课程设计实例-海底管道立管.

前言

经济的高速发展必然带来能源的大量消耗，寻求廉价而供应充足的能源已经成为各国经济发展的重大问题。科学技术的发展的现状表明：太阳能、地热能利用和开发还处于初级阶段，在能源消耗总额中占的比重也很少；核能正在发展，所占的比重正在逐渐提高，但也受到技术水平、铀矿资源的限制；在核聚变能量被工业大量实际应用以前，石油天然气等燃料仍然是社会使用的主要资源；而石油由于比较容易开采、运输和利用，就必然成为现代国民经济的重要支柱。世界上大量的政治、军事、经济的运动都是围绕石油问题进行的。勘探表明，在大陆架的39%地区含有油气构造，其储量占全世界石油的30%~40%。而美国的墨西哥湾、欧洲的北海、西亚的波斯湾、北非海域以及南中国海域、渤海海域都已成世界各国开发海洋石油资源的重要场所。目前在各大洲大陆架的不同工作水域有各种类型的近海工程结构物，主要应用于海底油气资源的勘探和开发。

海洋立管是浮式海洋平台与海底井口间的主要连接。作为海面与海底的一种连接通道，它也可用于固定式平台及勘探船。下端通过万向节与海底井口连接，其上端与平台或船舶底部的滑移节配合，这样，平台或船舶在波浪作用下发生任何可能的运动时，立管有足够的运动自由度随之运动，并在平台或船舶发生垂直震荡是改变其长度。立管本质上有两种，即刚性立管和柔性立管。海洋立管具有多种可能的结构，如顶张力立管（TTP）、自由悬挂的钢悬链线立管（SCR），惰性S立管，陡峭型S立管，惰性波浪立管、陡峭型波浪立管等。

立管的设计应该满足实际的海洋环境载荷，小直径的立管通常被固定在隔水套管中，海洋环境在核对其影响较小。较大直径立管科直接由平台支持置于海洋环境载荷中，此时，立管将同时承受内流体流动的作用和管外海洋环境载荷作用。立管所承受的海洋环境载荷主要有风、浪、流、冰和地震载荷等，其中波浪和海流是最重要的海洋荷载。并且受水流作用的工程结构都有可能发生涡激振动。

目前海中立管的动力设计计算并不考虑内流体的流动作用，这样设计是不合理的，也是不安全的。但由于知识与数据的缺乏，本设计将不对内流体的流动作用进行设计。

第一章 立管设计的基本依据

该立管为南海某海域1000m 水深的生活动力平台通过海底管道输送产物的立管。

1.1 立管用途和功能

1、生活动力平台的产物经过此立管输送到spar 平台上，最大输送量

71.010kg d ?； 2、采用双层保温管结构；

3、内管内腐蚀裕量3.2mm,外管外腐蚀裕量6.0mm ；

4、立管设计寿命按20年设计。

1.2 环境条件

1.风 设计风速 60m/s,强风向 NE 施工风速20 m/s

2.波浪 50年一遇波高6.8m,平均周期9.3s

3.海流 五十年重现期0.9233m/s(水面)

4.水深 最大水深1000m;

5.温度 大气:最高38℃,最低-20℃ 海面:最高30℃,最低-0.5℃

6.海生物厚度 按平均厚度2cm 考虑。

1.3 液体性质

1 71q =1.010kg d ?, 70q =0.610kg ?, 油气比3G=40m t

2 ρ0=968.2kg/m

3 μ0=742.38cp 3 ρg =0.9690㎏/m 3

4 ρw =1025kg/ m 3 μw =1.7cp(水在20℃)

