管線J型鋪設(shè)下放過(guò)程受力影響因素分析*

鐘文軍 何 寧 王 輝 楊 偉 李少杰 康 莊

(1. 海洋石油工程股份有限公司 天津 300451； 2. 哈爾濱工程大學(xué)船舶工程學(xué)院 黑龍江哈爾濱 150001)

J型鋪設(shè)是一種利用鋪設(shè)塔將管線以接近垂直的形態(tài)下放至海底的鋪設(shè)方式，具有懸掛長(zhǎng)度小、管線張力小的優(yōu)點(diǎn)，對(duì)于超深水管線鋪設(shè)具有天然的適用性[1-3]，并可以通過(guò)調(diào)整鋪設(shè)塔的工作角度改善管線觸底點(diǎn)區(qū)域的彎曲應(yīng)力，以適應(yīng)鋪設(shè)水深變化[4]。

很多學(xué)者對(duì)J型鋪設(shè)過(guò)程中管線的受力分析進(jìn)行了相關(guān)研究。Lenci 等[5]基于懸鏈線理論提出3種考慮海床剛度的靜態(tài)計(jì)算模型并進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，分析了鋪設(shè)角和水深對(duì)管線上張力與應(yīng)力的影響；康莊 等[6]基于懸鏈線理論和大變形梁理論建立了一種分段力學(xué)模型，對(duì)深水剛懸鏈立管J型鋪設(shè)過(guò)程進(jìn)行靜態(tài)分析；Senthil 等[7]采用軟件OrcaFlex進(jìn)行鋪設(shè)過(guò)程中管線的時(shí)域動(dòng)態(tài)分析；張榕恬 等[8]利用軟件Moses建立了船體-托管架-管線的全耦合動(dòng)力定位模型，分析海底管線J型鋪設(shè)過(guò)程中的影響因素；周帥 等[9]運(yùn)用軟件OrcaFlex建立了包含船體、張緊器、管線、絞車的鋪設(shè)系統(tǒng)模型，進(jìn)行靜態(tài)和動(dòng)態(tài)鋪設(shè)過(guò)程分析。這些研究多以管線鋪設(shè)到海底后的力學(xué)影響因素為研究對(duì)象，而管線由水面下放至海底過(guò)程的分析卻較少涉及。通常情況下，管線J型鋪設(shè)速度為1～1.5 km/d，而超深水管線的J型鋪設(shè)由于從水面下放至海底過(guò)程經(jīng)歷的時(shí)間較長(zhǎng)，因而分析這一過(guò)程管線應(yīng)力狀態(tài)及影響因素十分必要。

目前，我國(guó)擬建造一座半潛式J型鋪管平臺(tái)，可在3 000 m水深進(jìn)行φ609.6 mm管線的鋪設(shè)。本文以該鋪管平臺(tái)為研究對(duì)象，采用軟件OrcaFlex建立包含鋪管船、鋪設(shè)塔上垂向滾輪、托管架的有限元模型，在靜態(tài)和動(dòng)態(tài)條件下研究管線由水面下放鋪設(shè)至海底過(guò)程中，鋪設(shè)角、流向角和船舶運(yùn)動(dòng)對(duì)管線受力的影響。

1 鋪管模型建立

以我國(guó)擬建造的半潛式J型鋪管平臺(tái)為目標(biāo)船，研究鋪設(shè)塔工作角度和船體運(yùn)動(dòng)對(duì)管線下放過(guò)程中力學(xué)性能的影響。該船長(zhǎng)180 m，型深48 m，型寬98 m，在滿載鋪管工況下吃水24 m。目標(biāo)船上鋪設(shè)塔及設(shè)備的布置見(jiàn)圖1a。鋪設(shè)塔高94.5 m，可滿足1×6節(jié)點(diǎn)(73.2 m)管段的下放鋪設(shè)，工作角度65°～90°。由于管段長(zhǎng)度大，為了防止平臺(tái)運(yùn)動(dòng)引起的管段與鋪設(shè)塔之間的碰撞，在鋪設(shè)塔上布置4個(gè)垂向滾輪以控制管段的橫向運(yùn)動(dòng)。鋪設(shè)塔底部布置1個(gè)小型托管架，托管架與鋪設(shè)塔工作角度一致，用于輔助鋪設(shè)塔調(diào)整管線入水角[10]。托管架總長(zhǎng)22 m，在距離甲板12.5 m和17.5 m處布置2個(gè)導(dǎo)向卡環(huán)以支撐管線。

