， ， ,2

(1.上海交通大學(xué) a.海洋工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, b.船舶海洋與建筑工程學(xué)院，c.高新船舶與深海開(kāi)發(fā)裝備協(xié)同創(chuàng)新中心， 上海 200240;2.上海交通大學(xué) 水下工程科學(xué)研究院有限公司， 上海 200231)

0 引 言

圖1 J型鋪管法示意圖

隨著陸地油氣資源的日益減少，油氣資源的開(kāi)采向海洋進(jìn)軍已成為必然趨勢(shì)。海上油氣的運(yùn)輸越來(lái)越顯現(xiàn)出極大的重要性，海底管線(xiàn)運(yùn)輸作為海上油氣運(yùn)輸較經(jīng)濟(jì)的方式，在海洋油氣資源開(kāi)采中的作用日益突顯[1-2]。

目前，用于海底管線(xiàn)鋪設(shè)的方式主要有S型、J型和卷筒式鋪管法。卷筒式鋪管法主要適用于小直徑管線(xiàn)的鋪設(shè)。S型和J型鋪管法因鋪設(shè)過(guò)程中管線(xiàn)的形狀而得名：S型鋪管法中管線(xiàn)沿著托管架離開(kāi)鋪管船，管線(xiàn)在托管架支撐作用下自然地彎成S型曲線(xiàn)，主要適用于淺水和中等水域；J型鋪管法中管線(xiàn)以近乎垂直的角度從船上的鋪設(shè)塔進(jìn)入海里，其整體的形狀呈J型，如圖1所示。隨著水深的增加，J型鋪管法的應(yīng)用優(yōu)勢(shì)凸顯，被認(rèn)為是最適合深水和超深水海底管道的鋪設(shè)方式。

國(guó)內(nèi)外很多學(xué)者對(duì)J型鋪管法管線(xiàn)力學(xué)特性進(jìn)行了相關(guān)研究。LENCI等[3]基于懸鏈線(xiàn)方程建立不同的分析模型，研究J型鋪管法管線(xiàn)力學(xué)問(wèn)題。王立忠等[4]在LENCI的基礎(chǔ)上將管線(xiàn)視為柔性管，分析了不同參數(shù)對(duì)管線(xiàn)靜力學(xué)性能的影響。SZCZOTKA[5]提出運(yùn)用剛性有限元模型分析J型鋪管過(guò)程中的管線(xiàn)力學(xué)問(wèn)題，研究觸底點(diǎn)到船舶不同的水平距離和管線(xiàn)頂部運(yùn)動(dòng)對(duì)豎直和水平張力的影響?？登f等[6]將懸鏈線(xiàn)理論與大撓度梁理論有機(jī)結(jié)合起來(lái)，利用奇異攝動(dòng)法進(jìn)行管線(xiàn)的靜態(tài)分析。陳景浩等[7]運(yùn)用有限元方法對(duì)管線(xiàn)靜態(tài)力學(xué)性能進(jìn)行計(jì)算，討論不同鋪設(shè)參數(shù)對(duì)其的影響。SENTHIL等[8]利用OrcaFlex軟件建立船管模型，對(duì)管線(xiàn)進(jìn)行動(dòng)態(tài)分析。焦曉楠等[9]利用ABAQUS軟件研究J型鋪設(shè)升沉運(yùn)動(dòng)下不同參數(shù)對(duì)管道頂部和觸底點(diǎn)應(yīng)力的影響。目前，J型鋪管法管線(xiàn)力學(xué)特性的研究大多只考慮管線(xiàn)自身的靜動(dòng)力分析，考慮船的運(yùn)動(dòng)和海洋環(huán)境載荷對(duì)管線(xiàn)力學(xué)特性影響的研究還相對(duì)較少。在實(shí)際鋪管過(guò)程中，管線(xiàn)將不可避免地受到波浪、海流等環(huán)境載荷的影響。而波浪、海流對(duì)管線(xiàn)的作用力會(huì)影響管線(xiàn)的形態(tài)和內(nèi)力分布。同時(shí)，鋪管船會(huì)受到風(fēng)、浪、流等載荷作用而產(chǎn)生反復(fù)運(yùn)動(dòng)，也會(huì)對(duì)管線(xiàn)形態(tài)和內(nèi)力分布產(chǎn)生較大影響。