5 液体输送温度按80℃，液体输送压按14.7MPa 。

1.4 立管的设计依据

1.参照中国船级社：《海底管道规范安全规则》（草稿）1987

2.参照挪威船级社DNV：《海底管道系统规范》1981

第二章 立管的工艺设计与计算

立管的工艺设计计算与普通管道的工艺设计计算大致相同。

根据油田总体规划中确定的工艺流程和分流规划，对管道系用进行一系列的工艺计算与分析，例如，降压、降温计算，段塞流分析，允许停输时间计算，再启动计算。

其目的是选择合理的管道的管径和断面型式。其中最主要的工艺计算是压降、温降所需要的水力计算和热力计算。

在输送易凝固原油时，立管部位是咽喉薄弱环节，除了做好对管道的隔热保温外，还应考虑其他加热、放热、降粘措施。

2.1 立管的尺寸设计

2.1.1 主要设计参数计算

1.输送介质的密度及比重

已知：71q =1.010kg d ?,70q =0.610kg d ?,ρ0=968.2kg/m 3，ρw =1025kg/m

3 则w q =4000kg ，可计算出液体（油与水）的密度：

w

w 00q q q ρρρ=

+ =10000

40001.025+60000.9682

=990.13kg m （2.1）

相对于水的相对密度，即比重S = w ρρ =0.9660

由于气体的密度g ρ=0.96903kg m ，取空气密度为a ρ=1.03kg m ，可得气体对空气的相对密度g S =0.9690。

1. 管道的平均输油温度

采用液体输送温度80o C 作为平均温度

T =1.8?80+491.67=635.67(o R )

2. 平均压力

液体输送压力按1502

kg cm ，即P =150（2

kg cm ）=14.7MPa 3. 液体流量

g Q =1.200q G=1.20?6000?40=288000(3m )=10.17(?6103ft d )

Q =1.20q ρ =1.20?10000/0.9901=12120.0(3m d )=76235.6bbl d 其中，系数1.20时为安全起见所乘的备用系数。 4. 液气的总质量流量 W=3180g Q g S +14.6Q S

=3180?10.170?0.9690+14.6?76235.6?0.9660 =1.1065?610（lb h ）

5. 在流动压力及温度下的油气混和物密度

气液比R=g Q =1.0170?710/76235.6=133.40（3ft ） 则m ρ=

g 12409S P+2.7S P 198.7P+RT

=51.74（3lb ft ）?

2.1.2 由原油流量及流速条件初选管径

已知：输油量Q =0.140278（3m ）

80o C 时密度ρ =990.1（3kg m ） 动力粘度0μ=742.38cp 运动粘度υ=μρ=742.38/.9901=749.803mm

根据运动粘度与经济流速的关系知当υ=749.803mm s 时查表2.1可知 平均流速为：V =1.0~1.1m/s

表2.1管路中油或气流的经济流速参考值

对热油管道而言，经济流速通常比不加热的管道要高，他的范围与国民经济中各项费用的比值有关，我国目前对这些经济参数还缺乏总结，根据目前的实践，热油管道的经济流速范围为1.5~2.0m 。所以，取经济流速V =1.8m s 。

根据流量初选管径，按使用期的最大流量计算： 输油量Q =0.140278（3m s ） 内径ii D

，即ii D =314.96mm= 12.40in 初步选定公称直径355.6mm(14in)的管子作为内管。选择外管时要考虑60mm 的保温层。

综上，以下为初选管径结论： 选用API 标准5LX —65级无缝钢管

2.2选取的钢管参数

公称直径（mm ）

外径（mm ） 壁厚（mm ） 内径（mm ） 重量（lb/ft ） 内管 355.6 355.6 17.48 320.65 97.91 外管

508

508

15.88

476.25

129.45

保温层使用聚氨酯泡沫，60mm 厚，密度353kg ； 钢管外层涂3.0mm 聚乙烯涂层，ρ=9253kg m 。

2.2 立管的温降计算

2.2.1 热阻R 及总传热系数K 的计算

输送高粘度、高凝固点原油时，因流动时的压力、温度变化，影响流动甚至造成原油在管道内凝固。为改善这种油的输送条件，通常需将原油加热到一定温度再输送，并对管道进行保温。在本设计中原油入口温度80o C ，温度较高所以不必加热。 热阻计算公式：

31211

1

122332D D D 11

1111

R ln

ln ln D

d 2d 2d 2d D ω

παππλπλπλαπ=

=

+

+++

K （2.2）

式中： 1α——油流向管内壁的放热系数，取402W (m k)?；

2α——管外壁至周围介质（海水和空气）的放热系数，2W k)?；

1λ——内管的导热系数，取482W (m k)?；

2λ——保温层泡沫塑料的导热系数，取0.0412W (m k)?； 3λ——外管的导热系数，取482W (m k)?； 1D ——内管的外径355.6mm ； 1d ——内管的内径320.6mm ；

2D ——保温层的外直径，取保温层内外直径的平均值415.60mm ；

2d ——保温层的内直径，355.6mm ； 3D ——内管的外径508mm ； 3d ——内管的内径，476.25mm ； D ω——立管外围的直径，508mm 。

计算放热系数1α时，紊流状态下的1α比层流时的1α大得多，通常都大于1002W (m k)?，二者相差数十倍。因此，紊流时的1α总传热系数的影响很小，忽略不计。但层流时的1α则必须计入。取1α=402W (m k)?。

