姜海洋，高福平，臧志鵬

(中國科學(xué)院力學(xué)研究所，北京 100190)

立管系統(tǒng)是連接浮式海洋平臺與水下生產(chǎn)系統(tǒng)的輸送油氣的海工結(jié)構(gòu)。隨著海洋油氣開發(fā)由淺水向深水發(fā)展，鋼懸鏈線立管(steel catenary riser，簡稱SCR)以其成本低、無需頂張力補(bǔ)償、對浮體漂移和升沉運(yùn)動(dòng)的容度大等優(yōu)點(diǎn)成為深水油田油氣輸送和注水管線經(jīng)濟(jì)有效的選擇之一［1-2］。在海洋工程環(huán)境中，SCR立管頂端通過柔性接頭懸掛于海洋平臺，平臺的漂移和垂蕩引起立管的往復(fù)運(yùn)動(dòng)，引起立管觸地段(touchdown zone，TDZ)形狀不斷改變，觸地點(diǎn)(touch-down point，TDP)不斷移動(dòng)，使立管應(yīng)變產(chǎn)生周期性變化。同時(shí)，由于立管與土體的相互作用及水流沖刷，床面產(chǎn)生溝槽，改變立管形狀;這將使得立管局部應(yīng)力分布發(fā)生變化，進(jìn)而影響立管的疲勞壽命。已有研究表明，TDZ是鋼懸鏈線立管較易發(fā)生疲勞破壞的區(qū)域［3］。

SCR立管在TDZ的往復(fù)運(yùn)動(dòng)會使立管正下方床面形成沿立管軸向的狹長溝槽，溝槽的形成與土體塑性變形及立管運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的水流使床面土體沖刷密切相關(guān)［4-7］。數(shù)值模擬計(jì)算則通常假設(shè)溝槽由土體的塑性變形產(chǎn)生［8-10］，但研究未反映水流荷載對溝槽沖刷作用。已有模型實(shí)驗(yàn)表明，當(dāng)加載端運(yùn)動(dòng)頻率較小時(shí)，彎矩幅值隨立管與土體拍擊作用的發(fā)展而減小;而當(dāng)頻率較大時(shí)，幅值有增大趨勢［11］。也有研究者采用數(shù)值模擬方法，研究了立管彎矩幅值隨溝槽發(fā)展的規(guī)律［3，12］。但在以上關(guān)于立管與土體作用的研究均未考慮海底水流荷載的影響。Li等人［13］開展了SCR立管觸地段沖刷實(shí)驗(yàn)研究，提出了最大沖刷深度的經(jīng)驗(yàn)公式，卻未考慮沖刷過程中立管彎矩幅值的變化。立管觸地段的床面變形可影響立管結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布，進(jìn)而對立管疲勞壽命產(chǎn)生影響［14］。可見，平臺升沉運(yùn)動(dòng)以及海流沖刷等復(fù)雜條件引起的立管彎矩幅值變化規(guī)律有待于深入研究。

基于量綱分析理論和水槽模型實(shí)驗(yàn)，對典型工況下立管觸地段的結(jié)構(gòu)應(yīng)變響應(yīng)進(jìn)行了物理模擬與分析，重點(diǎn)研究觸地段床面形狀變化對結(jié)構(gòu)應(yīng)變響應(yīng)特性的影響。

1 量綱分析

SCR立管觸地段的結(jié)構(gòu)循環(huán)應(yīng)變響應(yīng)，涉及立管、海床以及海流之間的復(fù)雜的流固土動(dòng)力耦合作用過程。立管循環(huán)應(yīng)變幅值(εp)與立管、海流、海床的主要特征參量相關(guān):

其中，各符號的物理含義及量綱，參見表1所示。

表1 SCR立管觸地段的結(jié)構(gòu)循環(huán)應(yīng)變響應(yīng)的主要特征參量Tab.1 Main influential parameters for cyclic strain responses of a SCR at its touch-down zone

選擇D，g，ρw為基本參量，基于量綱分析理論，式(1)可表示為如下無量綱量的函數(shù)關(guān)系:

