第３９卷第４期 ２０１６年１２月 中 国航海 Ｖｏｌ＿３９ Ｎｏ．４ Ｄｅｃ．２０１６ ＮＡＶＩＧＡＴ１０Ｎ ０Ｆ ＣＨＩＮＡ 文章编号：１０００—４６５３（２０１６）０４—００７１—０５ 转塔式系泊ＦＰＳＯ中的缓波型立管水动力分析 徐显明 ， 朱克强 ， 姬芬芬 ， 刘科伟 ， 白 勇 （１．宁波大学海运学院，浙江宁波３１５２１１；２．浙江大学建筑工程学院，杭州３１１１００） 摘要：基于凝集质量法，通过改变浮块的数量和分布位置对传统缓波型立管的结构形状进行改进。结合墨西哥 湾２００ ｍ水深转塔式系泊浮式生产储油卸油装置（Ｆｌｏａｔｉｎｇ Ｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎ Ｓｔｏｒａｇｅ ａｎｄ Ｏｆｌｆｏａｄｉｎｇ，ＦＰＳＯ）工程实例，对改 进型缓波型立管和传统型缓波型立管在极限工况下的有效张力和曲率分布进行对比分析，对转塔脱离ＦＰＳＯ前后 ２个过程、２种缓波型立管和简单钢悬链立管在触地点处的极限强度进行校核，得出极限工况下３种立管在转塔脱 落过程中触地点处的动态响应特性和极限强度，为工程中立管结构形状的选取提供参考。 关键词：凝集质量；缓波型立管；转塔系泊；有效张力；曲率；极限强度 中图分类号：Ｐ７５１ 文献标志码：Ａ Ｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃ Ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ Ｌａｚｅ Ｗａｖｅ ＳＣＲ ｏｎ Ｔｕｒｒｅｔ Ｍｏｏｒｅｄ ＦＰＳＯ ＸＵ Ｘｉａｎｍｉｎｇ ，ＺＨＵ Ｋｅｑｉａｎｇ ，ＪＩ Ｆｅｎｆｅｎ ， Ｋｅｗｅｉ ，ＢＡＩ Ｙｏｎｇ （１．Ｆａｃｕｌｔｙ ｏｆ Ｍａｒｉｔｉｍｅ ａｎｄ Ｔｒａｎｓｐｏｒｔａｔｉｏｎ，Ｎｉｎｇｂｏ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｎｉｎｇｂｏ ３ １ ５２ １ １，Ｃｈｉｎａ； ２．Ｃｏｌｌｅｇｅ ｏｆ Ｃｉｖｉｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ ａｎｄ Ａｒｃｈｉｔｅｃｔｕｒｅ，Ｚｈｅｊｉａｎｇ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｈａｎｇｚｈｏｕ ３１ １ １００，Ｃｈｉｎａ） Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｂａｓｅｄ ｏｎ ｔｈｅ ｌｕｍｐｅｄ ｍａｓｓ ｍｅｔｈｏｄ，ｔｈｅ ｔｒａｄｉｔｉｏｎａｌ ｌａｚｅ ｗａｖｅ ＳＣＲ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎ ｈａｓ ｂｅｅｎ ｏｐｔｉｍｉｚｅｄ ｂｙ ｃｈａｎｇｉｎｇ ｔｈｅ ｑｕａｎｔｉｔｉｅｓ ａｎｄ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｏｆ ｂｕｏｙａｎｃｙ ｍｏｄｕｌｅｓ．Ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｅｘａｍｐｌｅ ｔｈａｔ ｔｕｒｒｅｔ ｍｏｏｒｅｄ Ｆｌｏａｔｉｎｇ Ｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎ Ｓｔｏｒａｇｅ ａｎｄ Ｏｆｌｆｏａｄｉｎｇ（ＦＰＳＯ）ｐｒｏｊｅｃｔ ｈａｓ ｂｅｅｎ ｃａｒｒｉｅｄ ｏｕｔ ｉｎ ２００ ｍｅｔｅｒｓ ｄｅｐｔｈ，Ｇｕｌｆ ｏｆ Ｍｅｘｉｃｏ，ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔｉｖｅ ｔｅｎｓｉｏｎ ａｎｄ ｃｕｒｖａｔｕｒｅ ｏｆ ｔｒａｄｉｔｉｏｎａｌ ｌａｚｅ ｗａｖｅ ＳＣＲ ａｎｄ ｓｈａｐｅｄ ｌａｚｅ ｗａｖｅ ＳＣＲ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｅｘｔｒｅｍｅ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎ ａｒｅ ｃｏｍｐａｒｅｄ．Ｔｈｅ ｔｒａｄｉｔｉｏｎａｌ ｌａｚｙ ｗａｖｅ ＳＣＲ ａｎｄ ｔｈｅ ｓｈａｐｅｄ ｌａｚｅ ｗａｖｅ ＳＣＲ ａｒｅ ｂｏｔｈ ｅｖａｌｕａｔｅｄ ｉｎ ｔｅｒｍｓ ｏｆ ｅｘｔｒｅｍｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｔｏｕｃｈｄｏｗｎ ｐｏｉｎｔ ｂｅｆｏｒｅ ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｔｈｅ ｍｏｏｒｉｎｇ ｓｙｓｔｅｍ ｄｅｔａｃｈｅｄ ｆｒｏｍ ＦＰＳＯ．Ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ ａｒｅ ａｌｓｏ ｃｏｍｐａｒｅｄ ｗｉｔｈ ｓｉｍｐｌｅ ＳＣＲ．Ｔｈｅ ｄｙｎａｍｉｃ ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｃｈａｒａｃｔｅｒｓ ａｎｄ ｅｘｔｒｅｍｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｔｏｕｃｈｄｏｗｎ ｐｏｉｎｔ ｏｆ ｔｈｒｅｅ ｒｉｓｅｒｓ ｂｅｆｏｒｅ ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｔｈｅ ｍｏｏｒｉｎｇ ｓｙｓｔｅｍ ｄｅｔａｃｈｅｄ ｆｒｏｍ ＦＰＳＯ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｅｘ— ｔｒｅｍｅ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎ ａｒｅ ｏｂｔａｉｎｅｄ Ｒｅｆｅｒｅｎｃｅ ｉｓ ｐｒｏｖｉｄｅｄ ｆｏｒ ｃｈｏｏｓｉｎｇ ｔｈｅ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎ ｏｆ ｒｉｓｅｒｓ． Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ：ｌｕｍｐｅｄ ｍａｓｓ；ｌａｚｅ ｗａｖｅ ＳＣＲ；ｔｕｒｒｅｔ ｍｏｏｒｉｎｇ；ｅｆｆｅｃｔ ｔｅｎｓｉｏｎ；ｃｕｒｖａｔｕｒｅ；ｅｘｔｒｅｍｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ 钢悬链线立管（ＳＣＲ）在触地区域（ＴＤＺ）通常会 承受较大的弯曲载荷，导致其触地段非常容易发生 地点的运动隔离，达到改善立管触地点动力响应的 目的。 