(上海外高橋造船有限公司，上海 200137)

立管系統的設計，除了取決于水下井口布置外，還跟目標平臺的型式和運動有關。對于SPAR生產平臺，由于吃水比較深，平臺的垂蕩運動性能較好，適合各種立管系統[1-2]，考慮到井口的分布和安裝維護的便利性，使用張緊式立管和鋼懸鏈線系統。

1 立管系統選型和布置

目標SPAR平臺的主尺度見表1。

表1 SPAR平臺主尺度

1.1 TTR選型和布置

TTR的布置決定于水下井口的分布。頂張式立管系統適用于井口相對于平臺比較集中的情況。平臺正常情況下的位置位于這些井口的水表面。目標油田水深為2 000 m，主要考慮7根TTR生產立管，假定沒有鉆井立管，立管布置見圖1。圖1中PR-1～PR-7為TTR立管編號。井口槽數采用3×3布置形式，相鄰兩根TTR之間間距為5.0 m(16.4 ft)。剩下的兩個井口槽作為月池和將來備用。

圖1 TTR井口布置

背景油氣田是以氣田為主，校核立管的尺寸時，以氣體產量為主，該油田18口井，7口干井，采用干式采油樹。對于TTR立管，1口井1根立管，按照標況下50×104m3的產量進行立管尺寸校核?？紤]到實際情況，產量會隨著時間的推移縮減，校核立管管徑按照最大產量的80%來校核，井口的溫是50℃，壓力按2.6 MPa，求出該壓力溫度下的氣體體積1.92×104m3，輸氣立管的流速按照10 m/s計算，立管的截面積=單位時間內的流量/流速，得出截面積0.017 8 m2，從而推算出管徑5.9 in，考慮到油田的配產方案和實際生產流速遠比計算所采用的流速小，并且由于時間的推移，流速將逐漸變小。因此，為了避免冗余過大，在以上因素的考慮下優(yōu)化TTR管徑，最終確定TTR立管的管徑為5.5 in。

頂張緊立管結構型式為“雙重套管(dual casing)”，由芯管(生產輸送管)、內套管和外套管構成。TTR立管的數量及主要尺寸見表2。

表2 TTR主要尺寸

1.2 SCR選型和布置

SCR的布置決定于水下井口的分布。懸鏈線立管系統適用于井口相對于平臺比較分散的情況。水下相對于平臺較遠的幾個井口可采用管匯的形式把他們集中起來。以氣體產量為主，校核立管尺寸。對于SCR立管，考慮4口井1根立管，按照標況下1口井50×104m3的產量進行立管尺寸校核。考慮到實際情況，產量會隨著時間的推移縮減，校核立管管徑按照最大產量的80%來校核，井口的溫是50 ℃，壓力按2.6 MPa，求出該壓力溫度下的氣體體積7.69×104m3，輸氣立管的流速按照10 m/s計算，立管的截面積=單位時間內的流量/流速，得出截面積0.071 2 m2，從而推算出管徑12 in，最終確定SCR立管的管徑為12 in。類似的，5口井匯成一個管匯，考慮到產量配產方案的優(yōu)化以及流速的調整，回接立管的尺寸也按12 in進行選型。

本文所述懸鏈線立管包括1根外徑為18 in的外輸氣管、2根外徑為12.75 in的生產立管和一根備用外徑為10.75 in立管。

SCR與SPAR平臺軟艙外側連接，通過剛性管傳輸到上部組塊。懸鏈線立管的平面布置見圖2。SCR立管的數量及主要尺寸見表3。

圖2 懸鏈線立管平面布置示意

2 立管壁厚計算

立管壁厚的計算基于環(huán)向應力、壓潰及爆破的要求，是個滿足3個條件的迭代過程[3]。首先考慮環(huán)向應力的要求，確定初步壁厚，可能的情況下，參照API Spec 5L[4]選定標準壁厚。然后，檢驗該壁厚是否滿足外壓壓潰及內壓爆破的要求。如果不滿足條件，則進一步調整壁厚，直至滿足所有的技術要求。

2.1 設計方法

2.1.1 初步壁厚計算方法

初步壁厚的計算僅僅基于周向應力小于容許應力的要求，考慮制造誤差和磨損或腐蝕誤差。初始SCR壁厚的大小最終參照規(guī)范API Spec 5L，選取比最小壁厚高等級的標準管材。

根據許用應力，立管初始壁厚由環(huán)向應力公式確定。

(1)

式中：P為凈內壓；Di為管子內徑；t為管子名義壁厚；tol為壁厚的制造誤差；tw為磨損或腐蝕誤差。

2.1.2 外壓壓潰校核

按照API RP 2RD[5]的要求，立管凈外部水壓力須考慮安全系數。

pa≤Dfpc

(2)

式中：pa為凈外部水壓力；df為設計因子；pc為壓潰壓力。

外壓壓潰校核考慮立管沒有缺陷和有缺陷的情況。缺陷計及管子截面的橢圓度的影響。

2.1.3 API內壓爆破校核

API RP 1111[6]列出了壓力試驗、設計壓力和極端情況下的內壓爆破要求。

pt≤fd,fe,ftpb

(3)

pd≤0.80pt

(4)

pa≤0.90pt

(5)

