單層和雙層足尺度海底管道抗沖擊性能分析

謝麗媛, 邵永波, 高旭東

( 西南石油大學 機電工程學院，成都 610500 )

海底管道主要用于海洋中的油氣輸運，在服役過程中受海浪沖刷而容易產生懸空狀態。暴露在海水中的海底管道可能受到重物產生的沖擊荷載，如船舶拋錨過程中錨對管道的沖擊。沖擊載荷會造成管道的彎曲和局部凹陷，嚴重時會造成管道的破壞。

海底管道是一種鋼管構件，目前國內外對鋼管抗沖擊性能已經做了相關研究。在理論研究方面，Soares等[1]對圓鋼管的抗沖擊性能進行了研究，提出一種適用于沖擊作用下鋼管構件的剛塑性分析公式。Jones等[2]提出了一種對管道變形截面進行理想化處理的方法，對圓鋼管進行了系統的抗沖擊性能分析。Zeinoddini等[3-5]對橫向沖擊作用下的鋼管的抗沖擊性能進行了大量的實驗研究。目前國內外很多學者使用數值模擬方法對橫向沖擊作用下的管道抗沖擊性能進行研究。楊秀娟等[6-7]采用非線性動態有限元法模擬了海底管道受墜物撞擊的過程，求解出了海底管道受墜物撞擊時的動力學方程。黃新等[8]發現增大壁厚可以提高抗壓強度與承載力。駱吉慶等[9]研究了淺海輸氣管道墜物碰撞損傷過程中的動力響應規律。楊政龍等[10]研究了深水環境下外界水壓對管道碰撞損傷及屈曲失穩的影響，研究表明：落物撞擊主要影響管道結構的初始穩定性，同時靜水壓力會加劇管道的局部凹陷變形。另外，李偉等[11-15]對海底管道抗沖擊性能的影響因素進行了研究。針對雙層填充管的抗沖擊性能，Wang等[16]發現ULCC填充管比空心鋼管有更好的抗沖擊性能，試件的抗沖擊性能和破壞模式由外管和厚度直接決定，同時復合材料層可以有效地限制鋼管的局部變形。

針對鋼管混凝土的抗沖擊性能也有很多學者進行了研究。王宇等[17]研究了雙層鋼管混凝土組合結構在多次側向沖擊作用下的抗沖擊性能，研究發現混凝土層有效限制了結構的凹陷變形。史艷莉等[18]分析了內配圓鋼管的圓鋼管混凝土構件在橫向撞擊作用下的動力響應全過程和典型破壞模態，發現提高外鋼管的強度和含鋼率可以有效地改善該構件的耐撞性能。

雖然國內外很多學者對鋼管構件的抗沖擊性能進行了研究和分析，但這些研究結果和結論尚不能直接用于海底管道抗沖擊性能的評估中，主要原因有兩個：①前期對鋼管的沖擊試驗中設計的鋼管構件尺寸都較小，與實際中的海底管道足尺度相差較大；②海底管道中除了單層管外，還經常采用雙層管，目前尚未對雙層管的抗沖擊性能進行相關研究。基于上述原因，有必要開展海底管道足尺度試件的抗沖擊性能分析，并研究單層管道和雙層管道在抗沖擊性能上的差異。

1 試驗測試及分析

按照渤海海域中實際服役的海底管道設計了4個試件，試件的尺寸和使用的鋼材與實際服役的海底管道相同。4個試件中包括3個單層管道(G1，G2和G3)和1個雙層管道(G1-D)，雙層管道內部有填充物，填充物為聚氨酯彈性體保溫材料(SPU)。詳細信息如表1和圖1中所示。G1-G3是具有不同直徑和厚度的單層管道，G1和G1-D的外管完全相同。