本文充分考慮波浪、海流及鋪管船運(yùn)動(dòng)的共同作用，采用ANSYS AQWA軟件分析某J型起重鋪管船在波浪中的運(yùn)動(dòng)，建立更加真實(shí)全面的有限元模型，研究深水J型鋪管過(guò)程中管線(xiàn)的力學(xué)特性，為實(shí)際的海底管線(xiàn)鋪設(shè)提供理論指導(dǎo)。

1 理論基礎(chǔ)

1.1 鋪管船運(yùn)動(dòng)理論

在J型鋪管過(guò)程中，由于風(fēng)、浪、流環(huán)境載荷的共同作用，鋪管船會(huì)產(chǎn)生多自由度的低頻反復(fù)性運(yùn)動(dòng)和偏移，進(jìn)而對(duì)管線(xiàn)造成較大影響。假設(shè)船體是一個(gè)線(xiàn)性變化系統(tǒng)，即在單一頻率規(guī)則波的作用下，一階波浪力幅值與入射波幅值成正比。因此，一階波浪力常以頻率響應(yīng)函數(shù)的形式給出，頻率響應(yīng)函數(shù)表示單位波浪作用下系統(tǒng)的響應(yīng)，既包含幅值響應(yīng)算子(Response Amplitude Operator, RAO)，也包含相位響應(yīng)算子。鋪管船的運(yùn)動(dòng)通常由6個(gè)自由度的RAOs確定，分別為沿著坐標(biāo)軸方向運(yùn)動(dòng)的縱蕩、橫蕩和垂蕩，繞著坐標(biāo)軸轉(zhuǎn)動(dòng)的縱搖、橫搖和艏搖。

1.2 管道結(jié)構(gòu)計(jì)算理論

采用集中質(zhì)量法建立管線(xiàn)的有限元模型，將管線(xiàn)離散成無(wú)數(shù)的有限單元，每個(gè)單元由2個(gè)節(jié)點(diǎn)和1段無(wú)質(zhì)量的彈簧單元組成，如圖2所示。管道的彎曲、軸向和扭轉(zhuǎn)特性由彈簧單元及相應(yīng)的阻尼器模擬，而其他的特性(管線(xiàn)的質(zhì)量、受到的力和力矩等)都作用于節(jié)點(diǎn)上。

圖2 管線(xiàn)有限元模型示意圖

1.3 水動(dòng)力載荷

水中鋪設(shè)的管道屬于細(xì)長(zhǎng)柱體構(gòu)件，由于流體存在黏性，流場(chǎng)情況較為復(fù)雜，很難得到實(shí)用的水動(dòng)力載荷理論結(jié)果。目前普遍采取的方法是忽略管道對(duì)水質(zhì)點(diǎn)速度和加速度的影響，采用修正的Morison方程計(jì)算水動(dòng)力載荷：

(1)

圖3 OrcaFlex有限元模型

式中：uw為波浪的速度矢量；uc為海流的速度矢量；Cd為拖曳力系數(shù)；CM為慣性力系數(shù)；ρ為海水密度。

2 對(duì)比驗(yàn)證

圖4 管線(xiàn)動(dòng)力分析張力情況對(duì)比

圖5 管線(xiàn)動(dòng)力分析彎矩情況對(duì)比

圖6 管線(xiàn)動(dòng)力分析應(yīng)力情況對(duì)比

本文采用有限元軟件OrcaFlex建立J型鋪管的三維有限元模型，如圖3所示。為了驗(yàn)證計(jì)算結(jié)果的可靠性，參數(shù)參照文獻(xiàn)[8]進(jìn)行設(shè)置，并將計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[8]進(jìn)行比較，如圖4～圖6所示，可以看出：本文的結(jié)果與文獻(xiàn)的結(jié)果吻合良好。