屈曲和疲劳损伤；此外，ＳＣＲ的动态响应变化受其顶 部立管门廊垂向运动的影响较大。基于这２个原 目前国内相关学者已对缓波型立管进行大量研 因，有必要对ＳＣＲ的结构形状进行优化，以提高其 在复杂载荷工况下的工作性能。 究，取得了丰硕的成果。ＹＵＥ等 提出传统缓波型 立管在改善立管触地点极限强度响应方面存在明显 的不足，主要体现在：立管的浮块安装和制造成本较 高；立管铺设难度较大；由于立管在浮块安装处存在 采用缓波型立管解决上述问题是一种可行方 法。缓波型立管是指在简单ＳＣＲ的某一部分安装 适量的浮力块，通过浮力块提供的浮力使该部分发 生一定的弯曲，形成类似波浪的形状（见图１）。缓 波型立管通过安装浮力块将立管悬垂段的运动与触 收稿日期：２０１６－０６－２８ 高度逆差，生产立管内部液体会产生流动分离，易引 发流动安全性问题。ＷＵ等 对比研究浅波型 ＳＣＲ、深波型ＳＣＲ及简单ＳＣＲ等３种立管在触地点 处的动力响应特性，结果表明浅波型ＳＣＲ具有最佳 基金项目：国家自然科学基金（１１２７２１６０） 作者简介：徐显明（１９９Ｏ一），男，山东青岛人，硕士生，主要从事船舶与海洋工程结构动态响应研究。Ｅ—ｍａｉｌ：ａ７８５１３５４３７＠１６３．ｃｏｒｎ 朱克强（１９５６一），男，安徽合肥人，教授，硕士生导师，主要从事海洋管线、拖曳线列阵等海洋结构物的研究。 Ｅ—ｍａｉｌ：ｚｈｕｋｅｑｉａｎｇ＠ｎｂｕ．ｅｄｕ．ｃｎ ７２ 中国航海 ２０１６年第４期 图１缓波型立管 的动态响应和疲劳特性。孙丽萍等ｌ３ 通过改变浮 力块的尺寸和位置、顶部悬挂角及管内流体密度等 参数对立管进行动态响应研究，确定缓波型立管的 优化设计参数。陈金龙等 研究浮式转塔系泊系 统与ＦＰＳＯ脱离前后２个过程、柔性立管和动态脐 带缆的疲劳损伤分析方法，提出该类工程设计的技 术特点。 以墨西哥湾某２００ ｍ深的浅水油气田转塔式系 泊ＦＰＳＯ中的缓波型立管为研究对象，提出一种新的 缓波型立管结构形状。与传统缓波型立管相比，该改 进型缓波型立管的优点是：采用更少的浮力块，可极 大地降低生产成本，且可采用ｓ型和Ｊ型２种铺管方 式铺设，降低了施ｌＴ难度；同时，不存在高度逆差，充 分保证了管内液体的流动安全性。利用时域分析软 件ＯｒｃａＦｌｅｘ对改进型缓波型立管的动态响应进行分 析，并将其与传统缓波型立管和简单ＳＣＲ进行对比 分析。研究转塔脱落前后３种立管在触地点极限强 度、初始形状、有效张力和曲率等方面的分布差异， 为转塔式系泊ＦＰＳＯ中的立管设计提供参考。 １ 动态响应分析基本理论 传统型缓波型立管、改进型缓波型立管和简单 ＳＣＲ都属于大长径比的柔性构件。采用文献［５］中 提出的柔性构件动力学理论求解３种立管的动力学 问题。建立空间三维坐标系见图２。 图２空间三维坐标系 不考虑扭矩时，得到与矢量ｒ（ｓ，￡）有关的动力 平衡方程为 一（Ｂ，．”）”＋（ａｒ ） ＋ｑ＝ｍ （１） 式（１）中：Ｂ为弯曲刚度；ｑ为立管单位长度上的外 力均布载荷，包括重力、拖曳力、附加质量力及 Ｆｒｏｕｄｅ—Ｋｒｙｌｏｖ力，其数值大小可根据修正后的Ｍｏｒｉ． ｓｏｎ方程求得。 ｑ＝（Ｐ。Ａ。一ＰｉＡｉ—Ｐ。Ａ ）ｇＰ ＋Ｐ。Ａ。（，十ＣＭ Ｎ＋ １ ｃＭ ）口。＋ 。Ｄ。ＣＤｎⅣ（ 。一 ）ｌⅣ（ 。一 ）ｌ＋ １ ３ －ｐ。Ｄ。