利用軟件OrcaFlex建立包括鋪管平臺(tái)、鋪設(shè)塔、垂向滾輪、托管架和管線的鋪設(shè)系統(tǒng)模型(圖1b)。其中，鋪管平臺(tái)水動(dòng)力參數(shù)由軟件ANSYS AQWA的計(jì)算結(jié)果導(dǎo)入。為了保證計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確性，設(shè)定管線與鋪設(shè)塔、托管架接觸段單元長(zhǎng)度1 m，觸底點(diǎn)附近單元長(zhǎng)度5 m，其余部分的單元長(zhǎng)度10 m。管線頂端與船體設(shè)置為剛性連接。鋪設(shè)管線和海洋環(huán)境相關(guān)參數(shù)見(jiàn)表1。

圖1 管線J型鋪設(shè)計(jì)算模型Fig .1 Computational model of pipeline lowering by J-Lay

表1 管線和海洋環(huán)境參數(shù)Table 1 Key parameters of pipeline and marine environment

2 靜態(tài)條件下管線應(yīng)力影響分析

管線鋪設(shè)至海底的過(guò)程可分為2個(gè)階段：管線下放至海底階段，即管線由水面逐漸下放至其底端與海床接觸，無(wú)躺底段；管線鋪設(shè)至海床階段，即隨管線下放長(zhǎng)度增加鋪管船向前移動(dòng)，出現(xiàn)躺底段。進(jìn)行管線下放至海底階段的分析時(shí)，在管線底端放置質(zhì)量為10 t重物，以減小流載荷作用下管線的漂移距離。

2.1 下放至海底階段

管線鋪設(shè)總長(zhǎng)度設(shè)定為3 800 m，分別研究管線下放500、1 000、1 500、2 000、2 500、3 000 m時(shí)，鋪設(shè)角、流向角對(duì)管線彎曲應(yīng)力、最大von Mises應(yīng)力的影響。當(dāng)管線下放2 000 m時(shí)，不同流向角管線最大彎曲應(yīng)力和最大 von Mises應(yīng)力隨鋪設(shè)角的變化如圖2a、b所示；當(dāng)流向角為180°時(shí)，不同管線下放長(zhǎng)度管線最大彎曲應(yīng)力和最大von Mises隨鋪設(shè)角變化如圖2c、d所示。

圖2 鋪設(shè)角和流向角對(duì)不同長(zhǎng)度管線最大彎曲應(yīng)力和最大von Mises應(yīng)力影響Fig .2 Influence of laying angle and flow direction on maximum bending stress and von Mises stress of different length pipeline

由圖2a、b可知，在相同鋪設(shè)角下，管線最大彎曲應(yīng)力和最大von Mises應(yīng)力隨流向角的增加而迅速減小；在相同的流向角下，管線最大彎曲應(yīng)力和最大von Mises應(yīng)力隨鋪設(shè)角的增加而降低。這是由于相同的海流拖曳力與托管架傾斜方向使管線在托管架處的彎曲應(yīng)力減小，并且鋪設(shè)角與管線自然懸掛角相近時(shí)，減小了管線在托管架處的彎曲應(yīng)力。當(dāng)流向角為180°時(shí)，隨著鋪設(shè)角增大，管線最大彎曲應(yīng)力和最大von Mises應(yīng)力出現(xiàn)了明顯的先減小后增加趨勢(shì)，說(shuō)明鋪設(shè)時(shí)存在最佳鋪設(shè)角。由圖2c、d可知，在迎流鋪設(shè)時(shí)，管線最大彎曲應(yīng)力和最大 von Mises應(yīng)力的極值隨下放長(zhǎng)度變化趨勢(shì)相似，均為先減小后增大，意味著存在最佳鋪設(shè)角，且最佳鋪設(shè)角隨管線下放長(zhǎng)度的增加而增大。這是因?yàn)楣芫€自重隨其長(zhǎng)度的增加而增大，此時(shí)管線在流體作用下產(chǎn)生的頂部偏移角有所減小。因此，鋪設(shè)塔工作角度應(yīng)隨管線下放長(zhǎng)度的增加而及時(shí)調(diào)整，以減小管線上彎曲應(yīng)力。

分析管線長(zhǎng)度為2 000 m、鋪設(shè)角87°、流向角180°時(shí)管線彎曲應(yīng)力和最大von Mises應(yīng)力沿長(zhǎng)度的分布(圖3)?？梢钥闯?，彎曲應(yīng)力的變化較為復(fù)雜，但總體趨勢(shì)為管線在托管架底端出現(xiàn)最大彎曲應(yīng)力；最大von Mises應(yīng)力先減小后增加，這是由于有效張力沿管線減小，海水壓力沿管線增加導(dǎo)致的。

圖3 管線下放2 000 m時(shí)彎曲應(yīng)力和最大 von Mises應(yīng)力沿管線長(zhǎng)度的分布Fig .3 Distribution of bending stress and max von Mises stress along pipeline at length of 2 000 m