(a) 單層管試件

(b) 雙層管試件

表1 試件尺寸、落錘沖擊設置及破壞模式

落錘試驗測試之前，首先對管道的材料性能進行測試。通過標準拉伸試件的靜力測試，得到了管道材料的彈性模量、屈服強度、斷后伸長率、斷面收縮率等力學性能測試結果見表2。

表2 管道材料的力學性能

填充物聚氨酯彈性體(SPU)的力學性能由廠家進行提供，數據見表3。

表3 聚氨酯彈性體(SPU)的力學性能

落錘沖擊試驗通過超高重型落錘試驗機完成，該儀器包括錘頭、軌道、提升系統、控制系統及配套夾具等，如圖2所示。試件采用渤海勝利油田在役管線，參照API SPEC 5L標準設計了四種受沖擊試件，試件尺寸圖如圖1所示。試驗前通過卷揚機將錘頭提升到一定高度，確保錘頭位置和試件中心對齊后松開落錘，即錘頭撞擊點始終位于試件的跨中部位。隨后落錘在重力作用下沿導軌做自由落體運動，對試件產生撞擊。沖擊試件管道長度均為2 000 mm，其夾持部位之間的跨度約為1 700 mm。管道水平放置在落錘試驗機上，由左右兩邊的夾具進行固定，一端是固定支撐，另一端為滑動支撐。

落錘試驗機配有自動數據采集系統，讓落錘自由下落沖擊試樣，落錘在接近試樣前100 mm時經過速度傳感器，可計算出落錘的沖擊速度及沖擊前的加速度，同時給出信號觸發高速攝像開始協同拍攝，從而系統自動采集測量數據。

沖擊力時程曲線采用壓電傳感器測量，如圖2所示。位移時程曲線由高精度電阻式位移傳感器測得，位移傳感器分別安裝在試件跨中底部U-1和兩側U-2、U-3，如圖3所示。應變時程曲線采用BFH120-3AA應變片測量。應變片粘貼位置確定方法：使用有限元分析軟件對受動態沖擊載荷的海底管道進行模擬，在最大失效位置粘貼應變片。應變片粘貼位置如圖3所示：沿試件軸向，應變片分別粘貼在試件中部以及距跨中上、下400 mm處；沿試件環向，每間隔90°粘貼1個應變片，共粘貼10個應變片。為了對不同幾何參數和層數的海底管道抗沖擊性能進行對比，所有試件加載條件(包括落錘質量M和高度H)均相同，如表1所示。

(a) 試驗裝置圖

(b) 落錘試驗機示意圖

圖3 應變片與位移計位置

2 試驗結果及分析

2.1 失效過程

試驗采用高速攝像機對試件變形進行記錄。以G2試件為例，如圖4(a)所示，落錘自由落體階段(0～7 ms)，在這一階段落錘與試件之間沒有發生能量轉化，只有落錘將自身的勢能轉化為動能，產生初始速度。落錘與試件初始接觸瞬間(7 ms)，如圖4(b)所示，沖擊力迅速增大，跨中上表面位移開始增加，出現局部凹陷；跨中下表面位移為0，沒有產生整體彎曲變形。隨后(7～32 ms)，試件的局部凹陷變形不斷擴大，管道彎曲變形逐漸加深，同時試件上白漆逐漸脫落，如圖4(c)所示。32 ms時，試件的跨中上下表面位移達到最大，即試件的局部凹陷變形和整體彎曲變形達到最大值，如圖4(d)所示。隨后(32～42 ms)，試件彈性部分恢復，落錘與試件同步回彈，試件跨中上下表面位移逐漸減小，即局部凹陷變形和整體彎曲變形逐漸減小，如圖4(e)所示。42 ms后，如圖4(f)所示，位移回彈結束，落錘與試件分離，第一次沖擊過程結束。

(a) 0～7 ms

(c) 7～32 ms

(d) 32 ms

(e) 32～42 ms

(f) 42 ms

(g) 沖擊物與凹痕形狀對比

試驗結果表明，所有試件在受到橫向沖擊載荷時的破壞形態相似，都是局部凹陷處彎曲屈服。這種破壞模式由沖擊接觸部位的局部凹陷變形和管道的整體彎曲變形共同形成。如圖4(g)所示，試件局部凹陷的凹痕形狀與沖擊物的形狀保持一致，這與文獻[15]得出的結論一致，故不再對沖擊物形狀因素進行分析。

2.2 沖擊力時程曲線

圖5(a)為單層管道的沖擊力時程曲線。沖擊力時程曲線可以分為四個階段：初始階段、振動階段，穩定階段和卸載階段。以G1試件為例，在初始階段(AB段)主要特征是沖擊力波動較大，在落錘與試件接觸瞬間，由于慣性效應產生第一個沖擊力尖峰。由于落錘與試件的接觸時間非常小，在圖中表現為沖擊力突然達到最大值。在這一階段彈性變形為主要變形形式，沖擊力時程曲線近似呈現線性增長。振動階段(BC段)的特征是沖擊力產生劇烈振動，由于試件受到橫向沖擊時會產生軸向收縮，使邊界約束產生變化，造成沖擊力迅速下降，軸向收縮至一定程度后，沖擊力繼續增加至沖擊力峰值，這一階段沖擊力隨時間的增長速度明顯不如第一階段。穩定階段(CD段)的特征是沖擊力變化很小，近似于平臺階段。卸載階段(DE段)的特征是沖擊力迅速降，此時試件彈性逐漸恢復，沖擊力減小。當落錘與試件速度降為0時，沖擊力卸載為0，沖擊過程基本結束。