ｃ。 （ 。一 ）ｊ Ｔ（ ．．一 ）ｆ （２） 式（２）中：ｐ。，Ｐ 及Ｐ。分别为相应的海水、管内液体 和立管的密度；Ｄ。为立管的水动力直径；／２ 及ａ 分 别为海水的流速和流体质点的加速度；Ｃ Ｃ。 ，Ｃ 及Ｃ 分别为法向、切向的拖曳力系数和附加质量 系数。式（１）中的ｍ为立管单位长度质量矩阵，可 通过式（３）计算。 ｍ＝（Ｐ。Ａ。＋ＰｉＡｉ）Ｉ＋Ｐ。Ａ。ＣＭ Ｎ＋Ｐ。Ａ。ＣＭ Ｔ （３） 式（３）中： 。和 ；分别为立管的外截面、内截面面 积；Ｔ和Ⅳ分别为切向、法向的变化矩阵；Ｊｒ为单位 矩阵；其余参数均与式（２）中定义的相同。式（１）中 的Ａ为拉格朗日算子，可通过式（４）得到。 Ａ＝ —Ｂｓ： （４） 式（４）中： 为立管的有效张力；Ｋ为局部曲率。立 管的有效张力 与局部壁张力 存在式（５）和式 （６）的关系。 ：Ｔｗ＋Ｐ…Ａ—ＰｉＡｉ （５） ＝ＥＡ 一２ｕ（Ｐ。Ａ 一Ｐ。Ａｉ）＋ Ｅ＾ｅ（ｄＬ／ｄｔ）／ （６） 式（５）和式（６）中：Ｅ 为立管轴向刚度； ＝（Ｌ— ｐ。）／（ 。）为总的轴向平均应变；Ｌ为计算构件某 时刻长度；Ｌ。为构件初始长度； 为构件的膨胀系 数；Ｐ 和Ｐ；分别为立管的外压及内压； 为泊松比； ｄＬ／ｄｔ为长度变化率；ｅ为立管的阻尼系数。由于所 研究的悬链线立管属于大长径比挠性构件，因此可 根据式（７）［６１求解ｅ的数值。 （７） ２ 工程实例 ２．１设计参数 转塔式系泊ＦＰＳＯ的作业区域位于墨西哥湾某 ２００ ｍ深的油气田。该ＦＰＳＯ靠３根钢质锚链系泊， 系泊锚链的外径为０．５７６ １ＴＩ，单位长度质量为 ２．０３５ ｔ，单根锚链长度为５１０ １３３，系泊锚链布置方式 见图３。系统中与转塔相连的生产立管的外径为 ０．３５ Ｉｌｌ，设计压力为２０ ＭＰａ。由于转塔式系泊ＦＰ－ ＳＯ所处的环境非常恶劣，导致生产立管悬挂点处的 徐显明，等：转塔式系泊ＦＰＳＯ中的缓波型立管水动力分析 ７３ 动态响应非常剧烈。鉴于此，将管壁厚度设置为 ５１ ｍｍ来适应由此产生的较高应力。生产立管基本 参数见表１。 ｔ正舫 ，，，。 、．系泊链 、～ ’● 图３系泊锚链布置方式 表１生产立管基本参数 参数 数值 参数 数值 立管材料 Ｘ６５ 设计压力／ＭＰａ ２０ 材料屈服应力／ＭＰａ ４４８ 管线总长／ｍ ２６０ 立管外径／ｍ ０．３５ 浮力块长度／ｍ １．１８ 设计壁厚／ｍｍ ５１ 浮力块直径／ｍ １．１８ 管内液体密度／（ｋｇ／ｍ ） ８００ 浮力块密度／（ｋｇ／ｍ ） ４００ 隔热层厚度／ｒａｍ ６３ 拖曳力系数Ｃ。 １．２ 隔热层密度／（ｋｇ／ｍ ） ７６３ 附加质量系数Ｃ １ 顶部悬挂角／（。） １４ 由于墨西哥湾海域气候条件恶劣，因此为更加 真实、准确地模拟出极端环境载荷，选用Ｏｃｈｉ—Ｈｕｂ— ｂｌｅ波来代表极限波浪。表２为百年一遇的飓风、波 流工况，将其作为极端环境工况。 立管触地点处 的动态响应主要是由立管门廊的垂向运动和波浪载 荷造成的，而海流产生的影响相对较小，因此对海流 参数进行简化处理。３种波形对应的海流方向都是 顺流方向且海流速度呈线性变化。表３给出转塔式 系泊ＦＰＳＯ在半载状态下的设计参数。 表２百年一遇的飓风、波流工况 环境数据 波形Ｉ 波形ＩＩ 波形ＩＩＩ Ｉ－１， ／ｍ １４．５ １２．４ １３．３ ，ｍ１／Ｈｚ ０．０６７ ０．０６７ ０．０５４ Ａｌ ５ ６ ３ Ｈ，２／ｍ ４．００ ８．５０ ８．