剛性水下跨接管設計中的疲勞損傷評估

楊　琥，李　旭，何　寧，馮現洪，趙　黨

(海洋石油工程股份有限公司設計公司，天津300451)

剛性水下跨接管設計中的疲勞損傷評估

楊琥，李旭，何寧，馮現洪，趙黨

(海洋石油工程股份有限公司設計公司，天津300451)

摘要:疲勞分析作為深水跨接管設計中的一項重要內容，需要對各因素引起的疲勞損傷進行數值計算或合理預測，以驗證其能否滿足設計壽命的要求。本文總結了引起跨接管發生疲勞的幾項主要原因與抑制或減緩損傷手段，分別對渦激振動與熱循環兩項對疲勞損傷率影響顯著的誘發原因提出數值分析的方法。對分析中一些假設原則與簡化方法做了具體描述。最后通過典型算例對分析、簡化流程進行介紹。該項跨接管疲勞損傷的研究為工程設計提供了指導和參考，在我國發展中的水下系統產品領域具有實際應用價值。

關鍵詞:跨接管;疲勞損傷;渦激振動;熱循環

Fatigue damage assessment in subsea rigid jumper design

YANG Hu，LI Xu，He Ning，FENG Xian-hong，ZHAO Dang
(Offshore Oil Engineering Co．，LTD Engineering Company，Tianjin 300451，China)

Abstract:As an important aspect of jumper design，fatigue damage induced by each factor shall be calculated or assumed conservatively to make certain design life requirement．This paper was prepared for summarizing the factors which induced fatigue possibly，and then the numerical analysis methodology of VIV and cyclic thermal loads fatigue assessment were provided．Some assumption principles and simplification methods of analysis were also highlighted in the paper，and typical examples are given for detailed description of analysis and simplification process．In conclusion，the study of the paper provided a reference and guidance for jumper engineering of developing subsea product industry．

Key words:jumper; fatigue damage; VIV;thermal cycle

0　引言

跨接管作為水下井口、管道終端管匯(PLEM)及管道終端(PLET)間的必要的連接管段，在深水油氣田工程中已頻繁使用。其材料的選擇包括鋼管與柔性管2種，柔性跨接管由國際上少數幾家生產商進行管體截面設計與制造，其結構靈活性高，適用于不規則的海底地形，安裝較為方便，但隨著管徑與應用水深的增加，其材料費用的增加也是相當可觀的。基于此原因剛性跨接管憑借其材料的普遍性及相對較低的采辦價格已逐漸成為水下油氣田開發方案中一種優勢鮮明的選擇。剛性跨接管由鋼管及彎頭焊接組成，多為陸地完成整體預制與測試。基于所連接的水下基礎間距離、海床地形情況、生產操作過程中的功能要求及安裝的可操作性基本確定了跨接管的形狀布置。結構設計過程中根據初步確定的跨接管尺寸與形狀布置進行計算分析與校核，主要包括總體在位強度、疲勞損傷評估、安裝動態模擬以及制造、安裝誤差等一系列敏感性影響的考慮［3］。本文以剛性跨接管的疲勞壽命評估為關注點，對引起其發生疲勞的因素與疲勞損傷的評估的分析方法進行重點介紹，以供業內工程人員參考。

1　跨接管發生疲勞的原因

引起剛性跨接管發生疲勞損傷的原因［1］通常包含以下幾種(在能夠通過抑制手段避免疲勞發生或減小損傷影響的條件下，工程上應優先進行考慮) :

1)應用于深水油氣田的跨接管，由于海底流速較小，水動力對跨接管強度上的影響往往可以忽略，而底流在通過跨接管懸跨段的過程中可能引起其發生渦激振動(VIV)，造成疲勞損傷。對超過臨界懸跨長度的跨接管應進行渦振疲勞壽命評估，判斷其能否滿足設計壽命要求。在疲勞損傷計算結果較大的情況下，通常可采用VIV抑制裝置來減小跨接管響應振幅，從而降低振動引起的應力幅值，實現提高疲勞壽命的效果。

2)水下系統生產過程中，由于關斷、再啟動、冷卻、通球以及油藏數據的不確定性等一系列導致溫度、內壓發生波動的行為都會引起管道應力發生變化，超過疲勞極限強度的應力變化幅值也會造成管道的疲勞損傷，其中溫度的變化對軸向應力的影響尤為顯著。分析中將跨接管在正常操作工況下的溫度、壓力基于上述原因自發生變化開始，最終又恢復到正常操作狀態的過程定義為一個熱循環。根據年預計的非正常操作事件發生次數，將每個熱循環過程引起跨接管的疲勞損傷予以累積。

