郭林坪，劉 潤，閆澍旺

(天津大學(xué) 水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300072)

自20世紀70年代起海底管線逐步在全球范圍內(nèi)成為海上油氣運輸?shù)闹饕侄巍Ｔ诤５坠芫€輸送石油和天然氣的過程中，需要施加一定的壓力并升高溫度，溫度應(yīng)力與材料泊松效應(yīng)的共同作用使鋼管中產(chǎn)生附加應(yīng)力。由于受到地基土的約束作用，管線無法自由變形釋放應(yīng)力，隨著管長增加附加應(yīng)力在管線中不斷累積，當其值超過地基土體對管線的約束力時，管線就會發(fā)生類似于壓桿穩(wěn)定問題的突然變形而使內(nèi)部應(yīng)力得到釋放，從而導(dǎo)致管線發(fā)生豎直向或水平向的整體屈曲，較大的整體屈曲一方面可能導(dǎo)致管線中的彎曲應(yīng)力增長，接近或達到鋼材的屈服強度，對管線的安全運營造成威脅，另一方面，屈曲變形可能導(dǎo)致管線配重層、保溫層結(jié)構(gòu)遭到破壞甚至進水，影響管線的正常使用。

對海底管線水平向整體屈曲的研究國外起步較早。Hobbs［1］基于Ker［2］關(guān)于連續(xù)鐵軌的橫向屈曲研究成果推導(dǎo)了理想管線豎直向與水平向屈曲的解析解;Taylor和Gan［3-4］考慮了土抗力在管線發(fā)生變形過程中的變化，完善了Hobbs［1］的研究成果，并在隨后的研究過程中推導(dǎo)了初始側(cè)向變形管線水平向屈曲的解析解;Taylor和Tran［5］考慮了管線在鋪設(shè)過程中產(chǎn)生初始側(cè)向變形的情況下，提出海底管線發(fā)生豎直向屈曲的解析解;Schotman［6］通過模型實驗和數(shù)值模擬研究提出了土抗力與管線位移的關(guān)系;1999年，Sriskandarajah［7］等人對管線水平向屈曲問題的解析解和有限元分析結(jié)果進行了比較，指出了海底管線初始側(cè)向變形的重要性。Preston等［8］通過數(shù)值分析提出了在管線上預(yù)設(shè)膨脹彎的方法以控制水平向屈曲。2004年，Hesar［9］利用Abaqus有限元軟件對軟粘土中海底管線水平向運動的管土相互作用進行了研究。Burio等［10］通過有限元方法對管土相互作用進行了研究;Peek和Yun［11］研究了浮力對鋪設(shè)于海床表面管線發(fā)生水平屈曲的影響。國內(nèi)的研究相對較少，2005年，劉潤等［12］對溫度應(yīng)力下海底管線屈曲分析方法進行了改進;2008年，劉志剛和孫國民［13］以Hobbs［1］的研究成果為基礎(chǔ)，結(jié)合工程實例初步探討了深水高溫高壓管道的側(cè)向屈曲控制措施。2011年，劉潤等［14-15］通過模型試驗對發(fā)生水平向運動時的管土相互作用進行了分析，揭示了當管線發(fā)生水平向運動和軸向運動時土抗力的發(fā)揮過程及規(guī)律性。王武剛、郭林坪等［16-18］通過對溫度應(yīng)力下海底管線的解析解的研究，結(jié)合工程實踐對理想海底管線的屈曲規(guī)律及管線屈曲的影響因素進行了分析。由此可見關(guān)于海底管線水平向屈曲解析解研究已經(jīng)積累了一定的成果，但如何準確計算管線中的溫度應(yīng)力，揭示管線發(fā)生屈曲變形的影響因素及規(guī)律性還有待深入探討。

以具有初始側(cè)向變形的海底管線為研究對象，通過理論分析建立了溫壓聯(lián)合作用下海底管線水平向整體屈曲的彎矩平衡方程，得到了具有初始側(cè)向變形的管線發(fā)生低階模態(tài)整體屈曲的解析解，進而結(jié)合實際工程對影響具有初始側(cè)向變形管線水平向整體屈曲的因素進行分析。

