缓波形立管的复合构型响应分析

余 杨，吴凡蕾，余建星, 3，张振兴，傅一钦，张 阳

缓波形立管的复合构型响应分析

余 杨1, 2，吴凡蕾1, 2，余建星1, 2, 3，张振兴4，傅一钦1, 2，张 阳4

(1. 天津大学水利工程仿真与安全国家重点实验室，天津 300072；2. 天津大学天津市港口与海洋工程重点实验室，天津 300072；3. 北部湾大学机械与船舶海洋工程学院，钦州 535011；4. 海洋石油工程股份有限公司，天津 300072)

深海立管运用浮力块能有效隔离悬挂点与触地区(TDP)的动力响应，减少上部浮体运动导致管道触地区的动态屈曲等负面影响．采用集中质量法建立整体立管的非线性力学模型，应用海洋工程分析软件OrcaFlex进行数值模拟，考虑两种不同浮子段布置形式的立管构型，分别为缓波型立管(LwSCR)与赋形立管(Shaped SCR)，对比二者静态力学特性．考虑南海一年一遇不规则波工况及FPSO运动，分析LwSCR与Shaped SCR重点位置的垂向运动响应，归纳两种波型优缺点，并应用于复合构型立管的构型优化中．提出两种双波复合构型的优化结构并与传统LwSCR双波型进行有效张力及垂向运动响应对比，提出一种优化后的三波复合构型，并与单波、双波构型进行力学特性及垂向运动响应对比分析．结果表明：LwSCR的整体静态有效张力低于Shaped SCR，且浮子段静态弯矩值随着高度逆差增高而增大．Shaped SCR的重点位置垂向运动响应相对更弱，采用该构型能提高立管在海流中的稳定性．但Shaped SCR构型立管暴露在海流中的长度更短，管道到达触地区域的动态响应衰退量不足．在多波复合构型优化中发现三波复合构型具有最佳运动隔离效果，在实际工程中若合理运用Shaped SCR与LwSCR的复合构型，能降低立管整体张力分布水平及触地点的运动响应，提高整体工程的安全性及立管的使用寿命．

缓波型立管(LwSCR)；Shaped SCR；构型优化；OrcaFlex

海洋立管是深海油气开采中运用较为广泛的工程装备，钢悬链线立管(steel catenary riser，SCR)具有造价低、结构简单等特点，被广泛运用于南美洲、非洲等地区的温和海况的海域作业．随着资源开采逐渐步入深海，传统SCR损坏率增加[1-5]，研究发现用浮力块固定在SCR中部使立管浮起，能延长立管的使用寿命．能达到立管托起效果的浮力块布置构型主要分为两种：一是具有明显垂弯段与拱弯段的缓波型立管(lazy-wave SCR，LwSCR)，高度逆差较大，易造成管内流体的逆流和堵塞等问题；二是赋形立管(Shaped SCR)，不具有明显的垂弯段、拱弯段和高度逆差．