3)跨接管在運輸、安裝過程中由于環境影響、安裝荷載的變化都有可能引起一定程度的疲勞損傷。工程上通過使用與之匹配的支撐與吊裝框架等輔助結構可較好進行應力變化的控制，甚至避免這些因素引起跨接管發生疲勞。因此這些因素對跨接管疲勞的影響通常可以忽略，本文將著重介紹對渦振疲勞與熱循環疲勞壽命評估的分析方法。

2　渦激振動疲勞損傷評估

在以幾何形狀為前提的跨接管分類中，立式跨接管因其安裝簡易性被廣泛使用。具有代表性的立式跨接管主要包括“M”型與倒“U”型2種。由于該類型跨接管端部連接器為豎直方向，整體管段不與海床接觸而形成較大長度的管道懸跨，在底流通過懸跨段管道過程中有可能會引起跨接管發生渦激振動。與海底管道自由懸跨相似，判斷跨接管渦激振動是否發生及發生后疲勞損傷率計算是設計中的一項重要內容。

圖1　典型剛性立式跨接管結構示意圖Fig.1　Typical rigid vertical jumper configuration sketch

式中: AIL和ACF為各階模態的單位應力幅值; AY/D 和AZ/D為管徑正則化的響應幅值; Ya，IL為流速比校正因子; Rk為阻尼作用下幅值響應折減系數;γs為DNV－RP－F105中定義的應力幅安全因子。結合式(1)和式(2)求得的跨接管應力幅值，并選取相符合的應力集中系數與S－N曲線［8］，基于Palmgren－Miner累積損傷準則［7］可計算出各階振動下的疲勞壽命。

式中: fn為各階模態激振頻率; Sn為n階模態振動應力幅值; Pn為n階應力循環發生概率，m;α為S－N曲線疲勞指數與特征疲勞強度常數。

對于渦激振動疲勞壽命的校核通常考慮10～20倍安全系數，對于像中國南海存在的臺風等極端工況要對跨接管的進行短期渦激振動疲勞分析。

3　熱循環疲勞損傷評估

熱循環過程中應力幅值同樣作為評估疲勞損傷的關鍵參數，其中軸向力影響最為顯著。分析中處于保守性

與合理性綜合考慮對跨接管在每個循環過程中最大與最小軸向應力進行計算。影響管道軸力變化的參數包括內壓、溫度以及PLET端部管道膨脹位移，根據這些參數在循環過程中的變化可計算出各節點不同軸向應力值，圖2(中左圖)為一跨接管典型啟動/關斷過程中溫度、內壓的變化過程，考慮到以上參數對跨接管軸力影響趨勢的一致性，可將過程簡化為右圖的兩點形式，因此可將這些參數的上限與下限值作為對應最大與最小軸向應力的計算工況，從而忽略過程中各個階段。

圖2　疲勞循環過程簡化原理圖Fig.2　Simplification from a three point fatigue cycle to a two point cycle

由于跨接管在荷載作用下受到彎曲、扭轉及剪切等影響，在管道截面徑向不同角度的位置將產生不同的軸力，因此應考慮在管單元截面定義多個位置點，提取各點軸力結果，以避免因二維單元計算結果的籠統而導致結果過于保守。在有限元管單元截面定義8個參考點位置，各點提取軸力后分別計算應力幅值，見圖3。

圖3　管道單元截面與荷載輸出定義Fig.3　Pipe element section and stress items for output

在分別提取截面參考位置各節點在高溫/高壓與低溫/低壓工況的軸向應力值sL_HPHT與sL_LPLT后，及可得到熱循環的應力幅值Sc。

結合每個熱循環工況年發生頻率與跨接管在計算應力幅值下失效的循環次數，按照Miner累積損傷準則［6］(公式(5) )，即可得出累積熱循環疲勞損傷率。

式中: n為熱循環年出現次數; N為熱循環應力幅下跨接管失效所經歷的循環次數(對應S－N曲線［8］得到)。

對于熱循環疲勞壽命的校核根據跨接管安全等級要求［6］通常考慮6～10倍安全系數，與VIV疲勞損傷綜合進行考慮，最終得到跨接管疲勞壽命。

4　跨接管疲勞損傷評估算例

根據以上兩部分所述評估方法，結合我國南海深水環境條件，以一典型168.3 mm管徑，“M”型剛性跨接管為例對其疲勞損傷分析進行具體的介紹。跨接管壁厚選擇根據在位強度分析確定，并考慮各類敏感性因素影響［4］。VIV疲勞分析以敏感性分析中確定最大水平投影長度下的跨接管形狀建立模型;熱循環疲勞則考慮以最大/最小長度的形狀分別建模分析，綜合結果進行比較。