５３ ｆｍ，／Ｈｚ ０．１６３ ０ ０．１６３ ０ ０．０９８ ９ Ａ２ ３．００ ６．Ｏ０ ０．５８ 海面 １．８ １．８ １．８ 流速／ 中间水深 １．３５ １．３５ １．３５ （ｍ／ｓ） 海底 Ｏ Ｏ ０ 表３转塔式系泊ＦＰＳＯ半载状态下的设计参数 参数 数值 垂线问长／ｍ ２０６ 型宽／ｍ ３１．９ 型 ｍ １３．３２ 转塔距艏部距离／ｍ ３３ 转塔直径／ｍ １０ 转塔质量／ｔ １００ ＣＯＧ距艏部距离／ｍ ３３ ＣＯＧ距船基线距离／ｍ １５ 立管悬挂点距基线距离／ｍ Ｏ ２．２模型建立 立管模型采用ＯｒｃａＦｌｅｘ中的ｌｉｎｅ模块。该模块 可将弹簧和阻尼器结合在一起模拟立管的动态响 应，弥补了一般凝集质量法无法考虑构件阻尼特性 的缺陷。在转塔未脱离ＦＰＳＯ时，整个工况模型见 图４ａ。立管顶端与转塔相连接，底端与海床上的井 口相连接，两端均可自由转动；由于研究的重点是触 地点极限强度，因此在立管顶部连接处并未安装抗 弯装置。根据浮块安装的起始位置、浮块间距和数 量对传统缓波型立管的结构形状进行改进。传统缓 波型立管具有３９个浮块，浮块之间的间距为２．８ ｍ， 浮子段起始处距离顶端悬挂点的弧长为１６０ ｍ。改 进型缓波型立管具有２２个浮块，浮块间距为２．９ ｍ， 浮子段起始处距离顶端悬挂点的弧长为９５ ｍ。对 比２种立管的结构图可清楚地发现改进型缓波型立 管不再具有高度逆差。当转塔脱离ＦＰＳＯ后，由图 ４ｂ可知２种立管的结构形状均发生了显著变化。 改进型缓波型立管浮块段随着转塔下落形成上升段 和下降段２部分，形状近似为陡波型；而传统缓波型 立管浮块段随着转塔下落距海床的距离进一步变 小，且浮块处存在的高度逆差变得更大。 管 ａ）转塔连接立管结构模型 ｂ）转塔脱离立管结构模型 图４缓波型立管结构形状 ２．３极限工况分析 在极端环境条件下转塔会与ＦＰＳＯ脱离，脱离 后立管和系泊链会随转塔下降并最终悬浮在距水面 ７４ 中国航海 ２０１６年第４期 一定距离处。为对比改进型缓波型立管与传统型缓 波型立管在转塔脱离ＦＰＳＯ前后过程中触地点处的 极限强度，合理地选择一种极限工况尤为重要。由 于在极限工况下ＦＰＳＯ的位置对立管触地处的动态 响应影响较小，因此分析的重点主要集中在波浪载 荷的类型、方向及立管门廊的位置上。ＳＣＲ触地点 处的最大ｖｏｎ Ｍｉｓｅ应力与立管门廊最大轴向下沉速 度之间具有极为密切的关系。图５和图６分别给出 ＦＰＳＯ在波形Ｉ和波形ＩＩ ２种工况下ＳＣＲ触地点最 大ｖｏｎ Ｍｉｓｅ应力与立管门廊轴向下沉速度之间的关 系。从图５中可看出，在波形Ｉ工况下，立管门廊最 大轴向下沉速度及触地点最大ｖｏｎ Ｍｉｓｅ应力均发生 在９０～１００ Ｓ时段内；图６也表明立管门廊最大轴 向下沉速度与触地点最大ｖｏｎ Ｍｉｓｅ应力发生在同一 个时段内。立管门廊轴向下沉速度峰值、触地点 ＶＯｒｌ Ｍｉｓｅ应力峰值及各峰值对应的具体时间见表４。 由表４可知，在２００ ｓ的模拟时间内，立管顶端最大 轴向下沉速度对应的时间与触地点最大ｙｏｎ Ｍｉｓｅ应 ０００ ｂ 萋蓬一 １／ ０００ ０００ 辍 ０００ ０００ 删盛 Ｏｏｏ 一 ： … ＾一ｎ／、 ．