1 管線水平向整體屈曲解析解

1.1 管線的初始側(cè)向變形

海底管線在制造和鋪設(shè)過程中會因為制造的缺陷或地基土體的原因而產(chǎn)生初始的變形，稱之為初始側(cè)向變形，為便于解析解的推導(dǎo)，將管線初始側(cè)向變形形狀假定為:單拱側(cè)向變形和反對稱雙拱側(cè)向變形兩種形式，如圖1所示。由于描述這種側(cè)向變形與管線屈曲的數(shù)學(xué)方程變量階數(shù)不大于2，因此統(tǒng)稱為低階側(cè)向變形或低階變形模式。

圖1 初始側(cè)向變形形狀Fig.1 Topologies of the pipeline initial lateral deformation

假定單拱初始側(cè)向變形和反對稱雙拱初始側(cè)向變形的形狀與理想管線低階水平向屈曲變形后的形狀相同，且反對稱雙拱側(cè)向變形的對稱點不發(fā)生移動。則基于理想管線水平向整體屈曲的解析解［17］，可得單拱側(cè)向變形的表達式如式(1)［4］:

式中:vo為任意位置x處的側(cè)向變形值;vom側(cè)向變形的幅值，vom=2.407×10-3φLqLo4/EI，由理想狀態(tài)管線屈曲可知vom位于x=0處;K1=15.698 5;Lo為側(cè)向變形的長度;=P/EI，EI為管線的抗彎剛度;P為管線屈曲段內(nèi)的軸向力。

反對稱雙拱側(cè)向變形的表達式:

式中:K2=8.621 1;vom=5.531 5×10-3φLq/EI，由理想狀態(tài)管線屈曲可知vom位于x=0.346 4Lo處;其它符號意義同前。

1.2 具有單拱側(cè)向變形管線的水平向整體屈曲

具有初始側(cè)向變形的管線在溫度應(yīng)力下將在側(cè)向變形處繼續(xù)發(fā)生變形，圖2給出了具有單拱初始側(cè)向變形海底管線在溫差和壓差作用下發(fā)生水平向整體屈曲的變形形態(tài)和受力分析。

圖2 單拱初始側(cè)向變形下管線整體屈曲變形形態(tài)及受力分析Fig.2 Deformation and force analysis of the pipeline with one-arch initial lateral deformation

由圖可知，發(fā)生整體屈曲變形的管線，可根據(jù)其變形特點分為如下三個部分:其一為管線的嵌固段，即圖中的La段，這部分管線受到地基土體的約束，不發(fā)生對地基土體的相對位移，管線內(nèi)軸力為Po;其二為管線的滑移段，即圖中的Ls段，這部分管線沒有被地基土全部約束，產(chǎn)生軸向變形釋放應(yīng)力，發(fā)生了與地基土體的相對滑動，受到地基土體的摩阻力，摩阻力最大值為φAqLs，其軸力減小，小于Po;其三為拱起段，圖中的L段，這段管線在溫度和內(nèi)壓作用下，在原有初始側(cè)向變形基礎(chǔ)上繼續(xù)變形，內(nèi)部壓力得到釋放減小到Po。

外力對管線所做的功導(dǎo)致管線發(fā)生整體屈曲，根據(jù)材料力學(xué)的基本原理，外力做功可通過應(yīng)變能V求得。由材料力學(xué)中應(yīng)變能計算方法可知，對于長度為l的桿件，直梁純彎曲時的應(yīng)變能為:

式中:I為桿件的慣性矩;E為楊氏模量;M(x)為桿件所受彎矩。

桿件承受外力F拉伸時，桿件的軸向拉伸應(yīng)變能為:

式中:F為桿件所受軸力;A為桿件的截面積。

圖2中管線產(chǎn)生的應(yīng)變分別來自管線受到的彎矩、軸向的地基土摩阻力和管線內(nèi)部的軸力，因此管線的應(yīng)變能為［4］:

式中:v為任意位置x處的屈曲幅值;vo為任意位置x處的側(cè)向變形幅值;L為屈曲段長度;Lo為側(cè)向變形長度;v’x為管線屈曲變形值對x的一階導(dǎo)數(shù)，vo’x為側(cè)向變形值對x的一階導(dǎo)數(shù);v’xx為管線屈曲變形值對x的二階導(dǎo)數(shù)，vo’xx為側(cè)向變形值對x的二階導(dǎo)數(shù);P為屈曲段管線內(nèi)的軸向力;φA為管線與地基土體的軸向摩擦數(shù);q為管線單位長度重量。

為了確定管線發(fā)生整體屈曲的最小溫度，需要確定管線發(fā)生屈曲的最小應(yīng)變能。求解dV/dvm=0，可得到屈曲段軸力與屈曲段長度的關(guān)系式:

對滑移段進行受力分析，可得到P與Po的關(guān)系如下:

式中:Po為溫差和壓差在管線內(nèi)產(chǎn)生的軸向力，Ls為管線滑移段長度。

為了進一步建立溫度與管線拱起段長度的關(guān)系，可將管線內(nèi)部的壓差等效為溫差考慮，從而得到:

由式(7)、(8)可建立管線所受溫差ΔT與屈曲段長度L之間的關(guān)系式為:

由于管線屈曲長度與幅值是一一對應(yīng)的，所以由溫差ΔT與屈曲長度L的關(guān)系可以得到管線的屈曲段幅值vm與溫差ΔT之間的關(guān)系。

1.3 具有反對稱雙拱側(cè)向變形的水平向整體屈曲

圖3給出了具有反對稱雙拱初始側(cè)向變形管線在溫差和壓差作用下發(fā)生水平向整體屈曲的變形形態(tài)和受力分析。

圖3 反對稱雙拱側(cè)向變形下管線整體屈曲變形形態(tài)及受力分析Fig.3 Deformation and force analysis of the pipeline with antisymmetry two-arch initial lateral deformation

為了確定管線發(fā)生整體屈曲的最小溫度，需要確定管線發(fā)生屈曲的最小能量。令dV/dvm=0，可得到屈曲段軸力與屈曲段長度的關(guān)系式:

對滑移段進行受力分析，可得到P與Po的關(guān)系如下:

通過滑移段的性質(zhì)可以確定管線屈曲段軸力P與溫差ΔT間的關(guān)系。結(jié)合式(8)、(12)則有溫差ΔT與屈曲段長度L之間的關(guān)系:

由于管線屈曲長度與幅值是一一對應(yīng)的，所以由ΔT與L的關(guān)系即可建立管線屈曲段幅值vm與溫差ΔT之間的關(guān)系。

2 工程實例分析

2.1 工程概況

某海底管線外徑323.9 mm，壁厚12.7 mm，設(shè)計內(nèi)壓為4.60 MPa，設(shè)計溫度為45°C。表1給出了該管線及地基土體的設(shè)計參數(shù)。

由于海水的環(huán)境溫度為20°C，因此設(shè)計溫差為25°C，由式(8)可知內(nèi)壓的等效溫差為5.18℃，因此可以按總溫差30.18℃進行計算。采用前述解析方法編程，分析管線在設(shè)計溫差和壓差作用下的水平向整體屈曲規(guī)律性。

表1 管線及地基土參數(shù)Tab.1 Parameters of pipeline and subsoil

2.2 初始側(cè)向變形對水平向整體屈曲的影響

由表1可估算地基土與管線之間的摩擦系數(shù)為0.4。為了分析初始側(cè)向變形對管線水平向整體屈曲的影響，分別假定管線沒有初始側(cè)向變形，以及存在初始側(cè)向變形且幅值為100 mm的情況進行對比分析，圖4給出了計算得到的溫差和管線整體屈曲幅值vm的關(guān)系。

