自由站立式立管顶部及底部连接装置试验系统的研制与数值模型优化*

谭瑞龙 段梦兰 汪志明 何 宁 雍倩文

(1. 中国石油大学(北京)石油工程学院 北京 102249；2. 中国石油大学(北京)海洋工程研究院 北京 102249； 3. 海洋石油工程股份有限公司 天津 300451)

立管系统是海上油气田开发的重要组成部分，是连接水下和水面部分的重要通道，在深水油气田开发中起着重要作用[1]。随着油气勘探开发逐渐由浅水走向深水，立管系统面临的技术挑战和所需成本均迅速增加[2]。自由站立式立管作为深水油气开发中的一种先进立管形式，得到了越来越多的关注[3]。自由站立式立管(FSHR)通常又称为混合立管或塔式立管，其主要包含空气罐、连接顶部连接装置和空气罐的钢链、顶部连接装置、连接浮式生产储油卸油装置(FPSO)和顶部连接装置的柔性跨接管、立管主体、底部连接装置、立管基础及连接PLET和立管底部连接装置的刚性跨接管。自由站立式立管作为一种有效的立管系统，在墨西哥湾、西非海域以及巴西海域等深水和超深水油田开发项目中得到了大量应用[4-5]。

对于立管系统，国内外学者进行了大量的研究，涉及了立管系统的静态和动态响应、内外流的影响以及管土的相互作用[6-9]。何宁 等[10]建立了深水钢悬链线立管三维有限元分析模型，对深水钢悬链线立管系统在波浪、海流和浮体运动等载荷单独作用和共同作用下的响应特征进行了分析；吴学敏 等[11]开展了深水顶张式立管参数振动与涡激振动耦合振动分析方法研究，提出了深水顶张式立管参数振动与涡激振动耦合的振动模型。

目前，针对自由站立式立管的研究大多集中在整体强度分析及疲劳分析，研究对象局限于自由站立式立管整体，分析方法都采用理论与有限元软件数值模拟计算。例如，康庄 等[12-14]应用有限元计算探讨了自由站立式立管总体设计、总体强度、敏感性参数、总体运动疲劳问题；CHEN Haifei等[15]采用有限元程序对典型混合立管进行了参数分析，研究了在海流的作用下浮箱的直径、长度、潜水深度及柔性管的长度等参数对立管静力平衡位形的影响。

顶部和底部连接装置是自由站立式立管系统中的关键连接部件和主要受力部件，其结构形式和受力状态均较为复杂。由于所受载荷的复杂性和不确定性，理论分析方法只能在一定程度上预测顶部和底部结构的力学行为，数值模拟的计算结果受计算模型的选择影响较大，无法验证数值模拟结果的正确性,因此相应的试验技术成为该领域研究的必要手段。针对上述问题，本文自主研制出了一套能够真实模拟顶部和底部连接装置所受载荷和运动，进而实现对顶部和底部连接装置相关功能和性能指标检验的自由站立式立管原理样机试验装置，并通过该装置对自由站立式立管顶部及底部装置数值计算模型进行了修正与验证，为以后大量的计算分析提供了准确可靠的方法，对于保障自由站立式立管系统的作业安全具有重要意义。

1 模型试验的相似关系

1.1 模型试验相似准则

相似理论是模型试验设计方法的理论基础，是定量试验中保证结果准确性的关键[16]。自由站立式立管系统相似关系具体推导过程为：首先建立自由站立式立管系统模型，从而确定自由站立式立管系统模型试验物理量，确定试验系统因变量与导出量，进而研究各物理量之间的内在联系；然后确定自由站立式立管模型系统相似准则；最后形成自由站立式立管模型试验理论体系。

自由站立式立管系统中力控制方程为

F=f(l,v,ρ,μ,g)

(1)

式(1)中：l为长度;v为速度;ρ为密度;μ为黏度;g为重力加速度。

在本次试验过程中模型系统和原型系统之间各参数满足如下关系：

(2)

(3)

式(2)、(3)中下标m及p分别表示模型系统和原型系统，则有

(4)

(5)

1.2 模型试验相似比确定

在比例尺选择上，模型试验的缩尺比在1∶1～1∶70之间都是允许的，自由站立式立管系统关键设备试验要求缩尺比不小于1∶10。考虑到小尺寸试件的结构、受力和制作均与原型实际结构不同，特别是大尺寸试件和小尺寸试件焊接残余应力差别较大，会使试验数据准确性较差，为缩小这种差别，尽可能设计出与实际结构相当的试件。

