基于水平濕拖的TLP平臺張力腿現場扶正數值模擬

苗春生，孫 錕，葉永彪，石錦坤，陳曉東

(深圳海油工程水下技術有限公司，廣東 深圳 518067)

基于水平濕拖的TLP平臺張力腿現場扶正數值模擬

苗春生，孫 錕，葉永彪，石錦坤，陳曉東

(深圳海油工程水下技術有限公司，廣東 深圳 518067)

TLP平臺張力腿安裝方法有豎直安裝和水平安裝。以一TLP平臺張力腿為例，基于張力腿水平濕拖安裝方法，采用OrcaFlex軟件建立扶正分析模型，數值模擬了張力腿現場扶正過程，研究分析了張力腿在不同海洋環境和吊機纜繩釋放速度等參數下的動力響應，并在此基礎上進行了集束扶正分析，根據安裝接受標準確定了合適的扶正作業天氣窗口。模擬分析結果表明：在扶正過程中，浪向/流向、波高、流速對張力腿應力影響顯著；吊機纜繩張力對浪向/流向、流速敏感；吊機纜繩釋放速度對張力腿應力和吊機纜繩張力影響微弱。

張力腿安裝；水平安裝方法；扶正分析；OrcaFlex模擬；張力腿平臺

張力腿平臺(tension leg platform, 簡稱TLP)因其張力腿式系泊系統，具有較好的升沉運動性能，在海洋油氣開發中獲得了廣泛應用。早期張力腿分段儲存在TLP如Hutton、Snorre的某些艙室內，和平臺一起運輸到安裝地點；Jolliet 和Heidrun平臺張力腿則采用陸地焊接，經過表面濕拖、現場扶正完成安裝；除了Jolliet和Heidrun平臺，大部分TLP的張力腿使用重型起重船豎直逐節連接下放[1-3]。由于重型起重船租金成本高、數量有限，這種安裝方式易給TLP項目帶來成本和工期的挑戰。另外，張力腿分段長度受到吊機吊高的限制，而隨著作業水深的增加，需要連接的張力腿分段數量增加，進一步增大作業風險和作業成本。

為了降低作業風險和成本，相關學者研究了張力腿水平安裝方法。Ishikawa等[4]利用數值仿真和模型實驗的方法對張力腿的水平濕拖和現場扶正進行研究。Galgoul[5]基于Auger平臺張力腿的參數，進行張力腿集束濕拖和單根現場扶正方案研究，探討了這種水平濕拖扶正安裝方法的可行性。Li等[6]提出了一種水平安裝張力腿的方法。這種方法采用水平方式在駁船上進行逐節組裝，通過駁船尾部托管架逐節拖曳入水，直至完成整個張力腿的組裝和入水，然后拖曳到作業地點進行扶正操作，最后完成底部與樁基連接和上部臨時浮筒安裝工作。

對于張力腿水平濕拖安裝方法，必須要考慮張力腿整體濕拖的可行性，其中濕拖疲勞損傷評估和扶正可行性評估是這種安裝方法兩個重要的關鍵力學問題。對于濕拖疲勞損傷評估，可通過OrcaFlex軟件模擬，計算給定海況和拖航速度下，張力腿濕拖的動力響應，然后利用雨流計數法和S-N曲線計算得到張力腿的疲勞破壞，其中浮筒的分布、波高、浪向、拖航速度等因素均會影響張力腿的累積疲勞破壞程度[7]。對于張力腿扶正可行性評估，扶正是一個細長體結構的大變位過程，其受力特性區別于正常服役時，一旦在扶正過程中發生破壞，后果嚴重。為此以某油田張力腿平臺為例，開展水平濕拖后張力腿現場扶正的研究工作，通過數值方法模擬張力腿扶正過程，研究分析其在不同海洋環境和吊機纜繩釋放速度等參數下的動力響應，并給出合適的扶正作業天氣窗口，為張力腿的水平安裝分析提供參考。

1 扶正分析模型

1.1扶正過程

區別于豎直逐節連接和托管架下放的安裝方法，水平濕拖安裝方法首先在陸地進行單根張力腿的預制和焊接，將單節鋼管連接成整根張力腿，再使用兩艘拖輪連接單根張力腿的首尾兩端，水平拖航至目標油田后，然后進行張力腿的扶正，并安裝至海底樁基中。對于張力腿扶正安裝，其過程描述如下(如圖1所示)：