3 實(shí)例分析

本文結(jié)合某J型鋪管船的設(shè)計(jì)進(jìn)行研究，鋪管船的主尺度見(jiàn)表1。船的水動(dòng)力分析采用基于三維勢(shì)流理論的ANSYS AQWA軟件，水動(dòng)力模型如圖7所示。計(jì)算得到各種海況下船體的RAOs。在OrcaFlex軟件中建立該船型管線(xiàn)的有限元模型，水深為1 500 m，鋪設(shè)角為85°。管線(xiàn)及海水參數(shù)見(jiàn)表2所示。波浪選用JONSWAP譜，詳細(xì)參數(shù)見(jiàn)表3。海流為表面流速1 m/s，海底流速為0，為非線(xiàn)性流。流速與水深的關(guān)系如圖8所示。

表1 鋪管船主尺度 m

表2 管線(xiàn)及海水參數(shù)

表3 波浪詳細(xì)參數(shù)

圖7 鋪管船水動(dòng)力模型 圖8 流速與水深關(guān)系示意圖

3.1 靜動(dòng)力結(jié)果比較

本文進(jìn)行靜動(dòng)力結(jié)果比較時(shí)以浪流方向都是0°為例。靜力與動(dòng)力分析管線(xiàn)受力情況對(duì)比如圖9和表4所示，可以看出：在船的運(yùn)動(dòng)和海洋環(huán)境的共同作用下，動(dòng)力和靜力相比結(jié)果都有增加。管線(xiàn)的張力整體上都有增加，最大張力增幅為19.8%；管線(xiàn)的彎矩和應(yīng)力變化主要在觸底區(qū)附近，增幅分別為38.2%和28.8%，所以在鋪管過(guò)程中要特別關(guān)注管線(xiàn)在觸底區(qū)附近的受力情況。

圖9 管線(xiàn)靜動(dòng)力受力情況對(duì)比

表4 靜動(dòng)力計(jì)算結(jié)果對(duì)比

3.2 張力時(shí)程

圖10 頂部張力時(shí)程曲線(xiàn)

管線(xiàn)頂部張力的時(shí)程曲線(xiàn)如圖10所示，可以看出：在鋪管船和浪流的共同作用下，頂部張力在一定的范圍內(nèi)隨機(jī)波動(dòng)，從1 501 kN到2 166 kN，變化幅度為665 kN。頂部的張力關(guān)系到張緊器的選擇，一般頂部張力器的選擇既要考慮頂部的最大張力，也要考慮張力的變化范圍。如果頂部張力超過(guò)張緊器的允許范圍，則可能發(fā)生管線(xiàn)軸向竄動(dòng)，甚至脫落滑至海底，引發(fā)工程事故。

3.3 浪流方向的影響分析

為研究浪流方向?qū)芫€(xiàn)受力情況的影響，將波高、周期和流速固定不變，考慮到鋪管船的對(duì)稱(chēng)性，浪流方向分別選取0°、45°、90°、135°、180°這5個(gè)角度，將浪流方向組合，計(jì)算管線(xiàn)的動(dòng)力響應(yīng)。不同浪流方向工況下的張力、彎矩、應(yīng)力分別見(jiàn)表5～表7，曲線(xiàn)圖如圖11所示。

表5 不同浪流方向條件下的頂部張力結(jié)果 kN

表6 不同浪流方向條件下的觸底區(qū)彎矩結(jié)果 kN·m

表7 不同浪流方向條件下的觸底區(qū)應(yīng)力結(jié)果 MPa

圖11 不同浪流方向管線(xiàn)受力情況

由表5～表7和圖11可以看出：(1)隨著流向角度的增加，張力逐漸減小而彎矩和應(yīng)力逐漸增加。(2)在流向?yàn)?80°時(shí)張力最小而彎矩和應(yīng)力最大；浪向角為45°時(shí)，管線(xiàn)的張力、彎矩和應(yīng)力都最大，而在浪向角為0°時(shí)三者均最??；根據(jù)對(duì)稱(chēng)性可知，浪向角315°時(shí)有類(lèi)似結(jié)論。(3)浪向45°(315°)，流向0°時(shí)張力最大，最大值為3 549 kN，浪向45°(315°)、流向180°時(shí)彎矩和應(yīng)力最大，最大值分別為758.1 kN·m和468 MPa，在鋪管施工過(guò)程中需盡量避免在這些浪流條件下施工。(4)最大應(yīng)力和彎矩變化趨勢(shì)基本一致，這主要是因?yàn)閼?yīng)力和彎矩的最大值都出現(xiàn)在觸底區(qū)附近，在觸底區(qū)附近彎矩對(duì)應(yīng)力的影響較大。