海底管道在受到橫向沖擊載荷作用時其沖擊力時程曲線都大致經歷了初始階段、振動階段、穩定階段和卸載階段，曲線的變化趨勢大致相同。試件G1最大沖擊力為578 kN，受沖擊時間為53 ms；試件G2最大沖擊力為934 kN，受沖擊時間為27 ms；試件G3最大沖擊力為938 kN，受沖擊時間為25 ms。數據表明，隨試件徑厚比增大，試件的最大沖擊力增大，受沖擊時間減小，試件的抗沖擊性能增大。

圖5(b)為雙層管道沖擊力時程曲線。雙層管G1-D的最大沖擊力為774 kN，受沖擊時間為38 ms。沖擊時程曲線趨勢與單層管道類似。當雙層管受到橫向沖擊載荷時，落錘首先與外管發生沖擊，產生第一個沖擊力峰值(F點)。當局部凹陷到達一定值后，落錘與試件內管接觸，產生第二個沖擊力峰值(G點)。沖擊力峰值G點要遠大于F點。

圖5(c)為單雙層管道沖擊力時程曲線對比圖。與單層管相比，雙層管沖擊力峰值升高，受沖擊時間減小。這是由于內層管使試件剛度增加，導致沖擊力峰值增大，受沖擊時間減小，抗沖擊性能顯著提高。

(a) 單層管道沖擊力時程曲線

(b) 雙層管道沖擊力時程曲線

(c) 單雙層管道沖擊力時程曲線對比

2.3 位移時程曲線

圖6(a)和6(b)為單層管道的跨中下表面位移時程曲線(數據由位移計U-1測得)和側向位移時程曲線(由位移計U-2和U-3檢測結果取平均值測得)。可以發現，五條曲線變化趨勢基本一致，都經歷了迅速增長階段、回彈階段、穩定階段。以G1試件跨中下表面位移為例，在落錘與管道接觸瞬間，試件的跨中下表面位移近似呈現線性增長趨勢，試件從零增長直至試件變形達到最大158 mm，隨后試件彈性部分恢復，落錘與管道進行同步回彈，位移減小。由于管道發生了塑性變形，受沖擊結束后試件不可能恢復原狀，而是保持在一定值，即試件的跨中下表面殘余變形142 mm。值得注意的是，由于試件G3跨中底部位移計U-1脫落，故未測得G3試件跨中底部位移。

單雙層管道時程曲線對比如圖6(c)和6(d)所示。雙層管道與單層管道位移時程曲線類似。試件在沖擊初期時，單層管與雙層管的局部凹陷與整體彎曲變形同步增加。當位移增大到一定程度時，內層管阻止外層管進一步產生變形，因此雙層管受到沖擊時產生的位移較小，抗沖擊性能更強。

圖6(e)為雙層管道的沖擊力-位移時程曲線。很明顯可以看出，落錘沖擊雙層管時產生了兩個沖擊力峰值點(A和B)。A和B分別是落錘沖擊外層管和內層管產生的沖擊力峰值點，它們之間的位移是外層管的壁厚12 mm。

(a) 單層管道跨中下表面位移時程曲線

(b) 單層管道側向位移時程曲線

(c) 單雙層管道跨中下表面位移時程曲線對比

(d) 單雙層管道側向位移時程曲線對比

(e) 沖擊力-跨中底部位移曲線

2.4 應變時程曲線

鋼管表面應變時程曲線如圖7所示，圖中應變受拉為正，受壓為負。值得指出的是由于試件部分位置產生了很大的變形，導致該位置應變片失效，如G1試件編號為Y-7的應變片，G2試件編號為Y-8的應變片，G3試件編號為Y-1的應變片以及G1-D試件編號為Y-7、Y-8的應變片。各測點的變形幾乎同時發生，說明試件在瞬間受到很大的沖擊能量，變形在很短時間內達到極限，沒有明顯的傳遞過程。應變從0迅速增至應變峰值，之后彈性變形部分恢復導致應變減小，由于所有測點的應變都超過了屈服應變，所以受沖擊結束后應變不會恢復為0，而是保持一定值，即為殘余應變。另外，觀察試件底部位移發現應變片Y-3和Y-4達到一定變形程度后會出現平臺段，隨后試件與落錘分離，應變減小至殘余應變。隨試件徑厚比增加，平臺段數值升高，持續時間減小。