ｎ 《 ０００ 冒 霜 ｂ）波形Ｉ触地点最大ｖｏｒｌ Ｍｉｓｅ应力时历曲线 大ＶＯｌｌ Ｍｉｓｅ应力与立管门廊轴 ３Ｉ Ｉ Ｉ： ｌ Ｉ ｌ 妞０ ４０ ８０ １２０ １６０ ２００ ０ ４Ｏ ８Ｏ ｌ２Ｏ ｌ６Ｏ ２００ 纠 时间／ｓ 时间／ｓ ａ）波形ＩＩ立管门廊轴向 ｂ）波形ＩＩ触地点最大ＶＯＦＩ 下沉速度时历曲线 Ｍｉｓｅ应力时历曲线 图６波形ＩＩ工况下触地点最大ｙｏｎ Ｍｉｓｅ应力与立管门廊 轴向下沉速度之间的关系 表４触地点最大ｖｏｎ Ｍｉｓｅ应力与立管门廊轴 向下沉速度关系 波形 立管门廊轴 峰值 立管触地点 峰值 分类 速度向最大下沉 时间最大ｖｏｒｔ Ｍｉｓｅ／（ｍ／ｓ） ／ｓ 应力／ｋＰａ 时间／ｓ 波形Ｉ ２．７１ ９５．０ １２ １９５ ９５．９ 波形ＩＩ ２．０３ ９３．８ ７ ９２２ ９５．０ 力对应的时间非常接近，两者的偏差在１ ｓ左右。产 生时间偏差的主要原因是立管门廊运动响应在传递 到立管触地点的过程中要耗费一定的时问。对于波 形ＩＩＩ等其他工况，具有相同的结果。这里选用上述 验证得到的方法，根据立管门廊最大轴向下沉速度 来获取极限载荷工况。 ＦＰＳＯ在极限工况下的位置是正方向（艏朝西， 艉朝东），立管门廊分布位置有８个且这８个位置以 ４５。的间隔均匀分布在转塔上。表２中列举出的波 形都具有９种波浪入射角，从０。～１８０。，间隔角度为 ２２．５。，具体的分布情况见图７。在选择极限工况的 过程中，要对２１６种不同工况进行分析。波形Ｉ对 应的波浪入射角、立管门廊位置和立管门廊最大轴 向下沉速度之间的关系见图８。另外２种波形对应 的立管门廊最大轴向下沉速度变化曲线与波形Ｉ近 似。通过对２１６种工况进行分析得出，当立管门廊 所在位置为２７０。时，波浪载荷为波形Ｉ，且波浪入射 角与ＦＰＳＯ所夹的角度为９０。时立管门廊轴向下沉 速度最大，最大值为５．９４ ｍ／ｓ。一般情况下立管门 廊极限下沉速度不会超过３ ｍ／ｓ，因此在上述极限 工况下，为保证工程安全，需对生产立管提出更高的 设计要求。 【ｓ／县＼雠蝌蜉 立管门廓位置２７Ｏ 三 图７极限工况选择方法 图８最大轴向下沉速度 ３ 极限强度分析 在极限工况下对改进型缓波型立管、传统型缓 波型立管及简单ＳＣＲ触地点处的极限强度进行分 析。分析过程中考虑转塔脱离ＦＰＳＯ前后２种状 态。引入应力比（实际应力／许用应力）表示立管强 度情况，许用应力与屈服应力的比值为０．８。３种立 管触地点处的应力比见图９。 一传统型缓波型立管 图９ ３种立管在触地点处的最大应力比 徐显明，等：转塔式系泊ＦＰＳＯ中的缓波型立管水动力分析 ７５ 由图９ａ可知：当转塔未脱落时，简单ＳＣＲ触地 点处的应力远高于另外２种立管，且存在明显的应 力峰值；改进型缓波型立管触地点处的应力比传统 缓波型立管稍大，但相比简单ＳＣＲ有较大程度的降 低，且在整个触地段不存在应力峰值；传统型缓波型 立管触地点处的应力在３种立管中最小，２个应力 峰值分别出现在浮块段和浮块段之前的悬垂段，应 力的最大值出现在浮块段。 由图９ｂ可知：当转塔脱离ＦＰＳＯ后，３种立管的 应力都发生大幅度的下降，这是由于当转塔下沉到 水下一定位置后，波浪载荷对立管的影响降低；改进 型缓波型立管与传统型缓波型立管都出现３个应力 峰值，对应的位置分别是悬垂段、浮块段和触地点； 简单ＳＣＲ的应力最大值出现在触地点处，而２种缓 波型立管的应力最大值均出现在各自的浮块段且在 触地点处的应力值非常接近。出现这种现象的主要 原因是转塔脱落后改进型缓波型立管的结构形状发 生改变，由之前的形状变成近似陡坡型形状。 转塔脱落前３种立管最小有效张力沿立管的分 布见图１０。简单ＳＣＲ受到的大部分是压力而非张 力。