1)主輔安裝船和主尾拖船完成張力腿的交接，完成扶正相關準備工作；

2)主輔安裝船吊機分別連接張力腿頂端和底端，同步釋放絞車繩索和移動輔安裝船；

3)當張力腿完全扶正，最終處于直立狀態，由ROV解脫張力腿下端連接索具；

4)解脫張力腿剩余拖航浮筒，并在張力腿頂端安裝臨時支撐浮筒(tendon support buoy, 簡稱TSB)；

5)主安裝船移動到海底基礎上方，完成張力腿與海底基礎的連接。

圖1 張力腿現場扶正示意Fig. 1 Tendon upending illustration

1.2張力腿結構

TLP系泊系統張力腿個數一般為4×4、4×3、4×2、3×2[1]，主要取決于平臺上部結構形式、排水量和作業水深等，以4×3、4×2形式居多。單根張力腿一般由頂部連接構件(tendon top section, 簡稱TTS)、主體(main body, 簡稱MB)及連接件(tendon connector)和底部連接構件(tendon bottom section, 簡稱TBS)組成。張力腿頂端通過頂部構件連接至平臺主體，下端通過底部構件與樁基連接。最早Hutton平臺張力腿主體構件使用薄壁鑄造管道，兩端帶有螺紋，現在主要使用莫林機械連接器實現連接[2]。主體構件管道管徑和壁厚的確定盡可能使浮力接近中性以便于安裝。對于淺水平臺，可使用均一壁厚的鋼管；對于深水平臺，考慮使用變壁厚或者變外徑的鋼管或者高強復合材料[8-9]。某油田TLP平臺每根張力腿均為常壓鋼質圓管，其外徑為40英寸，頂部構件和底部構件的壁厚為1.6英寸，而主體鋼管結構的壁厚為1.5英寸，單根張力腿長度約為371.495 m。計算模型的每一段構件的長度、彎曲剛度、軸向剛度和扭轉剛度等信息如表1所示。

表1 張力腿計算模型參數Tab. 1 TLP tendon numerical model parameters

1.3扶正模型

張力腿扶正靜力和動力分析所采用的軟件為OrcaFlex 9.8d[10]。扶正模型包括：主安裝船(main installation vessel, 簡稱MIV)、輔安裝船(secondary installation vessel, 簡稱SIV)、單根張力腿、浮筒、MIV吊機纜繩、SIV吊機纜繩釋放絞車等，如圖2所示。

圖2 張力腿扶正分析模型Fig. 2 Tendon upending analysis model

單根張力腿具有負浮力，為了維持濕拖過程中張力腿在水中的位置和較低的應力，設置5個浮筒：首尾兩個，中間三個。在現場扶正操作之前，拆除首尾兩個浮筒，因此扶正模型中間浮筒參數說明如表2所示。

表2 中間浮筒參數Tab. 2 Middle buoy parameters

2 扶正分析方法

2.1系統控制方程

整個系統的控制方程：

式中：M(p,a)為整個系統所受到的慣性力；C(p,v)為整個系統所受到的阻尼力；K(p)為整個系統所受到的回復力；F(p,v,t)為整個系統受到的外部載荷；p，v，a分別為位移、速度、加速度矢量；t為時間。

整個系統的研究對象為包括張力腿在內的細長體結構，采用集中質量法將細長體結構劃分為多段，每段有兩個質量點，每一分段的質量、重量、浮力等性質的一半分別施加到兩端的質量點上，質量點之間采用自由伸縮且可以扭轉的彈簧相連模擬軸向剛度和扭轉剛度，分段和質量點之間采用轉動彈簧模擬彎曲剛度[11]。海洋環境作用在細長體結構和浮筒的載荷可劃分為慣性力項和拖曳力項，采用莫里森公式計算，Cd和Cm取值參考DNV RP H103(2014)附錄A和附錄B規定選取。輔安裝船吊機纜繩采用張力絞車和線結構的組合定義。主輔安裝船以運動邊界形式作為輸入數據，需輸入指定浮態下的RAO運動數據。海洋環境僅考慮波浪和海流的作用，波浪和海流的方向設置相同。波浪采用規則波和不規則波兩種方式進行定義，具體見小節2.4。

靜力分析可分為兩個步驟：1)給定主輔安裝船的初始位置，并為細長體結構選擇合適的空間形態計算方法(如懸鏈線方法)，從而計算獲得系統初始空間形態；2)在考慮所有外力載荷作用之后進行全靜力分析，由初始空間形態不斷迭代更新位置，進而消除在自由物體(如質量點、浮筒等)上的不平衡力，確定系統的最終靜態平衡空間形態。