2.2 鋪設(shè)至海床階段

當(dāng)管線鋪設(shè)至海床后，管線底端與海床鉸接，頂端有效張力最大，觸底點(diǎn)區(qū)域彎曲應(yīng)力和最大von Mises應(yīng)力出現(xiàn)極值[11-12]。因此在分析觸底點(diǎn)區(qū)域應(yīng)力變化時(shí)，可取觸底點(diǎn)上方10 m處(水深2 990 m)的應(yīng)力來(lái)表示觸底點(diǎn)區(qū)域應(yīng)力響應(yīng)[13-14]，結(jié)果見(jiàn)圖4。

由圖4可知，當(dāng)管線鋪設(shè)至海床時(shí)，管線頂部有效張力隨鋪設(shè)角的增加而減小，觸底點(diǎn)區(qū)域彎曲應(yīng)力和最大von Mises應(yīng)力增加。這是由于鋪設(shè)角的增加意味著管線越來(lái)越接近以垂直狀態(tài)入水，管線懸跨段長(zhǎng)度減小則觸底點(diǎn)附近曲率增加。當(dāng)鋪設(shè)角超過(guò)84°后，觸底點(diǎn)區(qū)域的彎曲應(yīng)力迅速增加，因此鋪設(shè)角不應(yīng)超過(guò)84°，避免因鋪設(shè)塔工作角度設(shè)置誤差而導(dǎo)致的管線觸底點(diǎn)區(qū)域應(yīng)力大幅增加。

圖4 管線鋪設(shè)至海床時(shí)鋪設(shè)角對(duì)管線受力的影響Fig .4 Influence of laying angle on pipeline stress at laid to the seabed

分析迎流狀態(tài)下，鋪設(shè)管線長(zhǎng)度3 800 m、鋪設(shè)角84°時(shí)，管線的彎曲應(yīng)力、最大von Mises應(yīng)力及管線垂向位置沿管線的變化(圖5)?？梢钥闯?，管線上彎曲應(yīng)力和最大von Mises應(yīng)力隨其入水深度的增加逐漸增大，并在觸底點(diǎn)區(qū)域到達(dá)最大值。

圖5 管線J型鋪設(shè)至海床階段應(yīng)力和垂向位置沿管線的變化Fig .5 Stress and vertical position along the pipeline at pipeline laying by J-Lay to seabed stage

根據(jù)靜態(tài)分析的結(jié)果可知，采用J型鋪設(shè)進(jìn)行管線鋪設(shè)時(shí)，鋪設(shè)角的選擇對(duì)管線應(yīng)力影響較大。因此在管線下放鋪設(shè)過(guò)程中，應(yīng)不斷調(diào)整鋪設(shè)塔的工作角度以保證管線的順利鋪設(shè)。流向角180°時(shí)的鋪設(shè)塔最佳工作角度、管線上最大彎曲應(yīng)力和最大von Mises應(yīng)力如表2所示。根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)API RP 2RD—2006可知，管線最大von Mises應(yīng)力和彎曲應(yīng)力均小于許用應(yīng)力，滿足鋪設(shè)強(qiáng)度要求。

表2 管線J型鋪設(shè)下放過(guò)程最佳鋪設(shè)角時(shí)的管線應(yīng)力Table 2 Stress on pipeline at suitable laying degree of J-Lay lowering process

3 動(dòng)態(tài)條件下管線應(yīng)力影響分析

在時(shí)域動(dòng)態(tài)條件下，研究船舶垂蕩、縱蕩、橫搖和縱搖運(yùn)動(dòng)對(duì)管線J型鋪設(shè)有效張力和彎曲應(yīng)力的影響，管線下放至海底階段和鋪設(shè)至海床階段的各參數(shù)從表2中選取。設(shè)定動(dòng)態(tài)分析的時(shí)間步長(zhǎng)為0.1 s，模擬時(shí)長(zhǎng)為1 200 s。利用軟件ANSYS AQWA在頻域下計(jì)算目標(biāo)船的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)函數(shù)，并將計(jì)算結(jié)果導(dǎo)入軟件OrcaFlex中，得到鋪管平臺(tái)運(yùn)動(dòng)時(shí)歷曲線(圖6)。

圖6 J型鋪管平臺(tái)運(yùn)動(dòng)時(shí)歷曲線Fig .6 Motion time history curve of J-Lay platform

3.1 下放至海底階段

由靜態(tài)分析結(jié)果可知，在管線下放至海底的過(guò)程中，管線與托管架接觸處的彎曲應(yīng)力最大。因此在進(jìn)行管線由水面下放至海底階段的動(dòng)態(tài)分析時(shí)，設(shè)定管線下放長(zhǎng)度2 000 m，鋪設(shè)角 87°，流向角180°，研究垂蕩、縱蕩、橫搖、縱搖4種船舶運(yùn)動(dòng)對(duì)此處彎曲應(yīng)力和頂部有效張力的影響，結(jié)果如圖7所示。