(a) 試件G1

(b) 試件G2

(c) 試件G3

(d) 試件G1-D

應變片Y-1和Y-2測量的是試件上表面應變值，該應變由局部凹陷變形和整體彎曲變形產生，由于局部凹陷的影響使該部位由壓應變轉變為拉應變。若不考慮測量誤差的影響，Y-1和Y-2應變大小不相等可能是由于沖擊偏心造成的。Y-5和Y-6應變片測量的是試件下表面的應變值，該應變由整體彎曲變形產生。觀察應變時程曲線發現，Y-5和Y-6應變片的應變監測結果大于其他測點的應變，即試件承受動態沖擊荷載時跨中下表面在變形最大。

3 有限元分析

3.1 有限元模型建立

利用ABAQUS有限元分析軟件，建立了落錘沖擊管道的有限元分析模型。有限元模型的示意圖如圖8所示。由于試驗時落錘可以看做是不可發生變形的物體，故可將落錘設置為剛體，并簡化到參考點上，在參考點上利用速度場定義初始沖擊速度。網格密度的大小影響有限元模型計算的精確度。一般網格密度越大，模型計算的結果就會越接近于真實值，但網格密度過密則會使計算耗時增大。因此要確定合適的網格密度。對受沖擊部位的網格進行加密，通過試算確定網格密度，控制網格數量。沙漏效應對模型計算結果的準確度影響很大。偽應變能除以內能是檢查沙漏效應的重要指標。當比值較大時，沙漏變形耗散的能量就會很大，導致模擬中能量不守恒。有限元網格劃分結果如圖8所示，考慮計算效率和精度，受沖擊部位網格最小單元尺寸為15，遠離沖擊部位的網格最小單元尺寸為30，在受沖擊部位和遠離沖擊部位之間采用過渡網格，共60 592個單元和77 179個節點。錘頭和試件接觸類型采用動態面-面接觸，可以很好地滑移接觸問題，同時可以輸出接觸力。在錘頭與試件接觸時，考慮到二者發生摩擦時的相互作用，取摩擦因數為0.15。其余接觸部位采用動態通用接觸。

圖8 海底管道有限元模型

鋼是一種典型的應變速率相關的材料，通常在高速沖擊的數值分析中要考慮應變率效應。目前國內外學者主要通過建立動態屈服強度增大系數的表達式來考慮鋼的應變率影響。最常用的是由Symonds提出動態屈服強度函數，表達式為

(1)

鋼的應變率模型采用c-s模型，應變率參數參考文獻[19]取值，即D取40.4，n取5。鋼的其他材料參數取值使用材料材性分析試驗的數據。另外，值得注意的是，聚氨酯彈性體抗沖擊性能差，吸能低。因此，在數值模擬中不需要考慮填充材料對抗沖擊性能的影響。

3.2 有限元模型驗證

圖9和圖10給出了單雙層管受到沖擊后的有限元模擬結果與試驗結果對比圖。試件受到橫向沖擊后，受沖擊部位產生局部凹陷，隨后向周圍擴展，同時管道整體產生彎曲變形。隨試件徑厚比減小，局部凹陷變形和整體彎曲變形更加明顯，這是由于試件徑厚比減小使抗彎剛度增大。與同外徑單層管道G1相比，雙層管道試件G1-D整體彎曲變形和局部凹陷變形均降低。原因在于在受到一定沖擊力后，內層管抑制了管道繼續發生變形，導致雙層管道抗沖擊能力更強。數據表明，有限元軟件結果與試驗結果基本吻合，因此有限元可以有效地分析管道橫向沖擊作用下的失效模式。