動力分析以靜力分析計算結果作為初始輸入，推薦采用隱式積分方法，選取合適的時間步長，在每個時間步長不斷迭代計算系統的空間形態，充分考慮了幾何非線性因素，包括波浪載荷和接觸載荷等的空間變化，從而獲得整個系統的響應時間歷程。

2.2分析步驟描述

扶正開始時張力腿處于水平狀態海平面以下15 m附近，主安裝船的位置和吊機纜繩長度保持不變；然后輔安裝船勻速不斷釋放吊機纜繩，并以一定的速度向主安裝船靠近。為了考慮吊機纜繩的下放長度變化，對于任一環境工況，時域計算分為6個步驟進行，如表3所示。

表3 分析步驟描述Tab. 3 Analysis step description

2.3主輔安裝船舶

主輔安裝船的主尺度參數如表4所示。

表4 安裝船舶主尺度Tab. 4 Main parameters for installation vessels

在執行動力分析時，船舶運動邊界條件僅考慮各自的一階波浪運動響應，規則波所輸入的船舶6個自由度運動響應可表示為

其中，x為船舶運動響應，R、φ為RAO幅值和相位，a、ω分別為波幅和頻率，t為時間。

不規則波下船舶的6個自由度運動響應可以通過多個不同的規則波下船舶運動的疊加確定。

2.4海洋環境

該油田作業水深為405～408 m，分析中波浪參數：平均跨零周期(Tz)5～8 s、有效波高(Hs)1.5～2.5 m。

由于扶正操作中張力腿易受到海流和內波的影響(這里以孤立流的形式考慮內波)，故分析時使用一年一遇海流和一年一遇孤立流，見圖3。以主安裝船為參考，定義浪向如圖4所示。

圖3 流速剖面Fig. 3 Current profile

圖4 波浪方向Fig. 4 Wave direction

2.5安裝接受標準

1)張力標準

在扶正過程中，要求主輔安裝船的吊機纜繩最大張力不超過船舶作業能力。

2)應力標準

在扶正過程中，要求張力腿的最大應力不超過 0.6 倍的應力屈服極限[12-13]。

3 分析結果

3.1海況敏感性分析

圖5至圖7為單根張力腿扶正不規則波和規則波下對比結果。不規則波計算結果較為光順，規則波計算結果偏于保守。根據規則波計算結果，適合現場扶正的作業窗口為有效波高在2.0 m以下、0°-30°和150°-180°浪向、一年一遇流。張力腿應力對波高和環境方向的變化敏感，而主輔安裝船吊機纜繩最大張力對環境方向的變化敏感。橫浪時這三項結果均比順浪時要大。由圖8可知，扶正剛開始時，張力腿處于水平狀態，此時張力腿最危險，易出現應力極值。由圖9可知：在橫浪作業情形下，扶正剛開始時，輔安裝船吊機纜繩系統可能會發生共振，導致張力極值出現；在扶正即將結束時，主安裝船吊機纜繩系統可能發生共振，導致張力極值出現。

圖10說明了扶正時海流對于張力腿應力的影響。降低海流流速，可以改善張力腿最大應力；一年一遇孤立流作業工況較一年一遇流作業工況，更為危險?？紤]孤立流的影響，適合現場扶正的作業窗口為有效波高在2.0 m以下、0°-15°和165°-180°浪向。

圖5 張力腿最大應力Fig. 5 Tendon maximum mises stress

圖6 主安裝船吊機纜繩最大張力Fig. 6 Maximum crane tension of MIV

圖7 輔安裝船吊機纜繩最大張力Fig. 7 Maximum crane tension of SIV

圖8 張力腿不同分析步驟的最大張力Fig. 8 Tendon maximum mises stress for each step

圖9 主輔安裝船不同分析步驟的吊機纜繩最大張力Fig. 9 Maximum crane tension of MIV/SIV for each step

圖10 不同海流工況下張力腿最大應力Fig. 10 Tendon maximum mises stress under different current conditions

圖11 不同吊機纜繩釋放速度下張力腿最大應力Fig. 11 Tendon maximum mises stress under different payout rates of crane wire