示例跨接管設計壓力為20 MPa，最高操作溫度為105℃，最大/小水平投影長度分別為31.275 m/ 28.75 m，跨接管平面與真北方向夾角為0°，鋼管壁厚為15.9 mm，用于疲勞分析的流速分布參見表2，熱循環工況的操作參數與發生頻率詳見表7。

由跨接管幾何形狀布置建立有限元模型，VIV疲勞損傷評估分析考慮操作工況下的功能荷載影響，首先對跨接管結構進行靜力分析，將分析中的受力結果作為預應力考慮到整體結構的模態分析中，建議模態階數不少于10階。

表1　跨接管本固特征結果與對應VIV振型Tab.1 Eigen value results of jumper and corresponding oscillations type

圖4跨接管1～6階模態振型

Fig.4Illustration of 1stto 6thmode shape for jumper

考慮通常在底流聯合分布的中元素較多，將導致大量的計算工況，這里介紹一種方法在跨接管渦激振動分析中對計算工況進行簡化。簡化過程包括流速工況簡化和判斷VIV是否發生的快速篩選2個方面。

表2　海域底流聯合分布(流速單位: cm/s)Tab.2　Distribution probability current data

1)流速工況簡化

簡化方法選取的前提應建立在簡化后累積疲勞損傷結果不低于各底流元素逐項計算得到疲勞損傷率累計值的原則上，以忽略流向為前提的方法可對工況大幅度縮減，表3為底流聯合分布忽略流向后簡化的工況，原表中32項元素簡化后僅剩4項，由于計算時流速均默認為跨接管平面法向，因此計算得到疲勞損傷結果將較為保守。

如考慮引起跨接管發生渦激振動的流速方向，則需要確定跨接管所在平面與流向的夾角，計算各方向流速在跨接管所構平面上的法向投影值，對于投影流速絕對值相等的流速工況可將它們的發生概率進行相加。表4為考慮流速方向簡化后的計算工況，流速工況變為13項，由于僅考慮引起渦激振動有效的流速分量，分析結果較前一種簡化方法更為準確。確切的講，此簡化方法即是對流速相同的元素進行合并，與逐項底流元素累計疲勞損傷結果相同。

綜上2種方法比較，忽略流向的簡化法更適用于前期設計中的方案性評估，如對是否需采用VIV抑制工具等做出初步的判斷;而考慮了底流方向后，結果更為合理，前提是具備跨接管詳細的布置方案，疲勞分析中輸入參數與計算工況的具體性對結果準確性有明顯的影響。

表3　忽略底流方向的渦振分析流速工況Tab.3　Current bins simplified ignoring bottom current direction

表4　考慮底流方向的渦振分析流速工況Tab.4　Current bins simplified compliant with bottomcurrent direction

2)渦激振動發生的判斷

通常在確定流速工況后，即可對跨接管各階模態發生的渦振疲勞損傷進行計算，以考慮流向簡化方法的流速工況(表4)為例，潛在發生共振的模態為前9階，疲勞損傷的計算工況多達117項。

此時可根據DNV－RP－F105［7］中衰減速率與響應幅值的關系得出VIV發生情況下對應衰減速率的范圍。其中發生順流激振對應衰減速率區間為1.0～4.5，與流激振為2.0～16。結合計算得到各工況的衰減速率值，可快速判斷哪些工況下VIV將不會發生，進而忽略，實現疲勞計算工況的進一步縮減。經系數修正后響應模型的衰減速率可通過下式得到

式中: gf為固有頻率安全因子; Uc為底流流速; fn為固有頻率; D為跨接管管道外徑。

表5　渦振疲勞分析工況修正后的衰減速率Tab.5　Modified reduce velocity for each current bins

表5展示了各工況下跨接管VIV是否發生的判斷結果，發生渦激振動的工況共17項，僅需對這些工況進行疲勞損傷的計算。通常情況下深水跨接管VIV發生在低階模態，如出現高階模態共振的情況，需要增加模態分析階數以避免控制工況被遺漏。