目前，国内外对带浮力块钢悬链立管的构型优化及动态响应已有一定的研究成果．Trapper[6]和Wang等[7]考虑大、小变形梁理论建立LwSCR模型，在管土作用、海流及内流等影响下模拟LwSCR的非线性力学运动．Ai等[8]和赵园等[9]以应力及疲劳损伤最小化为优化目标，利用遗传算法对LwSCR立管进行优化设计．Oh等[10]开发了基于仿真LwSCR构型的设计框架，并将动态仿真模型用于LwSCR的构型设计．于帅男等[11]和阮伟东等[12]对多重LwSCR构型进行优化，对优化后立管的各项参数进行敏感性分析，对比SCR、LwSCR以及多重LwSCR的动力响应特征，探究缓波布置构型对深水立管动力响应的影响规律和对立管触地区运动的解耦机理．傅一钦等[13]基于立管结构数值模拟，对深海柔性立管热点位置进行参数敏感性分析．Felisita等[14]与Yue等[15]对LwSCR与Shaped SCR的构型进行对比分析，对SCR、LwSCR及Shaped SCR三者的一阶运动疲劳响应进行了研究．陈伟民等[16]对上部浮体与立管耦合运动研究进行梳理，分析了国内外各简化模型的优劣．Eom等[17]和Kim等[18]基于FPSO垂向运动对比了SCR与LwSCR特殊位置的动态响应，结果表明LwSCR能有效消除触地点的动态屈曲．Ruan等[19]与李艳等[20]分析了LwSCR在上部浮体慢漂及洋流作用下力学性能的变化趋势及疲劳点时域响应的影响规律．Yi等[21]和Wang等[22]将LwSCR的安装传递过程划分为3个阶段进行分析，对影响立管性能的力学参数进行了数值分析．现有研究多侧重于LwSCR的理论模型建立、LwSCR力学特性分析及其与SCR的比较分析，LwSCR的布置构型单一，且高度逆差对立管构型的影响往往不被考虑，对Shaped SCR构型的研究较少．而实际工程中立管的高度逆差对运输效率具有较大的影响，具有不同高度逆差的两种立管构型LwSCR与Shaped SCR运用于立管波型布置中会产生不同的效果，工程中应考虑两种构型的优劣，结合实际需求灵活布置立管构型，提高运输效率．

本文考虑上述问题，采用集中质量法建立整体立管的非线性力学模型，应用OrcaFlex软件模拟不同浮力块布置形式的立管的静、动态特性及响应，着重考虑在不规则波及FPSO运动影响下LwSCR与Shaped SCR两种构型整体分布以及局部热点位置的力学特性和垂向运动响应，总结二者优缺点并将其运用于多波型立管的复合构型优化中；提出多波型立管的复合优化构型并完成对比分析，为缓波型立管布置构型的工程设计提供参考．

1 立管建模

图1 OrcaFlex立管单元的有限元模型

图2 立管单元的受力分析

忽略转动惯量及管内流体的影响，其平衡方程可写为

不考虑管道扭转的影响，其弯曲平衡方程为

2 LwSCR与Shaped SCR静态构型分析

图3为LwSCR、Shaped SCR与SCR的构型对比．从图中可知，前两者与SCR相比，由于浮力块作用增加了立管在深海中悬浮段的长度(即管道受海流作用的长度)，使立管在海流中的响应更加复杂．管道躺底部分长度减少，降低了发生复杂的管道土壤相互作用的概率．LwSCR与Shaped SCR的区别在于：LwSCR比Shaped SCR具有明显的高度逆差，从而形成拱弯段与垂弯段的立管构型，在立管的垂弯段处易发生管内流体的堵塞、逆流等，且LwSCR构型的高度逆差会随着浮力块位置与参数的变化而变化．

图3中，s与L分别表示Shaped SCR与LwSCR的海床端点，可以看出在相同立管长度的情况下，Shaped SCR构型由于不具有高度逆差，相比于LwSCR受到海水作用的立管长度更短，立管在深海中暴露的长度减少，导致立管整体的水平距离增加. 由于具有明显的高度逆差，LwSCR暴露在海流中的立管长度受浮子段的上浮作用而增加，立管整体的水平距离减少．

图3 3种立管构型示意

2.1 立管设计参数

立管参数及环境参数参考文献[11]与文献[25]设置，具体参数见表1．环境参数中流参数由于缺乏详细实际数据，选取线性剖面流作为替代进行理论研究分析．为了使分析效果更明显，表层流速考虑南海百年一遇的台风海况，水平面流速设置为2.5m/s，方向为180°．立管总长指的是立管未受拉伸时的长度，立管在海水中长度的变化则会考虑到立管自身的轴向刚度、管壁外部和内部压力影响、自重影响与泊松比效应等而呈现伸长的效果．