式中：fd=0.75,fe=1.0,ft=1.0

以上是特定的最小爆破壓力(pb)計算式；如果外徑(D)與壁厚(t)的比(D/t)大于15，這兩個公式相當；對低的外徑(D)與壁厚(t)的比(D/t)小于15，則用第一個公式計算pb。

2.1.4 DNV內壓爆破校核

DNV-OS-F201[7]列出了極端情況下的內壓爆破要求。

(6)

式中：pli為局部極端內壓；pe為外部壓力；γm為材料抵抗因子(γm=1.15)；γSC為安全類別抵抗因子(γSC=1.26)；pb(t1)為爆破抵抗因子。

2.2 目標平臺TTR立管壁厚計算

基于環(huán)向應力、壓潰及爆破的設計要求，確定TTR立管的壁厚，見表4。

表4 TTR 壁厚選型結果 in

2.3 目標平臺SCR立管壁厚計算

基于環(huán)向應力、壓潰及爆破的設計要求，確定各種SCR立管的壁厚，見表5。

表5 壁厚選型結果

3 立管系統干涉分析

3.1 分析方法

干涉分析采用靜態(tài)的分析方法，篩選最危險工況，對危險工況，采用動態(tài)分析[8]。

海流對于各個管線的影響，體現在各個管線所受的拖曳力F上。

F=0.5ρDCd|U|U

(7)

式中：D為管道直徑；Cd為管道拖曳力系數；U為海流相對于管道的流速。

干涉分析考慮了伴流效應，運用Huse模型來模擬伴流效應所帶來的流速衰減[9]。在該模型中，任意位置的伴流流速計算如下。

Vd=Vd0-Vu0(CduDu/xs)1/2exp[-0.693 (y/b)2]

(8)

xs=x+4Du/Cdu

(9)

b= 0.25(CduDuxs)1/2

(10)

式中：Vd0為在位置(x,y)，不考慮伴流效應的海流流速；Vu0為在上游物體中心處的海流流速；Cdu為下游物體的拖曳力系數；Du為上游物體的拖曳力直徑；X、Y分別為沿流速方向和垂直于流速方向，上游物體到下游物體的距離。

3.2 分析校核準則

根據DNV RP F203[10]，為了防止碰撞，2根管線表面的最小間距，應不小于2根管線的直徑之和。

3.3 TTR干涉結果

100年一遇季風海流工況條件下2根TTR管線表面之間的最小間距為2.56 m，大于規(guī)范中要求的0.30 m。100年一遇臺風海流工況條件下2根TTR管線表面之間的最小間距為2.44 m，大于規(guī)范中要求的0.30 m。在內波流工況條件下，2根TTR管線表面之間的最小間距為3.77 m，大于規(guī)范中要求的0.3 m。

3.4 SCR干涉結果

3.4.1 干涉組

如果某2根立管沿流依次沿流向放置，則在這種流向下，由于尾波，上游立管會減慢下游立管受到的海流流速，從而減小下游立管的位移。2根立管的間距也會因此進而變小。因此，所有使得某一根立管置于另一根立管的上游的流向，都應該被考慮為危險流向，SCR布置見圖3。

圖3 SCR立管布置示意

該分析共考慮8組管線的干涉，見表6。對于每組管線，濕重和直徑的比值較小的管線是上游管線，濕重和直徑的比值較大的管線是下游管線。

3.4.2 季風工況

在100年一遇季風海流工況條件下，不同干涉組所產生的最小表面干涉間距見表7。

表6 干涉組

由表7可見，考慮季風工況下可能發(fā)生的干涉組中，兩根管線表面之間的最小表面間距4.14 m，都大于其最小間距允許值，因此，在季風工況下，立管系統的管線之間不會發(fā)生干涉，滿足干涉分析準則。

3.4.3 臺風工況

在100年一遇臺風海流工況條件下，不同危險流向所產生的最小表面干涉間距見表8。

由表8可知，在臺風工況可能發(fā)生的干涉組中，2根管線表面之間的最小表面間距5.13 m，都大于其最小間距允許值，因此，在臺風工況下，立管系統的管線之間不會發(fā)生干涉，滿足干涉分析準則。

3.4.4 內波流工況

內波流剖面中海流的方向有2個相對的方向，水面下150 m處至海底流向與表面海流的流向相反。在內波流工況條件下，不同危險流向所產生的最小表面干涉間距見表9。

表7 季風工況下最小表面間距

表8 臺風工況下最小表面間距

表9 內波流工況下最小表面間距

由表9可知，在內波流工況可能發(fā)生的干涉組中，2根管線表面之間的最小表面間距5.11 m，都大于其最小間距允許值，因此，在內波流工況下，立管系統的管線之間不會發(fā)生干涉，滿足干涉分析準則。

4 結論

針對氣田SPAR平臺進行立管系統設計，使用張緊式立管和鋼懸鏈線系統，分別對2種立管進行初步選型和布置，確定選用7根TTR和4根SCR。根據規(guī)范確定立管壁厚的計算方法，分別對TTR和SCR立管進行環(huán)向應力、壓潰及爆破要求的迭代計算，滿足規(guī)范要求而確定立管系統的各管壁厚。分別分析TTR和SCR2種立管在季風、臺風和內波流三種工況下的干涉情況，結果表明，在季風工況下兩根管線表面之間的表面間距最小，為4.14m，滿足規(guī)范要求，確保立管系統設計的合理性。