计算管外壁至周围介质（海水和空气）的放热系数2α时，由于介质的放热系数很大，经常大于2322W k)?，忽略热阻中的这一项。

热阻：

()31211

1

122332D D D 11

1111

R ln

ln ln 0.631m K W D

d 2d 2d 2d D ω

παππλπλπλαπ=

=

+

+++=?K 2.2.2 出口油温2t 的计算

出口温度： K DL -L -L Gc

RGc

2010010010t t (t t )e

t (t t )e

t (t t )e πα-=+-=+-=+- （2.3）

式中：0t ——周围介质的温度，—20o C ； 1t ——管道入口油温，为80o C 2t ——管路末端油温；

c ——比热，取0.5o kcal (kg C)?； L ——管道的长度为2400m ；

G ——流油的质量流量，751q =1.010 4.1710kg d kg h ?=?；

K ——管路的总传热系数，2W (m k)?； D ——管道内径，为320.6mm ； α——降温系数，1

=RGc

α=7.6009?610-1m - 出口油温

-L 2010t t (t t )e α=+-=78.192o C

则垂直立管的温降为：21T t -t ?==80-78.192=1.8076o C

2.3 立管允许停输时间计算

热油在管道内流动时，很少发生凝固现象，但是，由于各种原因，如给原油进行加热循环、管道扫线、管道维修保养甚至意外事故等，造成立管内油流处于停滞状态，时间一长，管内原油就会发生凝固现象。因此，要确定管道的允停时间，以防原油在管道凝堵。

为了确定管道的允停时间，需要对易于凝油在立管中的冷却和凝固时间预先有个估计。 2.3.1 冷却时间

原油冷却时，只是随着散热而降温，即管内流油与管外介质温度的温差小。 原油冷却至凝固点所需要的时间：

10

1s s c 0

t -t R(cW c W )ln

t -t τ=+ （2.4） 式中：0t ——管道周围介质的温度，为-1.3o C ；

1t ——刚停输时的油温，18078.192

t 2

+=

=79.096o C ； c t ——原油凝固点温度，为26o C ； R ——管道的热阻，取0.631m K W ?；

c ——油的比热，取0.5o kcal (kg C)?，即2093J K)?； W ——单位长度内原油质量，2ii W D 4

π

ρ=

=79.9kg ；

s c ——钢管的比热，取0.114o kcal (kg C)?，即477.29J (kg K)?；

s W ——单位长度内钢管质量，W=338.67kg m 。 将上述数据代入公式（2.4），可得： 1τ=49.5h

一般因工艺及维修保养允停时间[1τ]≤1τ=49.5h 。 2.3.2 凝固时间

当管内壁冷却至凝固点温度，原油开始在管壁处凝固。随着散热，这时全部油温保持在凝固点温度，温度不变，凝固层逐渐加厚，直到整个管段面被凝油堵上。

设凝固油温厚度达（i w r -r ），则它放出的潜热，将这部分凝固油的潜热是在固定的温差c 0t=t -t ?下，经过凝固热传导到外界，这时传导的距离随凝固油的厚度增加而增大。到凝固油的厚度达（i w r -r ）所需要的时间为：

222

2i 2c 0i i i r r r Ur 1ln 4(t -t )r r r ωωωωρτλ??

????????=

-+ ? ? ???

????????

（2.5） 式中：ρ——原油的密度，995.83kg m ；

U ——原油的凝固潜热，取219.9KJ kg ； c t ——原油凝固点温度。为26o C ； 0t ——管道周围介质的温度，为-1.3o C ； i r ——内管的半径，160.3mm ；

ωλ——凝固油的导热系数，取0.135W m k ?()； r ω——管中心到凝固油层内侧的可变直径；

对于r ω的取值，这里考虑到利用热油循环恢复管道输送时的管断面局部凝固的段面凝固率()i i r -r ω，即

i

r r ω

=0.5 将上述数据代入公式（2.5），得： 2τ=90.217h ？

一般事故性停输允许停输时间[τ]≤90.217h 。

2.4 立管的压降计算

立管沿线温降只有1.8076o C ，几乎可以看作等温输送，所以采用等温管道水力学

方法计算降温。因为立管总长2400m ，即7875ft ，所以要分段计算压降。

采用美国石油协会API RP 14E 中的公式计算

管道的压降 25

i

0.00115f Q S

p D ?= (2.6) 式中：p ?——压降，psi 100ft ；

f ——摩阻系数，无量纲； Q ——流体流量，76235.6bbl d ； i D ——管道内径，为320.6mm ；

S ——所输送液体与水相对密度，无量纲，取S=0.9660；

管道中的摩阻系数f 是雷诺数Re 和管内表面粗燥度e 的函数。但当Re ≤2000时，流态为层流，摩阻系数f 只与雷诺数Re 有关，此时，f=64。

1. 雷诺数Re 的计算 i Re=D V ν

其中 管道内径——i D ，为12.624in=1.054ft;

