新型立管管卡设计在后安装立管项目中的应用

叶茂盛，郑 玮，马君诚

(1.海洋石油工程股份有限公司 天津300451；2.中交疏浚(集团)股份有限公司 北京100013)

1 研究背景

中海油在役平台的产量已不能满足国内对石油资源日益增长的需求，因此需要对在役平台进行改造，通过增设立管，铺设海底管道以增加油气产出量。目前，对平台后安装立管项目的立管管卡结构设计一般有2种形式。

1.1 无预留立管卡子基座平台

这类平台通常在项目开发阶段未设计预留立管卡子基座，平台投产后需进行适应性改造，增加立管以提高产量。针对这一类型平台的改造，通常设计抱卡结构与平台导管架结构连接以达到固定立管结构的目的(图1)。

图1 无预留立管卡子基座平台立管管卡结构形式Fig.1 Riser clamp for platform without reserved base for riser clamp

1.2 有预留立管卡子基座平台

这类平台通常在项目开发阶段已经设计预留立管卡子基座，平台投产后，便于提高产量，对其进行改造增加立管结构。这一类型平台通常在渤海海域，因水深较浅预留卡子数量少(一般设计 3～4个预留卡子基座)，可调整空间较大，海上施工难度小。针对此特点，一般设计与预留基座匹配的固定式法兰盘螺栓连接结构以达到固定立管结构的目的(图2)。

图2 带预留立管卡子基座平台立管管卡结构形式Fig.2 Riser clamp for platform with reserved base for riser clamp

2 新型立管管卡结构方案

随着海洋油气勘探开发不断向深水领域发展，较深水固定平台的适应性改造项目在近几年逐渐增多。对带有预留基座的较深水固定平台的后安装立管改造项目，预留基座设计数量多(12个以上)，且预留基座在制造、组对和安装过程中存在一定的偏差。

本论文基于南海某较深水固定平台的立管改造项目，该平台导管架结构设有预留卡子基座 13个。本次后安装立管改造需要利用现有基座设计立管管卡结构。

该平台导管架建造方仅在预留基座法兰盘陆地安装完成后进行了测量，测量数据显示仅有基座法兰盘中心位置处在水平和纵向两个方向上与设计值偏差(图3，表1)，未对预留基座法兰盘上螺栓孔的角度进行测量。根据现场实测反馈，预留基座 12点位置螺栓孔偏离原设计位置大约5°。

图3 建造方预留基座质检报告数据及测量位置Fig.3 Data and location of reserved base for riser clamp

若采用固定法兰盘螺栓连接的卡子基座形式，立管极有可能无法被立管管卡固定而导致项目失败。为此，根据项目的实际情况，提出了可旋转式法兰盘的管卡结构，由立管连接的卡子结构、支撑管、可旋转法兰盘以及盲板组成(本论文着重研究后3部分内容)。此管卡结构基于摩擦原理，通过对螺栓施加预紧力压紧固定。该方案消除了卡子基座在建造、组对和安装过程中产生的偏差，切实降低了立管安装风险。可旋转法兰盘管卡结构方案见图4。

表1 建造方预留基座测量值Tab.1 Detailed data of reserved base for riser clamp

图4 可旋转法兰盘管卡结构方案Fig.4 Riser clamp structure with rotatable flange

3 新型立管管卡结构核算

可旋转法兰盘管卡结构需要进行立管管卡稳定性和强度核算。

3.1 新型立管管卡结构稳定性核算

可旋转法兰盘管卡结构通过螺栓施加预紧力，预紧力通过法兰盘至盲板与预留基座法兰盘接触以固定立管管卡支撑结构。一方面立管管卡受立管的荷载产生旋转扭矩，另一方面立管管卡受环境荷载影响也会产生旋转扭矩。因此，设计的可旋转管卡结构与预留基座的摩擦力应能抵抗立管荷载以及环境荷载所产生的旋转扭矩。为保证摩擦力产生的抗旋转扭矩大于立管荷载及环境荷载产生的旋转扭矩而不发生旋转，需要进行以下3方面的校核。