产生这种结果的原因主要是简单ＳＣＲ门廊的 最大轴向下沉速度＞５ ｍ／ｓ，该值远大于正常的下沉 速度（通常≤３ ｍ／ｓ）。立管门廊过大的下沉速度会 导致一个较大的拖曳力系数产生，从而导致较大的 压力出现。改进型缓波型立管也存在一部分管线受 压的情况，但压力值与简单ＳＣＲ相比非常小；传统 型缓波型立管在整个管线上仅受轴向张力。 图１０ ３种立管最小有效张力沿立管的分布 转塔脱落前后３种立管的最大有效张力见图 １１。由图１１ａ可知，转塔脱落前改进型缓波型立管 的最大有效张力略大于传统型缓波型立管，但远小 于简单ＳＣＲ。因此，当环境工况极其恶劣或作业水 域较深时，为满足张力设计要求，应采用缓波型立管 来保证生产的安全性。计算结果表明，改进型缓波 型立管相较于传统型缓波型立管仅在顶端悬挂点处 存在张力极值，且张力变化趋势较为平缓。由图 １１ｂ可知，转塔脱离后３种立管的有效张力均发生 大幅度的下降。２种缓波型立管张力极值均出现在 顶部悬挂处和浮块段，改进型缓波型立管浮块段的 张力极值要稍大于传统型缓波型立管，但触地点处 的张力要小于传统型缓波型立管。根据ＡＰＩ ＲＰ ２Ａ 的要求，立管的最小拉断力为２５ ６４３ ｋＮ，经过计算 得出，在极限工况下，无论转塔是否脱离，３种立管 的最大有效张力均未超出最小拉断力，因此３种立 管都满足设计规范中关于最小拉断力的要求。 一传统型缓波型立管 歪 Ｚ ＼ ＼ 籁 较 妊 姬 ＿Ｋ 略 ０ ４０ ８０ １２Ｏ１６０ ２００ ２４０ ２８０ ０ ４０ ８０ １２０１６０ ２００ ２４０ ２８０ 弧长／ｍ 弧长／ｍ ａ）转塔脱落前 ｂ）转塔脱落后 Ｏ 一目／Ｏ ｐ曼＼斟丑 Ｏ ０ Ｏ 图ｌ１最大有效张力 ：兮０ 图１２给出转塔脱落前后３种立管在极限工况 下最大弯曲曲率沿立管的分布。从图１２中可看出， 无论转塔是否脱离，简单ＳＣＲ的最大曲率均发生在 触地点，２种缓波型立管最大曲率均发生在浮块末 端附近，且在这２种状态下简单ＳＣＲ曲率的最大值 都大于缓波型立管的最大值。在动态分析过程中， 改进型缓波型立管的曲率变化趋势与传统型缓波型 立管相近。 一传统型缓波型立管 传统型缓波型立管 ：直 ４０ ８０ １２０ １６０ ２００ ２４０ ２８０ 弧长／ｍ ａ）转塔脱落前 ｂ）转塔脱落后 图１２转塔脱落前后３种立管在极限工况下 最大弯曲曲率沿立管的分布 由图１２可知，转塔脱落前后简单ＳＣＲ触地点 处的曲率极值发生了显著的变化。这是因为转塔未 脱离时立管受到顶部连接的ＦＰＳＯ及波浪运动的干 扰，导致触地点与海床发生剧烈的作用，进而促使触 地点附近管线发生较大的弯曲变形；但当转塔脱离 后立管不再受ＦＰＳＯ运动的影响，波浪载荷对立管 的影响也大大降低，导致触地点附近管线弯曲变形 减小。转塔脱落前后２种缓波型立管在触地点曲率 的变化幅度均很小，这是由于在管线悬垂段安装浮 块后可有效隔离顶部动态干扰和海床的相互作用。 此外，由于未在立管尾部设置抗弯装置，２种缓波型 （下转第９６页） ９６ 中国航海 ２０１６年第４期 （上接第７５页） 时，立管触地点处的应力值同样达到最大。 参考文献 立管的曲率除了在浮块段具有极大值之外，在立管 尾部也出现了曲率极值。在实际立管中，可通过安 装钟型嘴等抗弯装置来减小此处的弯矩。 ［１］ＹＵＥ Ｂ，ＷＡＬＴＥＲＳ Ｄ，Ｙｕ Ｗｅｉｗｅｉ，ｅｔ ａ１．Ｌａｚｙ Ｗａｖｅ ＳＣＲ ｏｎ Ｔｕｒｒｅｔ Ｍｏｏｒｅｄ ＦＰＳＯ［Ｃ］．