由圖7a可以看出，鋪管船垂蕩對(duì)于頂部有效張力影響較大，而縱蕩幾乎沒(méi)有影響。這是由于鋪管船的縱蕩只能帶動(dòng)小范圍的管線運(yùn)動(dòng)，因此不會(huì)引起管線頂部張力的較大變化。由圖7b、c可以看出，船體運(yùn)動(dòng)對(duì)管線在托管架處彎曲應(yīng)力影響較大。這是由于在鋪設(shè)塔和托管架的作用下，托管架以上的管線會(huì)與鋪管船運(yùn)動(dòng)一致，而托管架以下的管線在流體拖曳作用下發(fā)生運(yùn)動(dòng)延時(shí)，托管架處管線曲率的增大導(dǎo)致該處彎曲應(yīng)力隨鋪管船運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生較大的波動(dòng)。由圖7d可知，在時(shí)歷計(jì)算過(guò)程中，船體橫搖和縱搖對(duì)托管架處管線彎曲應(yīng)力有較大影響，管線其他位置彎曲應(yīng)力變化不明顯。

圖7 船體運(yùn)動(dòng)對(duì)管線下放至海底階段受力影響Fig .7 Influence of ship motion on the stress of pipeline in the stage of lowering to sea bottom

3.2 鋪設(shè)至海床階段

當(dāng)管線鋪設(shè)至海底出現(xiàn)觸底段后，管線彎曲應(yīng)力在觸底點(diǎn)區(qū)域最大。由于鋪管船橫搖和縱搖運(yùn)動(dòng)對(duì)遠(yuǎn)離托管架處管線的彎曲應(yīng)力影響較小，因此在進(jìn)行管線鋪設(shè)至海床階段的動(dòng)態(tài)分析時(shí)，設(shè)定管線長(zhǎng)度3 800 m，鋪設(shè)角84°，流向角180°，研究船舶垂蕩和縱蕩對(duì)管線頂端有效張力和觸底點(diǎn)上10 m處彎曲應(yīng)力的影響，結(jié)果如圖8所示。

圖8 船體運(yùn)動(dòng)對(duì)管線鋪設(shè)至海床階段受力影響Fig .8 Influence of ship motion on stress of pipeline laying to seabed

由圖8可知，在管線鋪設(shè)至海床階段，鋪管船垂蕩引起的管線頂端有效張力和彎曲應(yīng)力均產(chǎn)生較大波動(dòng)，且波動(dòng)時(shí)歷與船運(yùn)動(dòng)時(shí)歷相似，而鋪管船縱蕩對(duì)管線頂端有效張力和彎曲應(yīng)力的影響較小。這是由于鋪管船垂蕩會(huì)帶動(dòng)管線隨之運(yùn)動(dòng)，管線自重使其頂端張力產(chǎn)生較大波動(dòng)，管線鋪設(shè)形態(tài)的變化引起觸底點(diǎn)區(qū)域彎曲應(yīng)力的變化。鋪管船的縱蕩幅值相比水深而言較小，因而無(wú)法對(duì)管線應(yīng)力產(chǎn)生較大的影響。因此，當(dāng)管線鋪設(shè)至海床后，應(yīng)重點(diǎn)監(jiān)測(cè)船舶的垂蕩運(yùn)動(dòng)。

4 結(jié)論

1) 管線J型鋪設(shè)的靜態(tài)分析表明，鋪設(shè)角和流向角對(duì)管線受力有較大的影響。在海流拖曳力作用下，管線在托管架接觸處產(chǎn)生較大彎曲應(yīng)力，應(yīng)盡量選擇在迎浪時(shí)進(jìn)行鋪設(shè)。管線J型鋪設(shè)中存在最佳管線鋪設(shè)角，因此隨著管線下放長(zhǎng)度的增加，應(yīng)通過(guò)調(diào)整鋪設(shè)角的方式改善管線受力情況。

2) 管線J型鋪設(shè)的動(dòng)態(tài)分析表明，下放至海底階段，鋪管船垂蕩引起管線頂端張力產(chǎn)生較大波動(dòng)，垂蕩、縱蕩、橫搖和縱搖引起托管架處彎曲應(yīng)力產(chǎn)生較大波動(dòng)；鋪設(shè)至海床后，船舶垂蕩會(huì)導(dǎo)致管線頂端張力和觸底點(diǎn)區(qū)域彎曲應(yīng)力產(chǎn)生較大的波動(dòng)，波動(dòng)時(shí)歷與船舶運(yùn)動(dòng)時(shí)歷相近，在鋪設(shè)時(shí)應(yīng)監(jiān)測(cè)鋪管船垂蕩，防止管線頂端張力出現(xiàn)較大波動(dòng)。