3.1.1 螺栓预紧力的确定

设计选取 ASTM A193 B7M[1]螺栓，按照 AISC规范[2]要求计算其预紧力，同时考虑该平台预留基座的强度影响螺栓预紧力的取值。利用ANSYS软件建有限元模型，对法兰盘施加荷载进行计算。经核算，在预留基座结构强度满足要求的情况下，确定允许螺栓的最大预紧力。分析模型见图 5，有限元分析结果见图6。

图5 预留卡子基座实体结构及有限元分析模型Fig.5 Reserved base for riser clamp and FEA model

3.1.2 抗旋转扭矩计算

按照 OTH 88 283[3]要求，水下螺栓连接需要考虑一定的安全系数和折减系数。盲板与预留卡子基座间的摩擦系数按现场实验数据取值(表2)。

图6 预留卡子基座有限元分析结果Fig.6 FEA result of reserved base for riser clamp

表2 钢板摩擦力系数现场实验结果Tab.2 Steel friction coefficient test result

计算得到可旋转法兰盘管卡结构的抗旋转扭矩值为55.18kN·m，具体见表3。

表3 可旋转法兰盘管卡结构抗旋转扭矩计算Tab.3 Torque resistance calculation for Riser Clamp with Rotating Flange

3.1.3 可旋转法兰盘是否发生旋转判断

根据相关专业提供的卡子反力以及环境荷载计算可旋转管卡法兰盘处的实际旋转扭矩，并与抗旋转扭矩值进行对比，见表4。

表4 可旋转法兰盘管卡结构实际旋转扭矩以及抗旋转扭矩对比Tab.4 Actual torque and torque resistance compari-son for riser clamp with rotating flange

根据上述计算结果得出：可旋转法兰盘管卡结构固定后，由摩擦力产生的抗旋转扭矩大于实际旋转扭矩。因此，可旋转法兰盘管卡结构不会发生旋转。

3.2 新型立管管卡结构强度校核

可旋转法兰盘管卡结构的关键受力部位为法兰盘结构部分，采用ANSYS软件对法兰盘结构部分进行强度校核。在ANSYS中建立可旋转法兰盘管卡结构模型，施加螺栓预紧力以及实际扭矩进行计算，模型及施加荷载见图 7，软件计算结果显示强度满足要求，具体结果见表 5，可旋转法兰盘结构的应力云图见图8—图12。

表5 可旋转法兰盘管卡结构应力汇总表Tab.5 Stress analysis for riser clamp with rotatable flange

图7 可旋转法兰盘结构模型及施加荷载Fig.7 Model and applied load of riser clamp with rotating flange

图8 可旋转法兰盘结构总体应力云图Fig.8 Overall stress cloud of riser clamp with rotatable flange

图9 法兰盘结构应力云图Fig.9 Stress cloud of rotatable flange

图10 支撑管应力云图Fig.10 Stress cloud of support pipe

图11 盲板应力云图Fig.11 stress cloud of blind plate

图12 法兰盘与盲板接触面应力云图Fig.12 Stress cloud of contact surface between rotatable flange and blind plate

4 总 结

本文根据较深水固定平台预留立管卡子的特点并结合平台现场调研的情况，创造性地提出了可旋转式法兰盘立管管卡的结构形式，解决了预留卡子基座在建造、组对和施工过程中产生的误差以及现场调研发现的问题，并对此新型立管管卡结构进行了 2部分校核：①新型立管管卡稳定性校核。此部分首先通过预留立管卡子基座的强度确定螺栓预紧力，同时，根据现场实验数据的摩擦系数确定新型管卡的抗旋转扭矩，并与实际旋转扭矩进行对比。②新型立管管卡强度校核。此部分采用ANSYS软件对新型立管管卡的支撑管、盲板和可旋转法兰盘进行了强度校核。

可旋转法兰盘管卡结构设计在实际工程项目中得到了成功应用，不仅提高了海上施工效率，节省了投入，创造出了较大的经济价值，同时可旋转式法兰盘结构设计消除了预留卡子基座在建造、组对和施工过程中产生的误差，切实降低了立管安装的风险，也为后续类似项目的后安装立管改造设计提供了新的设计思路和方法。