表1 LwSCR参数

Tab.1 Parameters of LwSCR

2.2 高度逆差对立管静态力学特性的影响

为了研究高度逆差对立管静态力学特性的影响，将一组Shaped SCR与3组高度逆差递增的LwSCR进行对比，4根管道的浮力块参数、布置及高度逆差数据见表2，Shaped SCR为1号管，3组LwSCR分别为2～4号管．浮力块相关参数的改变被转换成该段立管等效刚度、等效质量的改变，从而起到改变立管构型的作用．将3组LwSCR的浮力块质量递减、浮力块体积递增且浮子段的起始位置延后，调整出高度逆差递增的立管构型，所有立管的浮子段总长度皆为200m．4根管道在静态分析中上端与上部浮体铰接，其坐标均为(0，0，0)m；下端与海底连接方式为固定连接，坐标如表2所示．

根据表2的数据建立1～4号立管的静态构型图，进而对比4根立管的静态力学特性，结果如图4所示．由静态构型图4(a)可知，4根立管的高度逆差逐渐增大，其中属于Shaped SCR类型的1号管浮子段的高度逆差为0m，该构型有益于提高管内流体的运输效率，避免管内流体堵塞、逆流．在保证管长相同的情况下，不明显的高度逆差意味着更大的悬挂角与更长的管道铺设距离，以及更小的管道触地点夹角.

表2 LwSCR与Shaped SCR的浮力块布置及高度逆差对比

从有效张力分布图4(b)中可以看出，4根立管的最大张力点皆为悬挂点，该点由于张力过大易成为立管损伤的热点位置．对比1～4号立管张力分布发现，1号管的整体张力值普遍大于2～4号管，说明具有高度逆差的LwSCR构型相较于Shaped SCR构型的张力隔离效果更优．从悬挂点张力值来看，高度逆差越明显立管悬挂点的张力值越小．4根立管在拱弯段高点至触地点的张力值差别不大，说明高度逆差增加导致上浮段构型的变化主要对立管前半部分悬挂段的影响较大．由弯矩分布图4(c)可以看出，浮子段的弯矩值随着高度逆差的增加而递增，因为随着高度逆差的增加，LwSCR其上浮段管体弯曲程度更大，导致曲率极值点产生较高的弯曲应力，故应当注意LwSCR浮子段高度逆差增大导致的额外立管损伤．

（a）静态构型（b）有效张力分布（c）弯矩分布

3 LwSCR与Shaped SCR的复合构型立管动态响应分析

3.1 环境设计参数

表3 FPSO及波浪主要参数

Tab.3 Main parameters of FPSO and waves

由前人的研究[15,27]可知，深海立管重点位置如触地点、悬挂点等受到的损坏主要由上部浮体的垂向运动引起，即受垂荡与纵摇运动的影响较大，立管特性(如有效张力、弯矩等)的变化相较于悬挂点垂向速度的变化在时间上有所延后，且变化幅度相似，说明立管的力学特性受上部浮体垂向运动的影响较大，且有一定的时间延迟．

根据第2节中的结论，基于FPSO的垂向运动对不同构型立管系统整体垂向动态力学特性与重点位置动态力学特性进行深入分析与探讨．

3.2 LwSCR与Shaped SCR重点位置垂向运动响应谱对比

图5为Shaped SCR与LwSCR的构型对比，对两种立管的重点位置进行分析．其中1为立管悬挂点，2与3分别为LwSCR垂弯段的最低点与拱弯段的最高点，4为Shaped SCR浮子段的高点，5与6分别为LwSCR与Shaped SCR的触地点．通过对两种立管的重点位置1～6的垂向位移与垂向速度的响应分析，可以判断出两种构型隔离上部浮体响应对立管整体运动影响的能力．