平均流速——2

i 0.012Q 0.01276235.6

V 5.7404in s D 12.624?=

==，即1.70m s ；

液体运动粘度——νμρ==749.80cst 。

则Re=726.88 2. 摩阻系数f 的计算 雷诺数Re=726.88≤2000，则

摩阻系数 f=64Re =64/726.88=0.0880

将f=0.0880，Q=76235.6bbl d ，S=0.9715，i D =320.6mm 代入（2.6）中，得

2100ft

2

0.001150.088076235.60.9660

P 1.782psi 12.624????==

则整个管线的压降为：

2400m 100ft P p 24001.7822400164.937psi ?=??=?=

即2400m P ?=1.1368MPa 。

第三章 立管工作载荷计算

工作载荷系指在理想状态下，即没有风、浪等环境载荷作用时，在各种不同情况下系统存在、使用和处理所需要的载荷。本章节所设计计算的立管载荷指由于其特殊位置所应考虑的载荷，分为运行期间的工作载荷和安装期间的工作载荷。

3.1 ？？？？运行期间的工作载荷

运行期间的工作载荷包括重力、设计压力和温度变化产生的作用力等。 3.1.1 重力

包括立管、附件重、涂层重以及所输介质重。被浸没的管段还应考虑浮力的作用。由于立管是垂直或倾斜的，所以所输介质的重力及浮力产生的应力和管段重力产生的应力具有不同效果。则重力项包括浮力，还应加上由于压力产生的轴向作用力。

1. 单位长立管材料自重

W =刚（97.91+129.45）?1.489574?9.8=3318.96N m 涂层重

W 涂=i i i

gV g D ρρδπ=∑ 涂涂涂涂管管

=925?9.8?0.003π?508?310- =43.29（N m ） 2. 单位长所输介质重量

m ii W gD 4ρπ=液=43.79?16.02?9.8?()2

12.624 0.02544π?=555.16（N m ） 3. 浸没段的浮力 浸没段长度=1490m

()2w F=gV 10259.80.508149043033.57kN ρπ=????=浸

4. 作用于外管由内压产生的轴向作用力P ：

内压作用在外管的轴向应力)po i ii st cr P D A +A σ=? （3.1） 式中：i P ——内压，1502kg cm ，即14.7Mp ；

ii D ——内管的内直径320.6mm ； st A ——内管刚截面面积，28.772in ； cr A ——外管刚截面面积，38.042in ； 则 ：()po i ii st cr P D A +A σ=?=13.2493kg cm

po cr P=A g σ?=3.18?510-N m 3.1.2 设计压力

设计压力指液体在稳定状态下立管所承受的最大内部流体压力与外压之差。 外压指外部水压力e P 。此力根据不同的计算状况，按不同水位计算。本设计中取

h=设计水深+设计高潮位+2

3

设计最大波高=1006.59m 。

那么外压 e P h=10045ωγ=?1006.59=10111.2KPa 最大内部流体压力 i P =14MPa

则设计压力 P=e i P P -=14000—10111.2=3888.8KPa 3.1.3 温度产生的作用力

温度变化产生的作用力是指管内温度变化引起的立管的伸长或收缩。立管受到支撑卡约束，不能自由收缩，就要受力。

作用于内管的轴向温度应力 Ti T E σα=??? 作用于外管的轴向温度应力 T o T i s t cr A A σσ=? 则在内管固定截面长生的作用力 T i T i s N A

σ=? 在内管固定截面长生的作用力

T o T o c

N A

σ=? 式中：α ——立管钢材的线膨胀系数，取1.17?510- o 1C ； E ——立管钢材的弹性模量，取278GPa ； T ?——设计温差，o C ； st A ，cr A 意义、大小同前。

1. 设计温差的计算

设计温差即管段安装温度与运行使用温度之间的最大温差，或与周围介质温度之间的最大温度差，二者应取大值。

平均安装温度 o

13820T 9C 2

-=

= 运行使用温度 o 28078.192

T 79.196C 2

+=

= 周围介质温度 3T =o -1.3C

21T -T =79.196-9=70.196o C 13T -T =9-（-1.3）=10.3o C 因此，取T ?=70.196o C 作为设计温差 2. 温度产生的轴向温度的轴向温度应力

