孫錕，楊盛，楊轉，黃海，樊磊

（1.深圳海油工程水下技術有限公司，廣東 深圳 518067；2.海洋石油工程（青島）有限公司，山東 青島 266520）

0 引言

大型天然氣田在國內海洋油氣開發(fā)領域的發(fā)展已更加迅速，越來越多的氣田開發(fā)伴隨著大量用于氣體運輸?shù)暮５坠艿揽v橫在我國海域。然而石油天然氣產業(yè)在快速發(fā)展過程中與漁業(yè)的交叉作業(yè)是不可避免的[1]。近幾年來，我國漁業(yè)隨著高科技捕魚技術的開發(fā)也在迅速發(fā)展，然而漁業(yè)對于海洋石油產業(yè)的水下產品還未形成有效的保護和避讓技術。

海洋石油工程在設計階段已經開始對水下結構設計漁業(yè)保護措施，如水下生產設施設計防拖掛保護罩，對海管進行挖溝、掩埋或者水泥壓塊保護等[2-3]。即便如此，近些年來，我國東海及南海水下生產設施及海底管道受到漁網拖掛而被破壞的案例時有發(fā)生，輕者造成海管偏離原路由，重者造成海管破損、水下生產設施的保護結構失效、石油產品泄漏等[4-5]。為盡快修復水下?lián)p傷，保證油氣田快速復產，應急搶修類項目多采用堵漏及快速更換破損設施等措施，而海管段的替換則是修復海管嚴重損傷的最常見做法。

目前國內尚無針對海管吊裝展開的設計方案研究，本文以水泥配重涂層海管吊裝為例，列舉了兩種不同吊裝方案設計，通過計算結果對比總結出利用拉壓桿原理設計的海管吊裝方案適用性。

1 海管吊裝安裝方式的適用范圍

海管安裝通常采用J-lay、S-lay及Reel-lay等連續(xù)鋪設方式，而對于海管與平臺終端、海管與水下生產設施、水下管匯之間的連接，則需要跨接管、膨脹彎等較短的海管結構進行連接，而這類較短海管結構的安裝則通常需要采用吊裝的安裝方式。當海底管道受損且無法通過封堵的方式進行維修時，需要進行海底管道的管段更換，這種情況下綜合考慮鋪管船動復員費用及海管的更換長度，小范圍的水下海管更換更適用于采用工程船吊裝的安裝方式。

海管吊裝在水下的連接方式由潛水員操作的有法蘭、機械連接器等，由ROV安裝的有卡爪式連接器、卡箍式連接器等。使用ROV安裝的連接器目前都為進口水下設施，供貨期較久，不滿足搶修工作的工期計劃。對于海管維修，提高施工效率、節(jié)省安裝工時是最主要目的，首選做法是增加海管的單段長度，從而減少水下連接點的數(shù)量。隨著水下膨脹彎、海管段的長度增加，對吊裝設計的要求也在逐步提高。

2 計算方法及理論

2.1 結構強度計算理論

通常情況下，海管在吊裝時的受力情況主要由彎曲應力、軸向壓應力組成。計算海管結構吊裝時的受力分析通常采用API RP 2A規(guī)范[6]中推薦的壓彎組合應力校核方法：

式中：fa為結構所受壓應力；Fa為結構軸向許用壓應力；fbx及fby為管結構在局部x及y方向所受的彎曲應力；Fb為結構許用彎曲應力。

當Kl/r＜Cc時，結構軸向許用壓應力計算公式為

式中：E為彈性模量，MPa；Fy為結構材料的屈服強度，MPa；K為有效長度系數(shù)；l為管結構的無支撐長度；r為回轉半徑。

當D/t≤1500/Fy時，許用彎曲應力計算公式為

式中：ft為結構所受拉應力；Ft為結構軸向許用拉應力，且Ft=0.6Fy。

2.2 動態(tài)放大系數(shù)計算理論

在海上吊裝管結構的過程中，受海況影響最嚴重的過程發(fā)生在海管過水面時。海管通過水面分為3個階段，即：底部接觸到水面；通過水面；頂部沒入水中。在底部接觸水面階段，海管主要受到水面的抨擊作用影響；通過水面時，海管主要受到浮力的變化作用及拖曳力、附加質量力的影響；頂部沒入水中時，海管僅受到拖曳力、附加質量力的影響。

對于吊裝作業(yè)，我們不允許鋼纜發(fā)生沖擊荷載，因此海管通過水面時作用于吊機纜繩的總荷載為

式中：Fstatic為海管靜態(tài)重力；Fhyd為作用于海管上的水動力。

作用于海管上的水動力Fhyd的計算公式為

式中，F(xiàn)air為海管在空氣中的重力。

3 工程設計實例

我國東海海域某氣田的海底管道因為受到漁船拖掛而造成241 m長的管線全部偏移原路由，為快速完成修復任務，采用海管段直接吊裝的安裝方式，并直接使用項目建設期鋪管作業(yè)所剩余的水泥配重管，同時減少了海管段的段數(shù)（增加長度以減少法蘭使用的數(shù)量），最終以4段60 m長海管拼接安裝完成施工任務。氣體管道不同于油管需要保溫，通常以單層管的形式出現(xiàn)。由于氣體作為運輸產品，會對海管進行配重處理，而最常見的配重形式就是水泥涂層。