图6与图7分别为各重点位置的垂向位移响应谱与垂向速度响应谱．对比1～4垂向位移和速度响应发现，Shaped SCR浮子段高点的垂向运动响应最弱，随后是LwSCR拱弯段高点、LwSCR垂弯段低点．LwSCR由于高度逆差较大，上浮段明显，该立管受到海洋流体荷载作用的范围更大，且受到FPSO垂向运动影响，故立管节点的垂向运动更加剧烈．说明在上浮形式的立管构型中，Shaped SCR浮子段节点的稳定性要高于LwSCR对应部分的稳定性．

图5 Shaped SCR与LwSCR的构型对比

图6 Shaped SCR与LwSCR重点位置垂向位移响应谱

观察图6中触地点垂向位移响应发现，上浮段位移响应不稳定会直接影响触地点的垂向位移，故LwSCR在触地点的垂向位移响应要比Shaped SCR的更剧烈，位移变化的幅度更大．然而在图7的触地点垂向速度响应中，Shaped SCR的响应谱密度幅值大约为LwSCR的7倍．由于触地点的垂向速度主要来源于上部浮体响应[6]，可知Shaped SCR虽在浮子段节点处比LwSCR更加稳定，受到海流荷载的影响更小，但是该构型相比于LwSCR会更早地接触到海床，悬挂段较LwSCR更短，即立管受到海流作用的长度更短，到达触地点的动态响应衰减量较LwSCR更少，所以动态隔离效果不如LwSCR构型．

图7 Shaped SCR与LwSCR重点位置垂向速度响应谱

3.3 LwSCR与Shaped SCR的复合构型垂向运动响应分析

典型的多波型LwSCR立管通常分为单波、双波和三波型立管，3种波型的浮子段布置数据如表4所示，立管构型、力学特性如张力及弯矩如图8所示．

图8中显示，在保证浮子段总长相等的情况下，浮子段分散布置有助于降低立管整体张力分布水平，特别是位于悬挂点处的张力得以降低，能够减少悬挂点由于张力过大产生的立管损伤．弯矩随着波型变化而变化，多波型位于浮子段的弯矩值要高于单波型，在实际工程中需注意波型布置，避免局部弯矩过高导致立管损伤．

为了降低立管悬挂点、浮子段及触地点的张力水平，在实际工程中的立管布置多采用多波构型，结合前文Shaped SCR与LwSCR的波型响应对比，对双波LwSCR的波型布置进行优化，主要目的是将Shaped SCR与LwSCR两种波型结合在一起，考虑二者优缺点在构型布置上达到取长补短的最佳效果．具体构型优化及优化后的动态有效张力与动态弯矩分布如图9所示，其中靠近悬挂点的波型称为首波，靠近触地点的波型称为次波．浮力块的布置位置如表5所示．其中b组立管由典型LwSCR双波构成，a和c组立管的两个波型分别由Shaped SCR与LwSCR组成，位于不同的位置．

由3组管道的动态张力分布可以看出，a组与c组立管在悬挂点的张力最大值低于b组立管，且c组立管在该点的动态张力变化幅值最低，说明在立管中尤其是首波处添加Shaped SCR构型有助于降低悬挂点所承受的张力，这是由于Shaped SCR构型不需要形成明显的高度逆差，相比于LwSCR可以布置在立管较高的位置，有助于减少从上部浮体到首波的立管长度，且添加Shaped SCR有助于减少立管悬挂段的自重，从而降低悬挂点的有效张力．从3组管道的动态弯矩分布来看，3组的弯矩最大值差别不大，c组立管的弯矩最小值相较于另外两者更低，变化幅度更大，故应关注c组立管由于弯矩变化过大带来的立管损伤．