為進一步驗證有限元模型的正確性，圖11給出了單雙層管道抗沖擊性能指標的對比圖，包括沖擊力時程曲線、跨中下表面位移時程曲線、側向位移時程曲線。在圖11(a)沖擊力時程曲線可以看到，有限元模擬結果與試驗結果曲線趨勢基本類似，都經歷了初始、振動、穩定和卸載階段。在卸載階段，有限元模擬結果與試驗結果產生偏差，原因可能是在試驗時邊界條件具有不穩定性，在落錘沖擊管道的瞬間，管道除了發生凹陷變形和彎曲變形以外，還會產生軸向收縮，很難保證受到沖擊后的試件依然保持原有的邊界條件，這樣試件的邊界約束就會發生變化，而有限元模擬時能夠保證邊界條件的穩定性，邊界對管道的約束不會發生變化。

圖11(b)和(c)是試件有限元模擬與試驗結果的位移時程曲線對比圖。有限元模擬結果與試驗結果發展趨勢基本一致，即試件在橫向沖擊力作用下，底部位移達到最大值，隨后試件開始回彈，直至壓頭與試件分離。表4列出了有限元模擬結果與試驗結果，結果表明所提出的有限元模型可以對試驗結果提供合理的預測，值得說明的是，由于試件G3跨中底部位移計脫落，故未測得G3試件的整體彎曲變形。

(a) G1試件有限元結果

(b) G1試件試驗結果

(c) G2試件有限元結果

(d) G2試件試驗結果

(e) G3試件有限元結果

(f) G3試件試驗結果

(a) G1-D試件有限元結果及剖面圖

(b) G1-D試件剖面圖

(c) G1-D試件試驗結果

(a) 沖擊力時程曲線

(b) 跨中下表面位移時程曲線

(c) 側向位移時程曲線

表4 有限元模型與試驗結果匯總

4 管道抗沖擊性能參數分析

管道抗沖擊性能受很多參數影響，選取G1試件和G1-D試件為研究對象對單層和雙層管道進行參數分析。表5顯示了G1試件參數分析研究的方案，G1-D參數分析方案與G1試件一致。在研究單一參數對試件抗沖擊性能影響時，保證其他因素的絕對一致性，本研究對沖擊高度、屈服強度、徑厚比、長徑比四個方面進行分析。對試件的變形特征從最大沖擊力、最大跨中變形、殘余跨中變形、最大跨中上表面變形、殘余跨中上表面變形以及局部變形等方面來進行分析。

4.1 沖擊高度影響

為獲得沖擊高度對抗沖擊性能的影響，將沖擊高度H改變為9 m、10 m、11 m、12 m、13 m、14 m、15 m。有限元模型中可通過改變沖擊速度來模擬不同的沖擊高度。落錘對試件施加橫向沖擊載荷之前做自由落體運動，則落錘與試件接觸的初始速度分別取13.28 m/s，14 m/s，14.68 m/s，15.34 m/s，15.96 m/s，16.56 m/s，17.14 m/s。圖12顯示了單雙層管道試件的最大沖擊力Fm、最大跨中位移Δmx、跨中殘余變形Δrx、最大跨中上表面變形Δms、殘余跨中上表面變形Δrs和局部殘余變形δr都隨沖擊高度的變化趨勢。顯然，當沖擊高度增加時，Fm、Δmx、Δrx、Δms、Δrs以及δr均隨沖擊高度增大。試件的整體彎曲變形和局部凹陷變形隨高度增加呈現線性增長趨勢，原因在于沖擊高度增加使沖擊能量增大，從而在其他條件不發生改變時，試件受到的最大沖擊力和變形都會增大。對比單雙層管道沖擊力和位移曲線發現，雙層管道的最大沖擊力大于單層管道，位移小于單層管道。這是由于雙層管道受到一定沖擊后，內管產生作用，阻止管道位移進一步增加。