表2 主要物理量的相似關(guān)系Tab.2 Similarity relationship of the main physical quantities

2 實(shí)驗(yàn)裝置及方法

專門設(shè)計(jì)了SCR立管與土體相互作用的實(shí)驗(yàn)?zāi)M裝置，搭建于流固土耦合水槽內(nèi)(如圖1所示)。該裝置可模擬浮式平臺升沉運(yùn)動(dòng)誘導(dǎo)的SCR立管TDP往復(fù)運(yùn)動(dòng)及其與水流和土體的動(dòng)力耦合作用，并實(shí)現(xiàn)對流固土多物理參數(shù)的同步測量。流固土耦合水槽的雙向造流系統(tǒng)可產(chǎn)生方向可調(diào)的水流。水槽中間試驗(yàn)段布置有長5.0 m、深0.5 m的土槽。鑒于SCR立管長徑比通常較大，本實(shí)驗(yàn)研究采用截?cái)嘣囼?yàn)?zāi)M方法:將原型立管在TDZ上方截?cái)啵⒗脵C(jī)械加載裝置對截?cái)帱c(diǎn)進(jìn)行位移控制，以簡化模擬浮式平臺升沉運(yùn)動(dòng)誘導(dǎo)的立管運(yùn)動(dòng)。模型立管安裝于土槽一端，通過墊板厚度調(diào)整立管水平段的預(yù)埋深度;立管的另一端則鉸接于豎向往復(fù)運(yùn)動(dòng)機(jī)構(gòu)，可自動(dòng)調(diào)節(jié)立管垂向運(yùn)動(dòng)的振幅和周期，實(shí)現(xiàn)模型立管上端的豎向正弦循環(huán)往復(fù)運(yùn)動(dòng)。

圖1 SCR立管觸地段與土體相互作用裝置Fig.1 Experiment facility for SCR riser-soil interaction at touch-down zone

利用聲學(xué)多普勒流速儀ADV測量立管特征點(diǎn)水平位置的(本實(shí)驗(yàn)中，立管特征點(diǎn)選取為立管中軸線上距床面1.0倍管徑高度處)垂向4.5 cm和34.5 cm處及其上游2 m處的流速;利用非接觸式運(yùn)動(dòng)測量系統(tǒng)測量立管特征點(diǎn)的運(yùn)動(dòng);立管正上方外表面布有8個(gè)光纖測點(diǎn)，沿立管軸向均勻分布，間隔為0.5 m。每組實(shí)驗(yàn)開始前，使加載端立管的下表面與海床接觸，將各測點(diǎn)應(yīng)變設(shè)置為零。

表3 系列水槽模型實(shí)驗(yàn)參數(shù)Tab.3 Test conditions for a series of flume experiments

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 立管觸地段的局部沖刷形態(tài)

實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象顯示，對于無水流荷載的情況(U=0)，僅在運(yùn)動(dòng)立管拍擊作用下，立管下方土體形成的溝槽較淺，溝槽最大深度約為0.09倍管徑。圖2給出了e0/D=0.16，KC=6.28，β=1.54×103，F(xiàn)rc=0.12(正向流)等參數(shù)條件下立管觸地周圍的沖刷地形情況。可見，在水流載荷下，運(yùn)動(dòng)立管下方溝槽則明顯加劇:溝槽最大深度約為0.3倍管徑;溝槽寬度由加載端到固定端逐漸減小，溝槽深度沿立管軸向分布呈現(xiàn)中部較大、兩端較小的變化規(guī)律(見圖2、圖3)，這與現(xiàn)場觀測到的溝槽形狀相符［17］。立管觸地段的繞流流場特性實(shí)驗(yàn)表明，觸地段除受到海床附近的底流作用外，立管結(jié)構(gòu)的往復(fù)運(yùn)動(dòng)可產(chǎn)生周期性變化的二次振蕩繞流，兩者疊加使得立管觸地段附近土體更易發(fā)生局部沖刷。

圖2 沖刷前后立管正下方溝槽深度的變化(e0/D=0.16，KC=6.28，β =1.54×103，F(xiàn)rc=0.12，正向流)Fig.2 Variation of the trench depth vertically below the SCR before and after scour(e0/D=0.16，KC=6.28，β=1.54 × 103，F(xiàn)rc=0.12，forward current)