圖4 溫差與水平向整體屈曲幅值的關(guān)系曲線Fig.4 Relationship of ΔT vs.vm

由圖4可以看出，是否考慮初始側(cè)向變形對管線整體屈曲的特性有較大影響，當不考慮側(cè)向變形存在時管線發(fā)生屈曲后幅值與溫差的關(guān)系曲線成“v”型，而考慮初始側(cè)向變形后曲線呈“r”型;對比圖4可知，在考慮初始側(cè)向變形的情況下，初始側(cè)向變形的形狀對管線屈曲后的變形亦有一定的影響。各種情況下管線發(fā)生整體的初始溫差存在差異，計算結(jié)果見表2。

表2 管線屈曲溫差Tab.2 Initial buckling temperature of the pipeline

可知，不考慮側(cè)向變形情況得到的管線屈曲對應(yīng)的起始溫差均高于考慮側(cè)向變形的情況，而反對稱雙拱整體屈曲模式對應(yīng)的管線初始屈曲溫差略低于單拱整體屈曲模式的管線。說明了溫差和壓差相同的條件下，具有初始側(cè)向變形的海底管線較理想狀態(tài)下的海底管線更容易發(fā)生整體屈曲，且具有反對稱雙拱初始側(cè)向變形的海底管線比具有單拱初始側(cè)向變形的海底管線更易發(fā)生整體屈曲。

2.3 初始側(cè)向變形形式對水平向整體屈曲的影響

為了進一步分析初始側(cè)向變形形式對管線水平向整體屈曲變形的影響，假定管線具有相同的初始側(cè)向變形幅值，vom=300 mm，對具有兩種初始側(cè)向變形形式的管線分別進行計算，圖5分別給出了計算得到的管線屈曲幅值(vm)和屈曲段長度(L)與溫差的關(guān)系。

圖5表明，初始側(cè)向變形形式對管線整體屈曲變形形態(tài)有較大的影響，相同的溫差下單拱整體屈曲模式的屈曲幅值大于反對稱雙拱整體屈曲模式的幅值，但屈曲長度小于后者;在相同的初始側(cè)向變形幅值情況下，單拱整體屈曲模式的起始溫差為21.72°C，高于反對稱雙拱整體屈曲模式的起始溫差17.87°C，說明在相同的溫差下具有反對稱雙拱初始側(cè)向變形的管線更容易發(fā)生整體屈曲。

圖5 vom=300 mm時管線的水平向整體屈曲規(guī)律Fig.5 Relationships of vm～ΔT and L～ΔT with vom=300 mm

2.4 初始側(cè)向變形幅值對水平向整體屈曲的影響

假定管線具有不同的初始側(cè)向變形幅值進行對比分析，圖6給出了兩種屈曲變形模式下設(shè)計溫差與管線屈曲變形幅值的關(guān)系。

圖6 初始側(cè)向變形幅值對管線整體屈曲的影響Fig.6 vm～ΔT loci with the different amplitudes of initial lateral deformation

由圖6可知，初始側(cè)向變形幅值越大，管線發(fā)生屈曲對應(yīng)的起始溫差越低，說明相同設(shè)計條件下側(cè)向變形幅值越大的管線越容易發(fā)生整體屈曲。無論管線具有哪種形式的初始側(cè)向變形，隨著側(cè)向變形幅值的增大，vm～ΔT關(guān)系曲線的形態(tài)發(fā)生變化，即在較小初始側(cè)向變形情況下，例如vom＜200 mm，曲線上出現(xiàn)極值點，管線屈曲段幅值呈現(xiàn)隨溫差增加先下降后上升的情況，表明管線的變形存在不穩(wěn)定階段，可由曲線的左半支跳躍達到右半支，出現(xiàn)突然性的大變形;而當初始側(cè)向變形的幅值增加到達200 mm以上后，vm～ΔT關(guān)系曲線上的極值點消失，即管線的屈曲變形幅值隨著作用溫差的增加而持續(xù)增長，跳躍段消失。