4 結(jié) 論

本文結(jié)合某J型起重鋪管船，應(yīng)用ANSYS AQWA和OrcaFlex軟件分別建立船與管線(xiàn)的動(dòng)力相互作用模型，研究鋪管船運(yùn)動(dòng)及不同浪流方向?qū)芫€(xiàn)受力的影響，進(jìn)行J型鋪設(shè)過(guò)程中海底管線(xiàn)的動(dòng)力響應(yīng)分析，主要結(jié)論如下：

(1) 在鋪管船運(yùn)動(dòng)及波流載荷的共同作用下，管線(xiàn)張力增加19.8%，張緊器所需的張緊力明顯增加；彎矩和應(yīng)力分別增加38.2%和28.8%，主要在觸底區(qū)附近。所以，在鋪管過(guò)程中要特別關(guān)注管線(xiàn)在觸底區(qū)附近的受力情況。

(2) 管線(xiàn)張力在頂部最大且頂部張力在1501 kN～2 166 kN間隨機(jī)變化，變化幅度為665 kN，需要合理設(shè)計(jì)張緊器的張緊力大小，避免頂部張力超出張緊器的張緊力范圍。

(3) 浪向45°(315°)、流向0°時(shí)管線(xiàn)張力最大，最大值為3 549 kN；浪向45°(315°)、流向180°時(shí)彎矩和應(yīng)力最大，最大值分別為758.1 kN·m和468 MPa，在施工過(guò)程中應(yīng)盡量避免在這些海況下作業(yè)。

(4) 不同浪流方向工況下應(yīng)力最大值與彎矩最大值的變化趨勢(shì)基本一致，這主要是因?yàn)閼?yīng)力的最大值出現(xiàn)在觸底區(qū)附近，受彎矩的影響較大。

[1] 李艷, 張鵬輝, 王毅. 國(guó)內(nèi)外鋪管船的對(duì)比研究[J]. 中國(guó)造船, 2009(11): 82-86.

[2] 何寧, 徐崇崴, 段夢(mèng)蘭, 等. J型鋪管法研究進(jìn)展[J]. 石油礦場(chǎng)機(jī)械, 2011(03): 63-67.

[3] LENCI.S, CALLEGARI M. Simple Analytical Models for the J-Lay Problem[J]. ActaMech, 2005, 178(01-02): 23-39.

[4] LI Z WANG F YUAN Z, etal. Numerical Analysis of Pipeline in J-Lay Problem[J]. Journal of Zhejiang University: SCIENCE A(Applied Physics &Engineering ), 2010: 908-920.

[5] SZCZOTKA M. A Modification of the Rigid Finite Element Method and Its Application to the J-lay Problem [J]. Acta Mechanica, 2011, 220 (01-04): 183-198.

[6] KANG Z, ZHANG L, ZHANG X. Analysis on J-Lay of SCR Based on Catenary and Large Deflection Beam Theory[J]. Ocean Engineering, 2015, 104: 276-282.

[7] 陳景皓, 段夢(mèng)蘭, 徐崇崴, 等. 深水海底管道J形鋪設(shè)參數(shù)[J]. 油氣儲(chǔ)運(yùn), 2013, 32(06): 654-658.

[8] SENTHIL B, SELVAM R P. Dynamic Analysis of a J-lay pipeline[C]// 8th International Conference on Asian and Pacific Coasts (APAC 2015) Department of Ocean Engineering, India, 2015.

[9] 焦曉楠, 陳曉芳, 段夢(mèng)蘭, 等. J型鋪設(shè)升沉運(yùn)動(dòng)下管道動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析[J]. 石油機(jī)械, 2015 (01): 42-46.