3.1 設計參數(shù)

單根海管長61 m，由水泥涂層覆蓋，整根管重13.5 t，管結構參數(shù)如表1所示。

表1 海管設計參數(shù)

3.2 結構設計

由于水泥配重海管的自重較大，索具的綁扎位置相距較遠，容易造成由自重產生的局部Y方向彎矩過大，導致結構失效，因此需要控制索具綁扎點的距離。由于作業(yè)船舶吊機吊高的限制，則需要控制吊點的吊高，不能超過作業(yè)船的作業(yè)能力。評估設計校核過程，選取可行性高的2種方案進行對比。

1）方案1的吊裝設計方案（如圖1）使用撐桿輔助吊裝，解決吊高不足造成的海管結構壓應力較大問題。撐桿下方索具采用最廣泛的豎直吊索布置，用以消除傾斜索具布置帶來的軸向應力。此工況下桿件L0L1、L1L2、L2L3、L3L4及L4L5均只承受自重產生的彎矩及剪力。為優(yōu)化撐桿受力形式，撐桿上下兩側的索具設計在同一位置，以降低撐桿所受彎矩，使撐桿的受力形式簡化為以軸向力作用為主。

圖1 方案1的SACS吊裝模型

2）方案2的吊裝設計方案（如圖2）同樣使用撐桿進行輔助吊裝。該種索具設計方案的特點是：撐桿每個懸掛點下方的綁扎位置對L1L2、L3L4產生壓應力，而由于雙向壓應力的效應，對L2L3桿件產生了拉應力。雖然L2L3桿件的懸空距離過長，但由于拉應力與重力產生的彎曲應力組合效應要低于壓應力與彎曲應力的組合效應，同時由于L1L4的3段桿件是以受壓-受拉-受壓形式排列，避免了受壓桿件需要修正有效長度。而由于傾斜索具的布置，減少了L0L1及L4L5段桿件的懸臂長度，降低了自重產生的彎矩。和方案1不同的是，方案2使用了長度更短的撐桿。

圖2 方案2的SACS吊裝模型

3.3 SACS模型

根據設計參數(shù)建立海管吊裝的SACS模型，如圖1所示。吊點位置約束x、y、z位移的自由度，并在海管兩端設置1 kN/m的彈簧約束，以解決吊裝模型約束不足導致計算無法收斂的情況。

3.4 動態(tài)放大系數(shù)計算

該吊裝方案在通過水面時的動態(tài)放大系數(shù)計算參考DNVGL-RP-N103[7]第4章的推薦算法，簡化后共需考慮下述4個過程：1）海管接觸水面；2）海管浸入水中；3）海管完全沒入水中，撐桿接觸水面；4）撐桿完全沒入水中。

在計算海管自身的入水校核之后，要將考慮拖曳力及附加質量力的海管濕重作為額外的恒定質量施加于撐桿上，再對撐桿進行入水校核[8]。

計算結果海管入水時的動態(tài)放大系數(shù)為

因此計算時采用1.497的動態(tài)放大系數(shù)。

3.5 結構計算

設計工況根據DNVGL-ST-N001[9]中取載荷系數(shù)LF=WCF×Cog×SKL×Fcon×DAF=2.8。其中，重力權變系數(shù)WCF=1.1，重心權變系數(shù)Cog=1.05，偏心荷載系數(shù)SKL=1.25，結果失效系數(shù)Fcon=1.3。

靜態(tài)荷載乘以載荷系數(shù)得到最終動態(tài)設計荷載，將受力情況通過API-RP-2A推薦算法進行校對，各桿件受力情況如表2所示。

表2 海管結構吊裝工況最大受力情況MPa

通過本文2.1節(jié)中公式計算各管段的許用應力，并進行應力分析，結果如表3所示。

表3 海管吊裝工況應力校核結果

圖3和圖4給出了方案1和方案2的彎矩圖。

圖3 方案1的海管受力彎矩圖

圖4 方案2的海管受力彎矩圖

4 結語

利用拉壓桿受力原理進行海管的吊裝設計，能夠有效優(yōu)化吊裝方案的可行性，同時也為海管的吊裝設計提供一種新的思路。由于L2L3管段從受壓管段調整為受拉管段，在計算強度分析時采用拉應力及彎曲應力組合校核公式，許用拉應力比許用壓應力明顯增大，有利于較長管段的計算結果。

雖然撐桿的使用方法不同，但從計算結果中可以看出，方案1和方案2中海管所受的最大彎矩都為290 kN·m，海管UC最大校核結果都趨于0.95，應力結果接近計算極限。在應用方面也可以得出以下結論：1）方案2中使用更短的撐桿及更少的撐桿索具，可以優(yōu)化材料數(shù)量；2）方案2中L2L3段長度明顯增長，該方案可運用于較長部分無法布置索具的設施、帶附件管段等的吊裝設計上。