表4 多波型立管浮子段布置形式

Tab.4 Float section arrangement of the multiwave riser

图8 多种波型LwSCR的整体静态特性对比

图9 双波型立管的构型优化及动态有效张力与动态弯矩对比

表5 3种立管的浮力块分布位置

Tab.5 Distribution positions of pontoons for three kinds of risers

从图10中3种构型对应的垂向速度对比可以看出，立管在添加Shaped SCR构型的位置如a组立管次波及c组立管首波对应垂向速度更为平缓稳定，与前文Shaped SCR与LwSCR的对比结论相符．由图中可以看出，a组与b组的上部波型皆为LwSCR构型，下部波型不同，整体垂向速度分布差别不大．而c组上部波型为Shaped SCR构型，在浮子段的垂向速度分布值较a组与b组更小且更平缓．故在双波构型的立管中，首波构型对垂向速度的影响要大于次波构型，且在首波配置Shaped SCR构型有助于减少管道垂向速度的突变，使整体管道垂向速度平稳过渡．

图11中分别对比的是a～c组立管的首波最高点、次波最高点和触地点的垂向动态位移响应．由图中可知，a组与c组由于加入了Shaped SCR构型，使得该构型附近的立管质点具有较好的稳定性．然而对于触地点的响应，a组在该点的垂向动态位移响应最大，说明a组隔离上部浮体对触地响应的效果最差．在c组中Shaped SCR构型位于上部，增加了立管质点在深海环境中的稳定性；LwSCR构型位于下部，距离触地区更近，从而增强了动态响应的隔离效果．故在a～c 3组立管中，a组立管的动态隔离效果最差，且立管质点的稳定性不佳；b组相比于c组动态隔离效果更好，但根据其速度分布及垂向动态位移响应来看，由于双波皆由LwSCR构型组成，其立管

图10 3种立管垂向速度对比

图11 3种立管重点位置垂向动态位移响应对比

质点的稳定性稍差且在悬挂点的张力较大，b组与c组可根据不同的工程需求进行选择．

以c组立管为双波型的优化结果，考虑到波型的组合建立单波至三波复合立管构型的模型，对3种立管进行整体及局部特性对比分析．

表6为单波到三波立管的浮力块位置分布．图12为单波到三波立管优化示意及对应动态有效张力及动态弯矩分布，其中单波采用的是典型LwSCR，三波则采用中间LwSCR两端Shaped SCR的形式．从动态张力分布可以看出，三波构型整体张力分布最平缓，要优于另外两者．在双波型中次波LwSCR构型的张力值较大，而由三波型看出在尾部添加一段Shaped SCR能有效降低立管下半段的张力水平．由动态弯矩分布可以看出，随着波数的增多，弯矩最大值及幅值增大，故应当避免波数增多引发的立管局部损伤．

3种构型的整体垂向速度分布见图13，由第3.2节的结论可知Shaped SCR布置构型可降低该部分立管的垂向速度响应，故可知双波与三波由于有Shaped SCR的布置，在500m后的速度更小，分布更平缓．

表6 不同波数立管构型的浮力块位置分布

对3种构型的重点位置进行分析，重点位置分布如图14所示，其中点为立管悬挂点，1～6为各波型上浮段的高点，1～3为3种波型的触地点．图15为重点位置的垂向速度响应谱对比，可以看出随着水深的增加3种构型的响应都呈现递减的状态，双波与三波的各点响应相较于单波更小，波型更稳定.三波与双波相比增加了位于6点的Shaped SCR构型，触地点的垂向速度响应相比于双波型减少了一半，说明三波构型进一步优化了触地点的运动响应，对隔离上部浮体运动具有更优的效果．

图12 不同波数立管的构型优化及动态有效张力与动态弯矩对比

图13 不同波数立管构型的垂向速度对比

图14 重点位置分布示意

4 结 论

本文采用集中质量法建模，通过OrcaFlex建立LwSCR与Shaped SCR的静态构型，在受不规则波影响下考虑FPSO动态响应，对比LwSCR与Shaped SCR及优化后的复合构型柔性立管整体及重点位置的动态特性，分析各复合构型立管的运动响应隔离效果，得出以下结论．

