國家科技重大專項(xiàng)“張力腿平臺鉆完井叢式立管系統(tǒng)設(shè)計與安全作業(yè)技術(shù)研究（2016ZX05057011）”；山東省自然科學(xué)基金聯(lián)合專項(xiàng)（ZR2014EL018）；國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（51239008）—"復(fù)雜環(huán)境下深海工程結(jié)構(gòu)動力特性與安全可靠性研究"。

暢元江（1974-），男，副教授，E-mail：changyj1557@126.com；宋 強(qiáng)（1989-），男，助理工程師，E-mail：hunterupc@163.com。