２Ｈ Ｏｆｆｓｈｏｒｅ Ｉｎｃ， Ｈｏｕｓｔｏｎ，ＴＸ，ＵＳＡ，２０１０． ４ 结束语 通过分析可知，２种缓波型立管各有特点，实际 应用时要根据实际情况选择合适的立管结构形状。 ［２］ｗｕ Ｍ，ＨＵＡＮＧ Ｋ．Ｔｈｅ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ Ｖａｒｉｏｕｓ ＳＣＲ Ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎｓ ｆｏｒ Ｂｏｗ Ｔｕｒｒｅｔ Ｍｏｏｒｅｄ ＦＰＳＯ ｉｎ Ｗｅｓｔ Ａｆｒｉ— １）改进型缓波型立管相比传统型缓波型立管 不存在高度逆差，在有效提高管内液体流动安全性 的同时还可保证触地点处的极限强度达到设计要 ｃａ［Ｃ］．Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇ ｏｆ １７ｔｈ Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｏｃｅａｎ ａｎｄ Ｐｏｌａｒ Ｅｎｇｉｎｅ Ｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅ，Ｌｉｓｂｏｎ，Ｐｏ￣ｕｇＭ，２００７． ［３］孙丽萍，周佳，王佳琦．深水柔性立管的缓波型布置及 参数敏感性分析［Ｊ］．中国海洋平台，２０１１，２６（３）：３７— ４２． 求。当转塔脱落后，相比传统缓波型立管，改进型缓 波型立管的整体有效张力减小幅度更大，顶端连接 处的张力更小。在实际工程中，若考虑浮块制造成 ［４］ 陈金龙，汤明刚，卢青针，等．浮筒转塔式系泊系统中 的动态管缆数值分析［Ｊ］．计算机辅助技术，２０１４，２３ （４）：２６－３０． 本、铺管难度及管内液体流动，可优先采用改进型缓 波型立管。 ［５］ 白兴兰，黄维平．刚悬链线立管与Ｓｐａｒ整体分析初探 ［Ｊ］．工程力学，２００９，２６（１２）：１６１—１６６． ［６］Ｏｒｃｉｎａ Ｌｔｄ．Ｏｒｃａｆｌｅｘ Ｍａｎｕａｌ［Ｋ］．Ｖｅｒｓｉｏｎ ９．４ａ，２０１０． ［７］ＲＡＮ Ｚ，ＫＩＭ Ｍ Ｈ，ＺＨＥＮＧ Ｗ．Ｃｏｕｐｌｅｄ Ｄｙｎａｍｉｃ Ａｎａｌ— ｙｓｉｓ ｏｆ ａ Ｍｏｏｒｅｄ Ｓｐａｒ ｉｎ Ｒａｎｄｏｍ Ｗａｖｅｓ ａｎｄ Ｃｕｒｒｅｎｔｓ ２）在极限工况下，无论转塔是否脱落３种立管 在触地点处的最大应力均未超出许用应力，但缓波 型立管与简单ＳＣＲ相比在触地点处具有更好的动 态响应，因此在极端环境条件下应首先考虑采用缓 波型立管，从而保证生产的安全性。 ３）立管门廊轴向下沉速决定着立管触地点处 的强度响应，当立管门廊轴向下沉速度达到最大值 （Ｔｉｍｅ Ｄｏｍａｉｎ Ｖｅｒｓｕｓ Ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ Ｄｏｍａｉｎ Ａｎａｌｙｓｉｓ）［Ｊ］． Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｏｆｆｓｈｏｒｅ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ａｎｄ Ａｒｃｔｉｃ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ． １９９９，１２１：１９４—１９９．