圖3 沖刷結(jié)束后特征點(diǎn)附近床面照片(e0/D=0.16，KC=6.28，β =1.54× 103，F(xiàn)rc=0.12，正向流)Fig.3 The photograph of the soil near the feature point after scour(e0/D=0.16，KC=6.28，β =1.54× 103，F(xiàn)rc=0.12，forward current)

3.2 立管觸地段的結(jié)構(gòu)應(yīng)變響應(yīng)及分析

光纖應(yīng)變傳感器安裝固定在模型立管上表面，加載端在最高點(diǎn)時(shí)立管上緣受壓(應(yīng)變?yōu)樨?fù)值)，在最低點(diǎn)時(shí)應(yīng)變?yōu)檎?。圖4(a)給出了實(shí)驗(yàn)組SCD01中應(yīng)變幅值最大測點(diǎn)FBG02的應(yīng)變隨時(shí)間變化。正、負(fù)循環(huán)應(yīng)變極值分別用ε+、ε-表示，循環(huán)應(yīng)變幅值用εp表示，即εp= ε+-ε-( )/2，如圖4(b)所示?？梢?，F(xiàn)BG02的應(yīng)變幅值隨沖刷發(fā)展而逐步增大。

圖4 應(yīng)變幅值最大測點(diǎn)(FBG02)應(yīng)變隨時(shí)間變化(e0/D=0.16，KC=6.28，β=1.54×103，F(xiàn)rc=0.12，逆向流)Fig.4 Variation of the maximum strain amplitude(FBG02)of the SCR versus time(e0/D=0.16，KC=6.28，β =1.54×103，F(xiàn)rc=0.12，reverse current)

圖5給出了沖刷過程中所有測點(diǎn)的應(yīng)變幅值變化?？梢钥闯?，εp最大值所在位置不隨沖刷而改變(位于測點(diǎn)FBG02)，各測點(diǎn)的εp隨沖刷發(fā)展逐漸增大。在其它工況下，立管應(yīng)變幅值呈現(xiàn)相同特征，局部沖刷使立管εp最大值有不同程度增大。圖6給出了無水流荷載的運(yùn)動(dòng)立管和水流中運(yùn)動(dòng)立管應(yīng)變幅值最大值(測點(diǎn)FBG02)隨時(shí)間的變化情況?？梢?，無水流荷載的運(yùn)動(dòng)立管應(yīng)變幅值更早趨于穩(wěn)定值，且εp最大值小于水流中運(yùn)動(dòng)立管的工況。

圖5 立管應(yīng)變幅值分布隨時(shí)間的變化(e0/D=0.16，KC=6.28，β =1.54×103，F(xiàn)rc=0.12，逆向流)Fig.5 Variation of the strain amplitude of the SCR versus time(e0/D=0.16，KC=6.28，β =1.54× 103，F(xiàn)rc=0.12，reverse current)

圖6 立管最大應(yīng)變幅值隨時(shí)間的變化(e0/D=0.16，KC=6.28，β =1.54 × 103，F(xiàn)BG02)Fig.6 Variation of the maximum strain amplitude along the SCR versus time(e0/D=0.16，KC=6.28，β =1.54×103，No.02 fiber bragg grating)

3.3 床面變形對立管觸地段應(yīng)變幅值的影響

圖7分別給出了每隔10 min FBG02的正負(fù)應(yīng)變極值的變化。由圖7可看出，沖刷后ε+增大268 με，ε-增大40 με，但小于ε+的增幅。因此，幅值εp隨沖刷增大的主要原因是ε+的增大。圖8給出了實(shí)驗(yàn)組沖刷初期和沖刷2 h后一個(gè)運(yùn)動(dòng)周期內(nèi)FBG02的應(yīng)變變化，以分析ε+隨沖刷增大的原因;圖9則對比了沖刷2 h后與圖8同時(shí)刻的其它測點(diǎn)的應(yīng)變響應(yīng)情況。