2.5 地基土約束力對水平向整體屈曲的影響

當溫度和壓力一定時，土體對管線的約束力大小決定了管線是否發(fā)生整體屈曲［15-16］。對于不進行挖溝埋設(shè)的海底管線，管土間的摩擦力是土體對管線的唯一約束力，因此摩擦力對管線屈曲特性有著重要的影響。假定管線具有的初始側(cè)向變形幅值不變(vom=50 mm)，只改變管土之間的摩擦系數(shù)進行分析。圖7為摩擦系數(shù)取φ=0.01，0.10，0.20，0.30，0.40情況下，計算得到的管線屈曲幅值與設(shè)計溫差和管線軸向壓力的關(guān)系。

由圖7中的vm～ΔT關(guān)系曲線可知，無論是哪種形式的初始側(cè)向變形，管線發(fā)生水平向整體屈曲的幅值隨著設(shè)計溫差的增大而增大，管線發(fā)生整體屈曲對應(yīng)的起始溫度隨著管土間摩擦系數(shù)的增加而升高，即地基土對管線的約束力越大，管線越不易發(fā)生屈曲;圖7中的Po～ΔT曲線表明，隨著管土間摩擦系數(shù)的增大，對于發(fā)生相同幅值屈曲的管線，引發(fā)屈曲的軸向壓力亦增大。這都表明摩擦系數(shù)的增大會使得管線更加安全。

由以上計算分析可知，無論是否考慮初始側(cè)向變形，該工程中的管線在溫差為31.8°C的設(shè)計條件下都存在發(fā)生整體水平向屈曲的可能;由于第二種管線屈曲比第一種更易發(fā)生，因此計算了管線發(fā)生第二種屈曲時管線中的最大軸向壓應(yīng)力，為167 MPa，而對于工程中使用的管線，其屈服應(yīng)力為448 MPa，因此，管線雖然會屈曲，但并不會屈服破壞。

圖7 不同摩擦系數(shù)下管線水平向整體屈曲的特征曲線Fig.7 vm～ΔT loci with different pipe-soil friction coefficients

3 結(jié)語

建立了溫壓聯(lián)合作用下，具有初始側(cè)向變形的海底管線發(fā)生單拱或反對稱雙拱模式水平向整體屈曲的解析解，結(jié)合工程實例分析了初始側(cè)向變形的存在、變形形態(tài)和幅值以及地基土體約束對管線水平向整體屈曲的影響，可得到以下結(jié)論:

1)初始側(cè)向變形對管線的水平向整體屈曲有較大的影響。無初始側(cè)向變形的管線屈曲后vm～ΔT關(guān)系曲線呈“v”型，而考慮初始側(cè)向變形存在時，得到的管線整體屈曲vm～ΔT關(guān)系曲線呈“r”型，相同設(shè)計條件下具有初始側(cè)向變形的管線更容易發(fā)生整體屈曲。

2)管線所具有的初始側(cè)向變形形式影響管線的整體屈曲形態(tài)，當初始缺陷幅值相同時，反對稱雙拱屈曲模式較單拱屈曲模式更容易發(fā)生。

3)管線所具有的初始側(cè)向變形幅值的大小對其整體屈曲的vm～ΔT關(guān)系曲線形狀有較大影響。當初始側(cè)向變形較小時(例如算例中初始側(cè)向變形值小于200 mm時)，vm～ΔT關(guān)系曲線上出現(xiàn)極值點，說明管線會發(fā)生不穩(wěn)定變形，出現(xiàn)變形的跳躍階段，但隨著初始側(cè)向變形幅值的增加，這種不穩(wěn)定變形現(xiàn)象消失;相同設(shè)計條件下初始側(cè)向變形幅值越大的管線越易發(fā)生整體屈曲。

4)管線受到的地基土摩擦力對其整體屈曲的vm～ΔT關(guān)系曲線形狀影響較小，但顯著影響管線發(fā)生整體屈曲的起始溫度和屈曲后管線內(nèi)的軸力大小。隨管土間摩擦系數(shù)的增大，管線發(fā)生整體屈曲的起始溫差提高，對于發(fā)生相同幅值整體屈曲的管線，引發(fā)屈曲的軸向壓力亦增大，表明增大土體對管線的約束力可以提高管線抵抗整體屈曲的能力。

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