結合渦激振動發生的判別，2種流速簡化方法VIV疲勞壽命計算結果如表6所示，其中焊接節點應力集中系數為1.3，S－N曲線選擇為DNV F3［8］，結果已考慮20倍安全系數。從2組方法的計算疲勞壽命來看，工況定義與輸入參數的具體程度對結果的影響明顯。

表6　渦激振動疲勞疲勞壽命結果對比Tab.6 Result comparison of VIV fatigue life calculated by different case simplified methods

表7　熱循環疲勞分析輸入參數Tab.7　Input data for thermal cycle fatigue assessment

熱循環疲勞評估中應力幅通過跨接管靜態強度分析［4］得到，輸入荷載考慮循環過程的上限與下限值，即計算各節點位置在高溫高壓與低溫低壓2種工況下軸向應力，表7給出了2種不同原因引起熱循環的輸入參數。

如文中第4節所述，跨接管軸向應力的提取考慮管截面8個參考點位置各節點最大、最小應力結果，這種選取方法對熱循環應力幅較為準確進行捕捉。正常操作與緊急關斷工況下管單元管截面0°與180°方向位置節點的軸向應力值如圖5所示。

圖5　跨接管正常操作與緊急關斷工況軸向應力Fig.5　Jumper axial stress for operation and ESD case

表8　跨接管熱循環疲勞壽命結果Tab.8　Result for thermal cycle fatigue life of jumper

5　結語

通過對引起剛性跨接管疲勞的原因進行歸納與解釋，提供了渦激振動與熱循環2個主要疲勞損傷影響因素的量化評估方法，并結合算例介紹了具體的分析過程與簡化原則、方法，作為跨接管分析中一項重要內容，對指導設計具有實際的參考價值。設計者應結合工程實際選擇并定義合理的分析前提，使用具體詳實的輸入參數，使疲勞損傷的數值評估更加準確。

參考文獻:

［1］VERSAVEL T，BURKE E．Hybrid riser base jumper design methods，challenges and solutions［C］/ /Proc．of 2011 Offshore Technology Conference，Houston，2011:OTC 21837．

［2］SHANKS J，HAHN G，XIA J．Design optimisation of deepwater hybrid riser base jumpers［C］/ /Proc．of 2011 Offshore Technology Conference，Houston，2011:OTC 21691．

［3］何同，李婷婷，段夢蘭，等．深水剛性跨接管設計的主要影響因素分析［J］．中國海洋平臺，2012，27(4) :50－56．HE Tong，LI Ting-ting，DUAN Meng-lan，et al．Analysis of primary influence factors for deep-water rigid jumper design ［J］．China Offshore Platform，2012．27(4) :50－56．

［4］楊琥，李旭，何寧，等．M型跨接管設計中敏感性分析的參數化研究［J］．艦船科學技術，2014，36(3) :125－130．YANG Hu，LI Xu，HE Ning，et al．Parametric study for sensitivity analysis of“M”shape subsea jumper［J］．Ship Science and Technology，2014．36(3) :125－130．

［5］賴文龍，唐文勇，薛鴻祥．水下生產跨接管結構在地震作用下動力響應分析［J］．振動與沖擊，2013，32(4) : 48 －53．LAI Wen-long，TANG Wen-yong，XUE Hong-xiang．Dynamic responses of a jumper in a subsea production facility under earthquake［J］．Journal of Vibration and Shock，2013，32(4) :48－53．

［6］DNV－OS－F101 Submarine Pipeline Systems［S］．Det Norske Veritas，2012．

［7］DNV－RP－F105 Free Spanning Pipelines［S］．Det Norske Veritas，2006．

［8］DNV－RP－C203 Fatigue Design Of Offshore Steel Structures［S］．Det Norske Veritas，2010．

作者簡介:楊琥(1981－)，男，工程師，主要從事海底管道與立管設計。

基金項目:中國海洋石油總公司資助科技項目

收稿日期:2014－07－21;修回日期: 2014－08－29

文章編號:1672－7649(2015) 07－0058－06doi:10.3404/j.issn.1672－7649.2015.07.014

中圖分類號:U661．44

文獻標識碼:A