(1) LwSCR的整体静态有效张力低于Shaped SCR，在浮子段的静态弯矩值随着高度逆差增高而增大．Shaped SCR的重点位置垂向运动响应更低，相较于LwSCR在海流中稳定性更佳，但该构型暴露在海流中的立管长度更短，动态响应衰退量不足，故动态隔离效果更差．

(2) 双波型优化分析时添加Shaped SCR的a组与c组立管在悬挂点的有效张力更低，且在首波处配置Shaped SCR构型有助于减少管道垂向速度的突变，c组立管在3组中具有不错的动态隔离效果且较低的张力分布．

(3) 优化后的双波与三波的各点响应相较于单波更小，波型更稳定，且优化后的三波构型具有最佳运动隔离效果．

［1］ Martins C，Higashi E. A parametric analysis of steel catenary risers：Fatigue behavior near the top[C]// Proceedings of the International Off shore and Polar Engineering Conference. Seattle，Washington，USA，2000，2：54-59.

［2］ Athisakul C，Klaycham K，Chucheepsakul S. Critical top tension for static equilibrium configuration of a steel catenary riser[J]. China Ocean Engineering，2014，28(6)：829-842.

［3］ Zhang H Q，Li J C. Effects of volumetric allocation on heave response of semisubmersible in deep sea[J]. Science in China Series E Technological Sciences，2009，52(3)：651-657.

［4］ 樊志远，余建星，余 杨，等.深海管道外部点腐蚀缺陷对其屈曲性能的影响[J]. 天津大学学报：自然科学与工程技术版，2019，52(7)：770-778.

Fan Zhiyuan，Yu Jianxing，Yu Yang，et al. Effect of external pitting corrosion defects on the buckling performance of deep-sea pipelines[J]. Journal of Tianjin University：Science and Technology，2019，52(7)：770-778(in Chinese).

［5］ 余建星，金成行，余 杨，等. 含内部随机点蚀的2D圆环管道模型屈曲研究[J]. 天津大学学报：自然科学与工程技术版，2019，52(12)：1219-1226.

Yu Jianxing，Jin Chenghang，Yu Yang，et al. Plastic collapse capacity of 2D ring with internal random pitting corrosion defects[J]. Journal of Tianjin University：Science and Technology，2019，52(12)：1219-1226(in Chinese).

［6］ Trapper P A . Feasible numerical analysis of steel lazy-wave riser[J]. Ocean Engineering，2020，195：106643.

［7］ Wang J，Duan M. A nonlinear model for deepwater steel lazy-wave riser configuration with ocean current and internal flow[J]. Ocean Engineering，2015，94(15)：155-162.

［8］ Ai S M，Xu Y，Kang Z，et al. Performance comparison of stress-objective and fatigue-objective optimisation for steel lazy wave risers[J]. Ships and Offshore Structures，2018，14(6)：534-544.

［9］ 赵 园，张 橙. 基于遗传算法的缓波形钢悬链立管优化设计[J]. 中国海洋平台，2019，34(1)：26-32，39.

Zhao Yuan，Zhang Cheng. Optimum design of lazy wave steel catenary riser based on genetic algorithm[J]. China Offshore Platform，2019，34(1)：26-32，39(in Chinese).

［10］ Oh J ，Jung D ，Kim H ，et al. A study on the simulation-based installation shape design method of steel lazy wave riser(SLWR) in ultra deepwater depth[J]. Ocean Engineering，2020，197：106902.

［11］ 于帅男，桑 松，曹爱霞，等. 缓波型柔性立管构型优化及敏感性分析[J]. 船舶工程，2019，41(1)：104-109.

Yu Shuainan，Sang Song，Cao Aixia，et al. Configuration optimization and sensitivity analysis of lazy wave flexible risers[J]. Ship Engineering，2019，41(1)：104-109(in Chinese).

［12］ 阮伟东，孙 博，廖小伟.基于缓波布置构型的深水立管动力优化机理研究[J]. 海洋工程，2020，38(3)：62-74.