表5 G1試件參數分析表

(a) G1沖擊力

(b) G1跨中位移

(c) G1-D沖擊力

(d) G1-D跨中位移

4.2 屈服強度影響

圖13顯示了不同屈服應力σs對單雙層試件抗沖擊性能的影響，屈服應力分別取235 MPa，345 MPa，460 MPa，550 MPa，690 MPa，780 MPa，850 MPa。結果表明：Fm隨屈服強度的提高不斷增大，這是由于屈服強度增大，試件屈服時荷載提高，從而提高了最大沖擊力。Δmx、Δrx、Δms、Δrs以及δr都隨屈服強度的提高不斷減小。如圖13(a～b)所示，當屈服強度從235 MPa增大到550 MPa，即屈服應力增大了315 MPa時，試件的整體彎曲變形降低了138.201 mm，δr降低了46.85 mm；當屈服強度從550 MPa增大到850 MPa，即屈服應力增大了300 MPa時，試件的整體彎曲變形降低了45.614 mm，δr降低了17.54 mm。顯然，隨屈服強度不斷增大，屈服強度對整體彎曲變形和局部凹陷變形的影響都逐漸減小。雙層管道變化趨勢與單層管道類似。雙層管道在相同屈服強度時沖擊力大于單層管道，位移小于單層管道。另外，當屈服應力高于550 MPa時，屈服應力增加對沖擊力和位移影響較小。結果表明，屈服強度高的材料抵抗沖擊載荷的能力更強。

(a) G1沖擊力

(b) G1跨中位移

(c) G1-D沖擊力

(d) G1-D跨中位移

4.3 徑厚比影響(D0/t)

為獲得徑厚比D0/t對試件抗沖擊性能的影響，保持管道直徑D0不變，將管道壁厚t0分別取10 mm、11 mm、12 mm、13 mm、14 mm、15 mm進行模擬計算，即徑厚比分別取值21.90、19.90、18.25、16.85、15.64、14.60。圖14顯示了G1和G1-D試件在相同沖擊載荷作用下，Fm、Δmx、Δrx、Δms、Δrs以及δr隨徑厚比的變化趨勢。可以看出，當徑厚比D0/t增大時，最大沖擊力Fm減小，Δmx、Δrx、Δms、Δrs以及δr隨D0/t增大而增大。對比單雙層管道沖擊力和跨中變形，內層管的存在使雙層管抗彎剛度增大，造成雙層管的最大沖擊力增大，位移減小。

4.4 長細比影響(λ)

圖15顯示了不同長徑比λ對Fm、Δmx、Δrx、Δms、Δrs和δr的影響。管道直徑為219 mm，將管道長度L分別取1 314 mm、1 533 mm、1 752 mm、1 971 mm、2 190 mm，即長徑比分別取值為6、7、8、9、10。單雙層管道具有相似的變化規律。當試件直徑相同，長徑比λ增大時，Fm逐漸減小，Δmx、Δrx、Δms和Δrs不斷增大。另外，當長細比λ從6增大到10時，局部變形δr在很小范圍內波動。如圖15(b)所示，當長細比從6增大到10時，即管道長度增大876 mm，單層管道G1的局部變形δr變化范圍為102±6 mm，雙層管道G1-D的局部變形δr變化范圍為79.3±4.2 mm，顯然，長細比λ對δr影響較小。這是由于試件的局部變形與橫截面剛度直接相關，λ的變化不會影響試件的橫截面剛度。當長細比λ增大時，試件的穩定性降低，因此Δmx、Δrx、Δms和Δrs增大。

(a) G1沖擊力

(b) G1跨中位移

(c) G1-D沖擊力

(d) G1-D跨中位移

(a) G1沖擊力

(b) G1跨中位移

(c) G1-D沖擊力

(d) G1-D跨中位移

5 結 論

采用實驗和數值模擬相結合的方法，對單層和雙層海底管道在橫向沖擊載荷作用下的抗沖擊性能進行了落錘沖擊試驗，得到了海底管道的破壞模式，分析了管道的沖擊力時程曲線、位移時程曲線和應變時程曲線等抗沖擊性能參數。建立有限元模型，與試驗結果進行對比驗證，并進行參數分析，得到以下結論：

(1) 單層和雙層海底管道在橫向沖擊作用下有相同的破壞模式。破壞模式是局部凹陷處彎曲屈服，由管道的整體彎曲變形與沖擊凹痕部位的局部彎曲耦合形成。

(2) 對比單雙層管道發現，雙層海底管道有更好的抗沖擊性能。這是由于內層管的存在使雙層管抗彎剛度增大，同時內層管會阻止雙層海底管道進一步發生變形。

(3) 建立與試驗條件相同的有限元模型，可以準確地預測試件在橫向沖擊載荷作用下的的行為。數值模擬結果表明，試件在橫向沖擊載荷作用下的抗沖擊性能受沖擊高度、試件屈服強度、徑厚比以及長細比的影響。沖擊高度和厚度對抗沖擊性能的影響較大。試件長細比影響較小。當采用相同的沖擊能量時，屈服強度高的材料抗沖擊能力更強。