Ti T E=σα=???70.196?1.17?510-?278?310=228.32Mp 作用于外管的轴向温度应力

To Ti st cr A A =σσ=?228.32?28.77/38.04=172.68Mp 则在内管固定截面产生的作用力

Ti Ti st N A σ=?=228.32?28.77?6.452?410-=4238.17kN 在外管固定截面产生的作用力

To To cr N A σ=?=172.68?38.04?6.452?410-=4238.16kN

3.2 安装期间的工作载荷

安装期间的工作载荷除重力和压力外，还包括安装作用力。安装作用力指由于安装作业作用在立管上的全部力，如立管拖拉时的拉力、吊装时产生的作用力等。因数据缺乏，本节不计算这些载荷，了解即可。

第四章 立管环境载荷设计与计算

影响海洋管道稳定的环境因素主要有：风载荷、波浪载荷、流载荷、冰载荷、地震载荷、海床基础变形，锚、渔具和船舶等作用的偶然载荷。

设计计算外立管垂直部分的环境载荷，不需要考虑海床基础变形；且本设计中海面以上立管的部分相对于海面以下部分较小，对立管的影响很小，在本设计中不予考虑。

4.1 波浪力计算

立管沿长度方向的尺寸远远大于宽度和高度方向的尺度，这种细长结构的柔度相当大，它对波浪力——动载荷，很敏感。在波浪作用下，流过管道的海水由于压差的变化，有尾流漩涡释放，会引起管道振动。 4.1.1 基础计算数据

1.设计最大波高H=6.8m ，平均周期T=9.3s ， 波长L=134.9m,水深d=1000m,

波数k 2L π==0.0532，波速c L T ==12.71m s 2.施工波高H=2.3m ，平均周期T=6.2s 4.1.2 设计波高下的波浪力的计算

立管D/L=0.508/118.2=0.00429<0.2，属于与波长相比尺度较小的细长柱体，在工程设计中采用莫里森方程。即以绕流理论为基础，假定：柱体的存在对波浪力运动无显著效应，认为波浪对柱体的作用是粘滞效应和附加质量效应。

设一细长柱体（将立管简化为细长柱体），直立在水深为d 的海底上，波高H 的入射波沿x 正方向传播，柱体中心线与海底线的交点为坐标（x,z ）的原点。

作用于立管任意高度Z 处的单位柱高尚的水平波力为：

2x

H D I D x x M u 1D f f f C Du u C 24t

πρρ

?=+=+? （4.1）

式中： D f ——单位柱高的水平拖曳力； I f ——单位柱高的水平惯性力； ρ——海水密度，10253kg m ； D C ——拖曳力系数；

M C ——惯性力系数，M m C 1C =+，其中m C 为附加质量系数； D ——管道外径； x u ，

x

u t

??——分别为波浪水质点的水平速度和加速度。 作用于单个圆柱体，柱高dz 上的水平波力为：

2x

H H D x x M u 1D dF f dz C Du u dz C dz 24t

πρρ

?==+? 则作用在某一短柱体（21z -z ）上的水平波力，可将（4.1）从高度1z 到高度2z 进行积分。

2

2

211

12z z z x H H D x x M z z z u 1D F f dz C Du u dz C dz 24t

πρρ?==+???

? （4.2）

当1z =0，2z =d η+时，可得到整个柱体上的水平波力：

2d d d x

H H D x x M HD HI 0

0u 1D F f dz C Du u dz C dz=F +F 24t

η

η

ηπρρ+++?==+??

?

? （4.3）

同样，可得到整个柱体上的总水平波力矩（对海底求矩）：

2d d d x

H H D x x M HD HI 0

0u 1D M f zdz C Du u zdz C zdz=M +M 24t

η

η

ηπρρ+++?==+??

?

? （4.4）

由式（4.3）和式（4.4）可以看出，莫里森方程中的η、x u 、

x

u t

??都是随着选取的波浪理论不同而异。因此计算作用在立管上的水平波力和水平波力矩的关键在于，

应选取一种适宜的波浪理论来计算波浪的η、x u 、x u

t

??；并选取合理的拖曳力系数D

C 和惯性力系数M C 。

一、 拖曳力系数D C 和惯性力系数M C

1. 拖曳力系数D C

由于立管不受海底边界影响，属于长有海洋生物的粗燥度，选取D C =1.1。