鋼懸鏈線立管觸地段的結構循環應變響應實驗研究

姜海洋，高福平，臧志鵬

(中國科學院力學研究所，北京 100190)

立管系統是連接浮式海洋平臺與水下生產系統的輸送油氣的海工結構。隨著海洋油氣開發由淺水向深水發展，鋼懸鏈線立管(steel catenary riser，簡稱SCR)以其成本低、無需頂張力補償、對浮體漂移和升沉運動的容度大等優點成為深水油田油氣輸送和注水管線經濟有效的選擇之一［1-2］。在海洋工程環境中，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運動，引起立管觸地段(touchdown zone，TDZ)形狀不斷改變，觸地點(touch-down point，TDP)不斷移動，使立管應變產生周期性變化。同時，由于立管與土體的相互作用及水流沖刷，床面產生溝槽，改變立管形狀;這將使得立管局部應力分布發生變化，進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生疲勞破壞的區域［3］。

SCR立管在TDZ的往復運動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動產生的水流使床面土體沖刷密切相關［4-7］。數值模擬計算則通常假設溝槽由土體的塑性變形產生［8-10］，但研究未反映水流荷載對溝槽沖刷作用。已有模型實驗表明，當加載端運動頻率較小時，彎矩幅值隨立管與土體拍擊作用的發展而減小;而當頻率較大時，幅值有增大趨勢［11］。也有研究者采用數值模擬方法，研究了立管彎矩幅值隨溝槽發展的規律［3，12］。但在以上關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立管觸地段沖刷實驗研究，提出了最大沖刷深度的經驗公式，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構的應力分布，進而對立管疲勞壽命產生影響［14］。可見，平臺升沉運動以及海流沖刷等復雜條件引起的立管彎矩幅值變化規律有待于深入研究。

基于量綱分析理論和水槽模型實驗，對典型工況下立管觸地段的結構應變響應進行了物理模擬與分析，重點研究觸地段床面形狀變化對結構應變響應特性的影響。

1 量綱分析

SCR立管觸地段的結構循環應變響應，涉及立管、海床以及海流之間的復雜的流固土動力耦合作用過程。立管循環應變幅值(εp)與立管、海流、海床的主要特征參量相關:

其中，各符號的物理含義及量綱，參見表1所示。

表1 SCR立管觸地段的結構循環應變響應的主要特征參量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關系:

表2 主要物理量的相似關系Tab.2 Similarity relationship of the main physical quantities

2 實驗裝置及方法

專門設計了SCR立管與土體相互作用的實驗模擬裝置，搭建于流固土耦合水槽內(如圖1所示)。該裝置可模擬浮式平臺升沉運動誘導的SCR立管TDP往復運動及其與水流和土體的動力耦合作用，并實現對流固土多物理參數的同步測量。流固土耦合水槽的雙向造流系統可產生方向可調的水流。水槽中間試驗段布置有長5.0 m、深0.5 m的土槽。鑒于SCR立管長徑比通常較大，本實驗研究采用截斷試驗模擬方法:將原型立管在TDZ上方截斷，并利用機械加載裝置對截斷點進行位移控制，以簡化模擬浮式平臺升沉運動誘導的立管運動。模型立管安裝于土槽一端，通過墊板厚度調整立管水平段的預埋深度;立管的另一端則鉸接于豎向往復運動機構，可自動調節立管垂向運動的振幅和周期，實現模型立管上端的豎向正弦循環往復運動。

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

利用聲學多普勒流速儀ADV測量立管特征點水平位置的(本實驗中，立管特征點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;利用非接觸式運動測量系統測量立管特征點的運動;立管正上方外表面布有8個光纖測點，沿立管軸向均勻分布，間隔為0.5 m。每組實驗開始前，使加載端立管的下表面與海床接觸，將各測點應變設置為零。

表3 系列水槽模型實驗參數Tab.3 Test conditions for a series of flume experiments

3 實驗結果及分析

3.1 立管觸地段的局部沖刷形態

實驗現象顯示，對于無水流荷載的情況(U=0)，僅在運動立管拍擊作用下，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，Frc=0.12(正向流)等參數條件下立管觸地周圍的沖刷地形情況。可見，在水流載荷下，運動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中部較大、兩端較小的變化規律(見圖2、圖3)，這與現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驗表明，觸地段除受到海床附近的底流作用外，立管結構的往復運動可產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，Frc=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，Frc=0.12，forward current)

