尹漢軍，黃懷州，劉 釗

海洋石油工程股份有限公司，天津 300452

TLP平臺張力腿干涉分析研究

尹漢軍，黃懷州，劉 釗

海洋石油工程股份有限公司，天津 300452

為驗證相鄰張力腿在安裝階段和在位階段是否發(fā)生碰撞干涉，需進行張力腿干涉分析。采用FLEXCOM和SHEAR7軟件，在考慮VIV效應和尾流效應的情況下，對某油田有4個立柱、每個立柱有2根張力腿的平臺進行了安裝階段和在位階段的干涉分析。結合張力腿海上安裝方案，選取張力腿T8和T1、T2和T3完成綁扎布置之后處于自由站立狀態(tài)作為典型工況進行分析，結果表明，此張力腿布置滿足施工和在位干涉分析要求。最后指出，在設計過程中，如果張力腿發(fā)生干涉現(xiàn)象，可通過調整臨時浮筒尺寸、綁扎布置或增加擾流裝置以降低VIV效應等手段來消除干涉。

張力腿；干涉分析；綁扎；渦激振動；尾流

隨著海上油氣的開發(fā)向深海發(fā)展，張力腿平臺（TLP）受到了人們的廣泛關注。在深海油氣田開發(fā)過程中，由于TLP具有運動性能好、抗惡劣環(huán)境作用能力強、造價低等優(yōu)勢，日益成為深海油氣田開發(fā)的主要結構形式。張力腿（Tendon）主要用于系泊張力腿平臺，實現(xiàn)平臺在設計環(huán)境條件下的生產(chǎn)功能需求。張力腿系泊系統(tǒng)需提供足夠的剛度保證平臺的升沉、橫搖和縱搖頻率遠離波浪能量集中頻率范圍（1/2～1/5 Hz），從而避免諧振響應[1]。

張力腿平臺每個立柱（或延伸腿）底部通常安裝2根或更多根張力腿，張力腿總數(shù)通常為6～16根。張力腿鋼管通常為常壓，除去頂部和底部連接器外，全長范圍可以采用一致或者變化的外徑和壁厚。每根張力腿由頂部連接段、底部連接段和主體分段（包含中間耦合連接器）組成。張力腿頂部節(jié)點將張力腿與船體懸掛系統(tǒng)（Porch）相連，同時配備張力腿張力的監(jiān)測系統(tǒng)。主體分段貫穿整個水深與底部節(jié)點相連，底部節(jié)點將張力腿與底部基礎連接。張力腿典型布置如圖1所示。

圖1 張力腿典型布置方案

由于受到外界環(huán)境條件、TLP平臺偏移以及渦激振動（VIV）效應的影響，張力腿會發(fā)生垂直于長度方向的偏移。為保證安裝階段和在位階段張力腿底部和頂部轉角在允許最大轉角范圍之內，以及相鄰張力腿之間不發(fā)生干涉，在設計階段需對其進行分析。張力腿干涉分析的主要目的為：

（1）校核相鄰張力腿之間是否發(fā)生干涉。

（2）校核張力腿底部和頂部轉角是否滿足要求。

（3）確定和核實臨時浮筒（TSB）尺寸。

（4）確定張力腿綁扎（Tie-back）布置方案。

（5）確定是否需要VIV抑制裝置及布置方案。

1 張力腿干涉分析理論

在進行張力腿干涉分析時，需要考慮張力腿的渦激振動（VIV）效應引起的拖曳力增大。同時，由于同一角上的兩根張力腿之間距離較近，也需考慮下游張力腿尾流效應（Wake Effect）的流速折減。因為位于來流方向上的兩根張力腿，其下游張力腿位于上游張力腿的尾流場中，由于尾流的遮蔽效應，下游張力腿受到海流的拖曳力總是小于上游張力腿所受的拖曳力，這使得兩根張力腿有相互靠近的趨勢，同時渦激振動（VIV）效應又進一步加大了這種趨勢[2]。