3.2吊機纜繩釋放速度敏感性分析

基于一年一遇流，進行吊機纜繩釋放速度敏感性分析，結果如圖11～13所示。張力腿最大應力、主輔安裝船吊機纜繩最大張力對吊機纜繩釋放速度的變化不敏感。當釋放速度增大時，張力腿最大應力略有增大，輔安裝船吊機纜繩最大張力略有減少，主安裝船吊機纜繩最大張力幾乎不變。

圖12 不同吊機纜繩釋放速度下主安裝船吊機纜繩最大張力Fig. 12 Maximum crane tension of MIV under different payout rates of crane wire

圖13 不同吊機纜繩釋放速度下輔安裝船吊機纜繩最大張力Fig. 13 Maximum crane tension of SIV under different payout rates of crane wire

3.3集束扶正分析

由于張力腿是單根拖航安裝，當張力腿數量較多時，工期會比較長，滿足操作要求的海洋環境條件作業窗口難以控制。為此提出“集束水平濕拖+現場扶正”的安裝方式[5,14]。這里將兩根張力腿連接為一組，以實現一側立柱位置所有張力腿一次性扶正安裝。每組張力腿之間用兩個橫撐固定，保證張力腿截面中心距離與立柱上張力腿接口中心距離及海底張力腿基礎中心距離相等。在張力腿底部附近設置一個橫撐，在張力腿頂部附近設置另外一個。

圖14和圖15，為一年一遇流下集束扶正分析結果。根據不規則波計算結果，適合現場扶正的作業窗口為2.5 mHs以下、0°-30°和150°-180°浪向。考慮所有環境方向工況，頂部支撐所承受的最大拉力和壓力分別為53.2 t和-22.8 t，底部支撐所承受的最大拉力和壓力分別為3.9 t和-22.2 t。

圖14 集束扶正時張力腿最大應力Fig. 14 Tendon maximum mises stress during the assembly upending

圖15 集束扶正時支撐最大和最小拉力Fig. 15 Maximum and minimum tensions of the supports during the assembly upending

4 結 語

1)數值模擬了TLP平臺張力腿水平濕拖之后的現場扶正過程。對于單根張力腿來說，依據張力和應力接受標準，確定現場扶正作業的限制海況：2.0 m有效波高、0°-15°和165°-180°浪向；對于集束扶正方式，也可納入前期安裝方案中考慮，其中支撐需要特別設計。

2)在扶正時，浪向/流向、波高、流速對張力腿應力影響顯著。張力腿最大應力隨著波高、流速的增大而增大。在45°-135°浪向/流向時，張力腿最大應力急劇增大。浪向/流向、流速對主輔安裝船吊機纜繩最大張力影響比較顯著。扶正開始時張力腿易出現應力極值，關于這一點，在現場施工中應特別注意。

3)在扶正時，張力腿最大應力、主輔安裝船吊機纜繩最大張力對吊機纜繩釋放速度的變化不敏感，但不建議釋放速度過慢。

4)在扶正計算中，船舶位置控制是十分重要的，建議在實際施工方案執行之前，進行合理深入的數值模擬，以確定合理的船舶位置和吊機纜繩釋放長度。

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Numerical simulation of TLP tendon upending operation based on horizontal wet-tow installation method

MIAO Chunsheng, SUN Kun, YE Yongbiao, SHI Jinkun, CHEN Xiaodong

(COOEC Subsea Technology Co., Ltd., Shenzhen 518067, China)

There are two installation methods for TLP tendon: vertical installation method and horizontal installation method. Taking a TLP tendon as an example, an upending analysis model is built using OrcaFlex based on horizontal wet tow installation method, and then the upending process is simulated. The dynamic response of the tendon is analyzed with different parameters such as environmental condition, crane wire payout rate and so on, and the upending analysis for the tendon assembly is also performed. The feasible weather window for the upending operation is decided according to the installation acceptance criteria. The results of simulation analysis show that: during the upending operation, wave and current direction, wave height, and current speed have big effect on tendon stress; the tension of crane wire is sensitive to wave and current direction and current speed; the payout rate of crane wire has little effect on tendon stress and the tension of crane wire.

tendon installation; horizontal installation method; upending analysis; OrcaFlex simulation; tension leg platform

1005-9865(2017)06-0037-08

P751; TE54

A

10.16483/j.issn.1005-9865.2017.06.005

2016-12-04

苗春生(1972-)，男，高級工程師，從事海洋工程安裝與技術管理工作。E-mail：miaocs@mail.cooec.com.cn

孫 錕(1990-)，男，助理工程師，從事船舶與海洋工程方面研究工作。E-mail：sunkun@mail.cooec.com.cn