Ruan Weidong，Sun Bo，Liao Xiaowei.Study on dynamic optimization mechanism of deepwater riser based on lazy-wave configuration[J]. The Ocean Engineering，2020，38(3)：62-74(in Chinese).

［13］ 傅一钦，余 杨，余建星，等. 考虑层间接触的非黏结柔性立管骨架层有限元数值模拟研究[J]. 中国造船，2019，60(4)：100-107.

Fu Yiqin，Yu Yang，Yu Jianxing，et al. Numerical finite element simulation of unbonded flexible riser skeleton with consideration of layer-to-layer contact[J]. Shipbuilding of China，2019，60(4)：100-107(in Chinese).

［14］ Felisita A，Tobias G O，Karunakaran D，et al. Review of steel lazy wave riser concepts for the North Sea[J]. Journal of Offshore Mechanics and Arctic Engineering，2015，139(1)：D11702.

［15］ Yue B，Walters D，Yu Weiwei，et al. Lazy wave SCR on turret moored FPSO[C]// The 21st International Offshore and Polar Engineering Conference. Hawaii，USA，2011：1-8.

［16］ 陈伟民，付一钦，郭双喜，等. 海洋柔性结构涡激振动的流固耦合机理和响应[J].力学进展，2017，47(2)：25-91.

Chen Weimin，Fu Yiqin，Guo Shuangxi，et al. Fluid-soild coupling and dynamic response of vortex-induced vibration of slender ocean cylinders[J]. Advances in Mechanics，2017，47(2)：25-91( in Chinese).

［17］ Eom T S，Kim M H，Bae Y H，et al. Local dynamic buckling of FPSO steel catenary riser by coupled time-domain simulations[J]. Ocean Systems Engineering，2014，4(3)：215-241.

［18］ Kim S，Kim M H. Dynamic behaviors of conventional SCR and lazy-wave SCR for FPSOs in deepwater[J]. Ocean Engineering，2015，106(15)：396-414.

［19］ Ruan W，Shang Z，Wu J. Effective static stress range estimation for deepwater steel lazy-wave riser with vessel slow drift motion[J]. Ships and Offshore Structures，2019，14(8)：899-909.

［20］ 李 艳，李欣.深水缓波形立管的非线性动力分析[J]. 中国造船，2014，55(2)：92-101.

Li Yan，Li Xin. Nonlinear analysis of lazy-wave steel catenary riser in deepwater[J]. Shipbuilding of China，2014，55(2)：92-101( in Chinese).

［21］ Yi W，Duan M，Gu J. Analytical model for transfer process of deepwater steel lazy-wave riser on elastic seabed[J]. Journal of Marine Science and Technology，2018，24(2)：1-11.

［22］ Wang J，Duan M，Wang Y，et al. A nonlinear mechanical model for deepwater steel lazy-wave riser transfer process during installation[J].Applied Ocean Research，2015，50：217-226.

［23］ Chai Y T ，Varyani K S ，Barltrop N. Three-dimensional lump-mass formulation of a catenary riser with bending，torsion and irregular seabed interaction effect[J]. Ocean Engineering，2002，29(12)：1503-1525.

［24］ 王金龙，段梦兰，田 凯. 海流作用下的深水懒波型立管形态研究[J]. 应用数学和力学，2014，35(9)：959-968.

Wang Jinlong，Duan Menglan，Tian Kai. Research on the configuration of the deepwater steel lazy-wave riser under effects of ocean currents[J]. Applied Mathematics and Mechanics，2014，35(9)：959-968(in Chinese).

［25］ Ruan W，Yong B，Peng C. Static analysis of deepwater lazy-wave umbilical on elastic seabed[J]. Ocean Engineering，2014，91(15)：73-83.