1.1 渦激振動效應

從流體的角度分析，任何非流線型物體，在一定的恒定流速下，都會在物體兩側交替地產(chǎn)生脫離結構物表面的漩渦[3]。對于海洋工程上普遍采用的圓柱形斷面結構物，這種交替發(fā)放的瀉渦又會在柱體上生成順流向（In-line）和橫流向（Cross-flow）周期性變化的脈動壓力[4]。如果此時柱體是彈性支撐的，或者柔性管體允許發(fā)生彈性變形，那么脈動流體力將引發(fā)柱體（管體）周期性振動，這種規(guī)律性的柱狀體振動反過來又會改變其尾流的瀉渦發(fā)放形態(tài)。這種流體-結構物相互作用問題稱為渦激振動（Vortex-Induced Vibration：VIV）[5]。

TLP平臺區(qū)域水深較深，其海流速度較淺水區(qū)要大得多，同時，隨著管體長度的增加，張力腿的固有頻率降低，較小量級的海流作用就可能引發(fā)張力腿渦激振動。張力腿渦激振動響應幅值和頻率一般取決于海流特征、結構密度、長細比、阻尼比、折減速度和雷諾數(shù)等因素。

研究表明，渦激振動會增大張力腿的拖曳力系數(shù)，從而增大張力腿的拖曳力，使其變形增大。因此在進行干涉分析之前，首先應針對張力腿進行VIV分析，確定拖曳力放大系數(shù)。根據(jù)文獻OTC 4490，VIV引起的拖曳力放大系數(shù)可采用下式進行計算[6]：

式中：Cd為拖曳力系數(shù)，無量綱；CD0為靜止的圓柱體拖曳力系數(shù)，無量綱；YRMS為由于VIV振動引起的張力腿某一位置處的均方根位移，m；D為圓柱體外徑，m。

1.2 尾流效應

兩個相鄰張力腿，當上游張力腿受到來流作用時，由于上游張力腿的屏蔽作用，下游流場會發(fā)生變化，使得下游流場在一定范圍內，流速要小于來流流速，這種現(xiàn)象稱之為尾流效應（遮蔽效應）。由于尾流效應的存在使得上游張力腿變形大于下游張力腿變形，當兩根張力腿距離較近時，存在張力腿之間發(fā)生干涉的風險[7]。

模擬尾流的方式一般有三種：一是計算流體動力學模型，二是參數(shù)化的尾流場模型（HUSE模型），三是參數(shù)化的平均拖曳力模型（BLEVIN模型）。計算流體動力學模型能夠實現(xiàn)上下游立管在來流中的模擬，但是由于流固耦合計算量巨大，在目前的工程應用中很難實現(xiàn)。HUSE模型由于計算流程簡單，尤其對于兩根圓形結構物組成的系統(tǒng)，而且具有不用通過模型試驗來獲得作用力系數(shù)和可直接應用于有限元靜態(tài)分析工具的優(yōu)點，在工程上得到了大量的應用。

參數(shù)化尾流場模型是一個基于半經(jīng)驗的靜態(tài)尾流公式，該公式用于分析在穩(wěn)流場中結構物之間的干擾。該模型由HUSE在上世紀八、九十年代基于Schichting提出的湍流尾流分析公式提出的[8-10]。HUSE尾流場模型如圖2所示。

圖2 HUSE尾流場模型

其中尾流虧損速度為

尾流場中的真實流速為

式中：u為分析點的尾流虧損速度，m/s；U0為尾流中心虧損速度，m/s；y為尾流場中垂直于來流方向上分析點與上游圓柱體軸心的垂直距離，m；b為尾流半帶寬，m；k1，k2為常數(shù)，無量綱，對于光滑立管k1=0.25，k2=1.0；V為來流速度，m/s；xs為考慮了上游圓柱體的影響，用于尾流虧損速度計算的在來流方向上與上游圓柱體軸心的分析距離，m；x為尾流場中在來流方向上與上游圓柱體軸心的實際距離，m；Vwake為尾流場中的真實流速，m/s。