该试验所使用的六自由度振动平台的高度为2.2 m，平台动态加载周期为1～5 s，平台加载能力见表1。原尺寸顶部结构高度约为11 m，考虑缩比之后为顶部边界加载预留空间以及该六自由度振动平台的加载能力，本试验装置采用1∶7的几何缩尺比，缩比之后静态及动态的加载参数均不超过六自由度振动平台的加载能力，满足静态及动态试验要求。

表1 六自由度振动平台加载能力

顶部连接装置样机主体尺寸可控制在1.1 m×0.7 m×1.575 m的范围内，底部连接装置样机主体尺寸可控制在0.76 m×0.28 m×0.65 m的范围内，顶部连接装置样机质量缩比后为113.4 kg，底部连接装置样机质量缩比后为35.9 kg。按照相似准则，得到原型与原理样机的相似比见表2。

表2 模型试验各物理量的相似比

2 模型试验装置的研制

2.1 总体设计

图1 自由站立式立管顶部连接装置原理样机试验装置

图2 自由站立式立管底部连接装置原理样机试验装置

自由站立式立管顶部和底部连接装置原理样机试验装置分别如图1、2所示，该套装置包括加载装置、原理样机角度调节装置、鹅颈管张力角度调节装置、恒张力装置、弯矩加载装置及边界固定装置。其中，加载装置包括六自由度振动平台、伺服电机、减速机、辊筒及控制装置，加载装置通过钢丝绳与原理样机相连接；原理样机角度调节装置包括手摇绞盘和调节架；鹅颈管张力角度调节装置包括滑轮与导轨；恒张力装置包括立架、滑轮与配重桶；弯矩加载装置包括2个配重桶和连接架；边界固定装置由2个三角架及水平放置的2根弹簧组成。

2.2 试验加载系统

2.2.1运动加载系统

试验所用六自由度振动平台如图3所示，通过该平台可加载试验过程中顶部及底部连接装置的位移载荷。根据所提供的顶部浮筒及底部立管在海水中的响应情况，将各个自由度内的运动情况输入到振动台，即可模拟浮筒和立管的运动。

图3 六自由度振动平台

2.2.2力加载系统

模型试验自主设计了恒张力加载系统(图4)，保证在六自由度振动平台运动过程中加载到样机上的张力恒定。加载系统由同步伺服电机、运动控制器、伺服驱动器、行星减速机及辊筒组成。该系统通过控制同步伺服电机转速控制张力大小，可加载张力大，产生载荷稳定可靠，控制精度高。

图4 恒张力加载装置

2.3 辅助调节系统

原理样机角度调节装置如图5所示，该装置由手摇绞盘、调节架和钢架组成，通过手摇绞盘的旋转调节钢架与调节架的距离，从而调节样机的角度。该装置可实现调节角度的连续变化，控制精度高。

鹅颈管张力角度调节装置如图6所示，通过滑轮在导轨上的不同位置实现钢丝绳的角度调节，从而实现张力角度的调节。

图5 原理样机角度调节装置

图6 鹅颈管张力角度调节装置

3 试验系统应用与数值计算验证

3.1 自由站立式立管顶部及底部连接装置试验参数

采用所研制的试验装置对自由站立式立管顶部及底部连接装置开展运动响应试验，试验的关键点在于如何获取试验所需的自由站立式立管顶部及底部连接装置的关键受力情况。考虑自由站立式立管总体偏转角度、跨接管在顶部连接装置和FPSO侧的悬挂角度以及环境载荷，选择从远向、近向、左横向和右横向等4个方向角入射时不同工况组合共88种，通过OCAFLEX数值模拟计算88种工况，分析顶部及底部连接装置的关键受力情况，将88中工况中顶部及底部连接装置的最危险工况作为试验工况，从而得到试验所需的自由站立式立管顶部及底部连接装置的关键受力情况如图7所示，具体工况的参数值见表3。

图7 自由站立式立管顶部及底部连接装置的关键受力情况

参数数值T1/kN10 83θ1/(°)3 06T2/kN0 65θ2/(°)159T3/kN5 2872T4/kN0 1990M1/(kN·m)0 0179

3.2 数值计算模型

自由站立式立管顶部连接装置有限元计算模型如图8所示。修正前模型主体框架采用四面体实体单元SOLID285，鹅颈管简化为刚体梁单元MPC184；修正后的计算模型主体框架采用梁单元BEAM188，框架两端端部采用壳单元SHELL281。修正后模型增加AB立管段防止边界效应，将CD鹅颈管段由优化前的刚体单元改为梁单元参与计算。修正后的模型网格数量较修正前少，计算资源占用少。