圖3 沖刷結束后特征點附近床面照片(e0/D=0.16，KC=6.28，β =1.54× 103，Frc=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，Frc=0.12，forward current)

3.2 立管觸地段的結構應變響應及分析

光纖應變傳感器安裝固定在模型立管上表面，加載端在最高點時立管上緣受壓(應變為負值)，在最低點時應變為正值。圖4(a)給出了實驗組SCD01中應變幅值最大測點FBG02的應變隨時間變化。正、負循環應變極值分別用ε+、ε-表示，循環應變幅值用εp表示，即εp= ε+-ε-( )/2，如圖4(b)所示。可見，FBG02的應變幅值隨沖刷發展而逐步增大。

圖4 應變幅值最大測點(FBG02)應變隨時間變化(e0/D=0.16，KC=6.28，β=1.54×103，Frc=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，Frc=0.12，reverse current)

圖5給出了沖刷過程中所有測點的應變幅值變化。可以看出，εp最大值所在位置不隨沖刷而改變(位于測點FBG02)，各測點的εp隨沖刷發展逐漸增大。在其它工況下，立管應變幅值呈現相同特征，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動立管和水流中運動立管應變幅值最大值(測點FBG02)隨時間的變化情況。可見，無水流荷載的運動立管應變幅值更早趨于穩定值，且εp最大值小于水流中運動立管的工況。

圖5 立管應變幅值分布隨時間的變化(e0/D=0.16，KC=6.28，β =1.54×103，Frc=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，Frc=0.12，reverse current)

圖6 立管最大應變幅值隨時間的變化(e0/D=0.16，KC=6.28，β =1.54 × 103，FBG02)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變幅值的影響

圖7分別給出了每隔10 min FBG02的正負應變極值的變化。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給出了實驗組沖刷初期和沖刷2 h后一個運動周期內FBG02的應變變化，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同時刻的其它測點的應變響應情況。

從圖8可看出，在立管運動的典型周期內，立管上部的拉應變幅值先逐漸減小;經歷中間過渡區后，繼而拉應變逐漸增大。沖刷2 h后的應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變突增幅值明顯大于沖刷初期的應變振蕩幅值。在接近沖刷變形最大處的立管(測點FBG02)拉應變突增程度最大，向兩側則逐漸減小(見圖9):即距固定端越近(測點編號越小)，則應變振蕩幅值越小;距離加載端較近的測點(FBG05)的應變突增現象不明顯。實驗觀察到的立管運動與實時應變數據對比表明，立管上緣拉應變突增發生在從立管觸地段由最低點加速上升的瞬間。拉應變的突增幅度決定了正循環應變極值ε+的大小。與有水流荷載的工況相比，無水流荷載的運動立管實驗結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小于加載水流中運動立管情況。在本實驗中，與沖刷初始階段相比，沖刷2 h后的應變幅值的最大增幅可達25.9%。可見，在疲勞設計時若不考慮沖刷或溝槽對立管應變幅值的影響，則可能偏于危險。

圖7 正應變極值和負應變極值隨沖刷的變化(e0/D=0.16，KC=6.28，β=1.54×103，Frc=0.19，逆向流，FBG02)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，Frc=0.19，reverse current，No.02 fiber bragg grating)

圖8 沖刷初期與沖刷2 h后的應變變化(e0/D=0.16，KC=6.28，β=1.54×103，Frc=0.12，逆向流，FBG02)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，Frc=0.12，reverse current，No.02 fiber bragg grating)

圖9 沖刷2 h后各測點的應變變化(e0/D=0.16，KC=6.28，β=1.54×103，Frc=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，Frc=0.12，reverse current)

4 結語

1)設計了鋼懸鏈線立管與海床動力耦合模擬裝置。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動誘導的SCR立管觸地段往復運動及其與水流和土體沖刷的動力相互作用，并實現對流固土多物理參數的同步測試分析。

2)立管往復運動可產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生局部沖刷;相應地，可引起SCR立管結構應力最大幅值的增大。

3)隨著管土拍擊作用和局部沖刷變形的發展，SCR立管觸地段結構的循環應變幅值逐漸增大并趨于穩定值。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變值突增現象。隨著床面沖刷變形的發展，立管結構循環應變的變化幅值將逐漸增加。

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