2 基于FL EXCOM的張力腿干涉分析

本文選取某油田張力腿平臺進行研究，此張力腿平臺共有4個立柱，每個立柱有2根張力腿，2根張力腿頂部軸線之間橫向和縱向間距均為6.33 m，張力腿直徑為1.016 m（40 in）。該油田范圍平均水深為400 m，一年一遇臺風條件下表層流速為1.57 m/s，十年一遇臺風條件下表層流速為1.85 m/s，百年一遇臺風條件下表層流速為2.49 m/s，千年一遇臺風條件下表層流速為2.80 m/s。

張力腿的干涉分析包括施工工況的干涉分析和在位工況的干涉分析。施工干涉分析的工況需要考慮具體的海上作業(yè)流程，并結合張力腿綁扎布置的情況和施工作業(yè)持續(xù)期等。在位干涉分析的工況必要的話還要考慮平臺的偏移等。

在分析中將TLP的張力腿簡化為一豎直的梁結構[11]，對于渦激振動效應引起的拖曳力系數(shù)放大，采用SHEAR7軟件進行分析，然后導入到FLEXCOM中分析張力腿的實際變形情況。對于尾流效應，采用FLEXCOM的WAKE INTERFERENCE模塊自動分析下游張力腿的尾流情況。

2.1 施工干涉分析

對于施工狀態(tài)下張力腿的干涉分析，不僅要考慮張力腿安裝完成之后的自由站立狀態(tài)，同時也要考慮張力腿安裝過程中的各種可能狀態(tài)。一般情況下由于結構布置的因素，TLP每個角的張力腿距離不會太遠，因此，張力腿安裝完成后，平臺回接前一般需要進行綁扎布置。

對于布置8根張力腿的TLP平臺，每個角各布置2根張力腿，按照順時針方向對8根張力腿進行從T1到T8的編號。張力腿綁扎布置是通過鋼絲繩等索具將每個角的張力腿分別與另外一個角上的張力腿連接起來，使張力腿頂部偏移一定的距離，增大同一個角上相鄰張力腿之間的間隙值。張力腿綁扎布置見圖3。

圖3 張力腿綁扎布置示意

在張力腿施工狀態(tài)下，張力腿頂部均安裝有臨時浮筒，臨時浮筒直徑8.1 m、高度9 m，用于提供張力腿施工狀態(tài)下的張力，保證臨時浮筒以下張力腿中不會出現(xiàn)壓力。

對于張力腿海上安裝分析所采用的環(huán)境條件，APIRP 2T中規(guī)定見表1[12]。

表1 TL P海上安裝環(huán)境條件要求

參考以往TLP平臺張力腿安裝情況，對于8根張力腿的海上安裝周期不會超過一個月，保守考慮，采用十年一遇的臺風條件，即表層流速1.85 m/s的環(huán)境條件，進行張力腿的干涉分析。同時，結合張力腿海上安裝方案，選取張力腿T8和T1、T2和T3完成綁扎布置之后處于自由站立狀態(tài)作為典型工況，進行分析。FLEXCOM分析模型見圖4。

圖4 FL EXCOM分析模型

對于流向，在分析中需對其進行搜索，充分考慮各向來流對張力腿的影響，本文以22.5°為一個計算步長，對來流向從0°到90°進行分析。干涉分析結果見表2。

表2 施工干涉分析結果

由以上分析結果可以看到，0°來流方向時張力腿底部轉角最大，為10.23°；45°來流方向時張力腿之間的凈間隙值最小，為7.72 m。根據(jù)相關廠家了解，張力腿底部可允許最大轉角為12°，因此目前的張力腿布置滿足干涉分析要求。

2.2 在位干涉分析

在位干涉分析中張力腿頂部不考慮平臺偏移影響，張力腿中張力考慮為預張力。平臺偏移會帶來張力腿中張力的增加，張力越大，其渦激振動效應及其相應的拖曳力系數(shù)就會降低，相應的張力腿的偏移值就會減小，相鄰張力腿之間干涉風險就會降低。因此，不考慮張力腿頂部偏移，只考慮預張力的做法是一種保守做法。一旦保守的分析結果顯示相鄰張力腿之間發(fā)生碰撞時，則需考慮平臺偏移對張力腿干涉的影響。