［26］ 张 婧，邵 龙，吴 洵，等. 张紧式系泊深水FPSO的动力特性及系泊布置方式研究[J]. 重庆交通大学学报：自然科学版，2018，37(4)：121-127，132.

Zhang Jing，Shao Long，Wu Xun，et al. Dynamic characteristics and mooring layout of deep-water FPSO with taut mooring system[J].Journal of Chongqing Jiaotong University：Natural Science，2018，37(4)：121-127，132(in Chinese).

［27］ Kim M，Koo B，Mercier R，et al. Vessel/mooring/ riser coupled dynamic analysis of a turret-moored FPSO compared with OTRC experiment[J]. Ocean Engineering，2005，32(14/15)：1780-1802.

Response Analysis of Compound Configuration of LwSCR

Yu Yang1, 2，Wu Fanlei1, 2，Yu Jianxing1, 2, 3，Zhang Zhenxing4，Fu Yiqin1, 2，Zhang Yang4

(1. State Key Laboratory of Hydraulic Engineering Simulation and Safety，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. Tianjin Key Laboratory of Port and Ocean Engineering，Tianjin University，Tianjin 300072，China；3. College of Mechanical and Marine Engineering，Beibu Gulf University，Qinzhou 535011，China；4. Offshore Oil Engineering Co.，Ltd.，Tianjin 300072，China)

A deep-sea riser uses buoyancy blocks to effectively isolate the dynamic response of the hang-off point and touch-down point(TDP). These blocks can reduce negative effects like the dynamic buckling of the TDP caused by the movement of the floating production，storage and offloading(FPSO) unit. This study establishes a nonlinear mechanical model of the overall riser using the lumped mass method. A numerical simulation is performed using the marine engineering analysis software OrcaFlex. The static mechanical properties of the two configurations named lazy-wave SCR(LwSCR) and Shaped SCR are compared. Considering the annual irregular wave conditions and the FPSO movement in the South China Sea，the vertical motion responses of LwSCR and shaped SCR key positions are analyzed. The advantages and disadvantages of the two wave types are summarized and applied to the configuration optimization of the composite configuration riser. Two optimized structures of the dualwave composite configuration are proposed and compared with the traditional LwSCR dual-wave configuration for effective tension and vertical motion responses. An optimized three-wave composite configuration was proposed and compared with the single and double-wave configurations for mechanical characteristics and response analysis. Results show that the overall static effective tension of the LwSCR is lower than that of the shaped SCR，and the static bending moment of the float section increases as the height deficiency increases. Since the key position of the shaped SCR has a weaker vertical motion response，the use of this configuration can improve the stability of the riser in ocean currents. However，the length of the shaped SCR riser configuration that is exposed to the ocean currents is short，and the dynamic response of the pipeline to the TDP is insufficient. With the optimized multi-wave composite configuration，the three-wave composite configuration is found to have the best motion isolation effect. If the composite configurations of the shaped SCR and LwSCR are used reasonably in actual projects，the overall tension distribution level of the riser and the motion response of the TDP can be reduced，and the safety of the overall project，as well as the service life of the riser，can be improved.

lazy-wave steel catenary riser(LwSCR)；Shaped SCR；configuration optimization；OrcaFlex

P756.2

A

0493-2137(2022)01-0090-11

10.11784/tdxbz202102009

2021-02-04；

2021-04-27.

余 杨（1988—  ），男，博士，副教授，yang.yu@tju.edu.cn.

吴凡蕾，march10_wfl@tju.edu.cn.

国家自然科学基金资助项目(51879189)；国家重点研发计划资助项目(2018YFC0310502)；广西科技重大专项(AA17292007)；工信部项目(G18473CJ09).

Supported by the National Natural Science Foundation of China(No.51879189)，the National Key Research and Development Program of China(No.2018YFC0310502)，the Guangxi Science and Technology Major Project(No.AA17292007)，the Project of Ministry of Industry and Information Technology(No.G18473CJ09).

(责任编辑：樊素英)