從圖8可看出，在立管運(yùn)動(dòng)的典型周期內(nèi)，立管上部的拉應(yīng)變幅值先逐漸減小;經(jīng)歷中間過渡區(qū)后，繼而拉應(yīng)變逐漸增大。沖刷2 h后的應(yīng)變振蕩幅值大于沖刷初期的幅值。受沖刷變形影響的立管應(yīng)變突增幅值明顯大于沖刷初期的應(yīng)變振蕩幅值。在接近沖刷變形最大處的立管(測點(diǎn)FBG02)拉應(yīng)變突增程度最大，向兩側(cè)則逐漸減小(見圖9):即距固定端越近(測點(diǎn)編號越小)，則應(yīng)變振蕩幅值越小;距離加載端較近的測點(diǎn)(FBG05)的應(yīng)變突增現(xiàn)象不明顯。實(shí)驗(yàn)觀察到的立管運(yùn)動(dòng)與實(shí)時(shí)應(yīng)變數(shù)據(jù)對比表明，立管上緣拉應(yīng)變突增發(fā)生在從立管觸地段由最低點(diǎn)加速上升的瞬間。拉應(yīng)變的突增幅度決定了正循環(huán)應(yīng)變極值ε+的大小。與有水流荷載的工況相比，無水流荷載的運(yùn)動(dòng)立管實(shí)驗(yàn)結(jié)束后床面形狀變化小，固定端附近管床間距小，因而最終的εp小于加載水流中運(yùn)動(dòng)立管情況。在本實(shí)驗(yàn)中，與沖刷初始階段相比，沖刷2 h后的應(yīng)變幅值的最大增幅可達(dá)25.9%?？梢姡谄谠O(shè)計(jì)時(shí)若不考慮沖刷或溝槽對立管應(yīng)變幅值的影響，則可能偏于危險(xiǎn)。

圖7 正應(yīng)變極值和負(fù)應(yīng)變極值隨沖刷的變化(e0/D=0.16，KC=6.28，β=1.54×103，F(xiàn)rc=0.19，逆向流，F(xiàn)BG02)Fig.7 Variation of the extreme positive and negative strain in the development of scour(e0/D=0.16，KC=6.28，β=1.54×103，F(xiàn)rc=0.19，reverse current，No.02 fiber bragg grating)

圖8 沖刷初期與沖刷2 h后的應(yīng)變變化(e0/D=0.16，KC=6.28，β=1.54×103，F(xiàn)rc=0.12，逆向流，F(xiàn)BG02)Fig.8 Variation of the strain at the beginning and 2 hours later of scour(e0/D=0.16，KC=6.28，β =1.54×103，F(xiàn)rc=0.12，reverse current，No.02 fiber bragg grating)

圖9 沖刷2 h后各測點(diǎn)的應(yīng)變變化(e0/D=0.16，KC=6.28，β=1.54×103，F(xiàn)rc=0.12，逆向流)Fig.9 Variation of the strain at fiber Bragg gratings for two hours duration of scouring(e0/D=0.16，KC=6.28，β =1.54×103，F(xiàn)rc=0.12，reverse current)

4 結(jié)語

1)設(shè)計(jì)了鋼懸鏈線立管與海床動(dòng)力耦合模擬裝置。該裝置搭建于流固土耦合波流水槽，可模擬浮式平臺升沉運(yùn)動(dòng)誘導(dǎo)的SCR立管觸地段往復(fù)運(yùn)動(dòng)及其與水流和土體沖刷的動(dòng)力相互作用，并實(shí)現(xiàn)對流固土多物理參數(shù)的同步測試分析。

2)立管往復(fù)運(yùn)動(dòng)可產(chǎn)生周期性變化的二次振蕩繞流，它與加載水流相疊加使得立管觸地段附近土體更易發(fā)生局部沖刷;相應(yīng)地，可引起SCR立管結(jié)構(gòu)應(yīng)力最大幅值的增大。

3)隨著管土拍擊作用和局部沖刷變形的發(fā)展，SCR立管觸地段結(jié)構(gòu)的循環(huán)應(yīng)變幅值逐漸增大并趨于穩(wěn)定值。由于固定端附近管段的懸跨及慣性，在立管脫離床面的瞬間觀測到立管上緣的拉應(yīng)變值突增現(xiàn)象。隨著床面沖刷變形的發(fā)展，立管結(jié)構(gòu)循環(huán)應(yīng)變的變化幅值將逐漸增加。

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