图8 自由站立式立管顶部连接装置的有限元模型

图9为自由站立式立管底部连接装置有限元计算模型，修正前模型框架采用BEAM188，修正后的计算模型主体框架采用梁单元BEAM188，框架两端端部采用壳单元SHELL281。修正后模型增加FG立管段防止边界效应；修正前E点的应力接头存在过度简化，修正后采用过渡接头更加符合实际结构；修正后H点边界条件由固定边界改为固定扭转刚度的球形接头。修正后的模型各部件功能更完整，更加接近真实结构。

图9 自由站立式立管底部连接装置的有限元模型

3.3 试验与数值计算结果对比分析

开展自由站立式立管顶部和底部连接装置静态及动态试验与数值计算，分别在顶部连接装置及底部连接装置布置7个测点(图10，引线指示处为测点)测其应变，每组试验进行3次取平均值，最终得到自由站立式立管顶部和底部连接装置的静态试验与数值计算结果对比，见表4、5。从表4、5可以看出，该试验装置在进行自由站立式立管顶部及底部连接装置静态试验时结果稳定性较好，表明可以通过该装置测得关键位置应力，从而为优化自由站立式立管系统顶部及底部关键设备提供参考。通过静态试验结果与数值计算结果对比可知，修正后的数值模型计算结果与试验结果误差不超过6.82%，表明修正后的数值模型能够较准确地反映顶部与底部静态响应。

图10 自由站立式立管顶部及底部连接装置测点分布

测点主应力/MPa试验1试验2试验3试验均值数值模拟试验均值与数值模拟相对误差/%1214 95217 30214 67215 64227 005 272-109 16-105 84-108 53-107 84-113 004 78333 5635 9333 6234 3736 405 91462 4862 2560 4161 7165 906 795-216 92-216 35-217 34-216 87-228 005 136204 61206 66204 47205 24216 005 247-124 22-126 01-128 03-126 08-133 005 49

表5 自由站立式立管底部连接装置静态试验与数值计算结果

图11 自由站立式立管顶部连接装置不同测点主应力随时间变化

图12 自由站立式立管底部连接装置不同测点主应力随时间变化

自由站立式立管顶部和底部连接装置不同测点动态试验结果与数值计算结果分别如图11、12所示。从图11、12可以看出，该试验装置在进行自由站立式立管顶部及底部连接装置的动态试验时所得结果充分反映了关键点应力在外力作用下的变化，为自由站立式立管关键设备的动态强度及疲劳强度的验证及优化提供了计算方法与依据。通过动态试验与数值计算结果对比可知，试验结果与数值计算结果吻合较好，表明修正后的数值模型能够较准确地反映出自由站立式立管顶部及底部连接装置动态响应。

在顶部连接装置样机7个测点中，测点1、5、6主应力较大，可以适当增加管径和壁厚或减小鹅颈管曲率半径来降低该点应力；测点3、4主应力较小，可以适当减小管径和壁厚来减小顶部连接结构自重，实现最优化设计。在动态试验中，顶部连接装置样机测点1的应力随时间变化非常大，在疲劳强度的设计与校核中应当重点考虑。在底部连接装置样机7个测点中，测点2主应力较大，可以适当增加管径和壁厚来实现降低应力；测点4的主应力较小，可以适当减小管径或壁厚来减小自重，实现最优化设计；在动态试验中，测点1、2、7的应力随时间变化非常大，在疲劳强度的设计与校核中应当重点考虑。

4 结论

1) 以相似理论为基础，研制出了适用于自由站立式立管顶部及底部连接装置原理样机试验装置，利用六自由度振动平台可以真实模拟实际工况下结构的运动，利用自主设计的恒张力装置能够真实模拟结构的受力。

2) 使用该试验装置对自由站立式立管顶部及底部连接装置进行了静态及动态试验，所得静态及动态结果稳定性较好，表明可以通过该装置测得关键位置的主应力，进而优化自由站立式立管系统顶部及底部关键设备。

3) 使用试验结果验证后的数值模型能够很好地反映自由站立式立管顶部及底部连接装置静态及动态响应，可以为自由站立式立管关键设备的动态强度及疲劳强度的验证及优化提供可靠的计算方法和依据。

试验结果与数值计算结果对比分析表明，对于顶部连接装置，可通过增加与立管连接处的管径和壁厚或减小鹅颈管曲率，减小主框架管径和壁厚，实现最优化设计；对于底部连接装置，可通过增加与立管连接处的管径和壁厚，减小与跨接管连接处管径或壁厚，实现最优化设计。

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