在位狀態(tài)下需考慮的環(huán)境條件分別為一年、百年、千年一遇的臺風工況。環(huán)境條件方向分別考慮平行于每個角上兩根張力腿連線方向的平行來流方向（In-line方向）和垂直于每個角上兩根張力腿連線方向的垂直來流方向（Transverse方向），見圖5。

圖5 在位狀態(tài)下環(huán)境條件方向示意

尾流影響僅在In-line方向下考慮，在Transverse方向下沒有尾流效應的影響。對于Transverse方向，沿張力腿長度方向的橫流向的渦激振動幅值用于檢查相鄰張力腿之間的最小凈間隙值。

In-line方向下的相鄰張力腿干涉分析中，千年一遇臺風工況的凈間隙值最小，為6.54 m，具體結果見圖6。

圖6 In-line方向下相鄰張力腿凈間隙值

在Transverse方向，張力腿直立狀態(tài)下，相鄰張力腿之間的凈間隙值為7.93 m（8.95-1.016=7.93（m）），經(jīng)SHEAR7分析，一年一遇臺風工況的張力腿渦激振動幅值最大，為1.08 m，因此，此種工況下相鄰張力腿之間的凈間隙值最小，為5.77 m（7.93-1.08×2=5.77（m））。三種工況的橫流向渦激振動幅值結果見圖7、表3。

圖7 三種工況橫流向渦激振動幅值

表3 三種工況橫流向渦激振動幅值

由以上結果可以看到，所采用的張力腿布置方案，在位狀態(tài)下相鄰張力腿之間不會發(fā)生干涉。

3 結束語

TLP平臺所處海域一般水深較深，海流較大，且由于平臺本身結構布置的限制，每個立柱下的張力腿距離也比較近。渦激振動效應引起的拖曳力系數(shù)增大引起張力腿在海流作用下的變形增大，同時尾流效應的存在降低了下游張力腿處的流速，從而導致下游張力腿變形減小，降低了相鄰張力腿之間的間隙值，增大了發(fā)生干涉的風險。因此，對于TLP平臺的張力腿干涉分析需仔細考慮施工和在位狀態(tài)下的各種工況以及可能遭遇的各種環(huán)境條件。在設計過程中如果干涉現(xiàn)象發(fā)生，可通過調整臨時浮筒尺寸、綁扎布置或增加擾流裝置以降低VIV效應等手段來消除干涉。

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Analytical research on TLP tendon clashing

YIN Hanjun，HUANG Huaizhou，LIU Zhao
China Offshore OilEngineering Company，Tianjin 300452，China

Tendon clashing analysis is to verify whether there is clashing between adjacent tendons of a TLP during pre-service phase and in-place phase，which is one of important contents for tendon design.In this paper，pre-service and in-place phase clashing analyses are performed by using FLEXCOM and SHEAR7 for the TLP with four columns and two tendons of each column，in which VIVeffect and wake effect are both considered.Especially，the typical case of tendon free standing with tendon T8 and tendon T1 tie-back and tendon T2 and tendon T3 tie-back is focused.The research results show that the tendons arrangement satisfies the requirements of construction and in-place phase clashing analysis.It is further indicated that the tendon clashing problem can be solved by adjusting temporary buoy dimension and tie-back arrangement，or adding anti-turbulence device.

tendon；clashing analysis；tie-back；vortex induced vibration （VIV）；wake

10.3969/j.issn.1001-2206.2017.06.005

工信部課題“500 m水深油田生產(chǎn)裝備TLP自主研發(fā)”。

尹漢軍（1973-），男，遼寧撫順人，高級工程師，1997年畢業(yè)于大連理工大學港口工程專業(yè)，現(xiàn)主要從事海洋工程結構物研究工作。Email：yinhanjun@cooec.com.cn

2017-09-11