徐蒙，楊樹(shù)耕，王晗，劉曉峰

（天津大學(xué)　水利工程仿真與安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津　300072）

水下生產(chǎn)系統(tǒng)防沉板結(jié)構(gòu)形式改進(jìn)研究

徐蒙，楊樹(shù)耕，王晗，劉曉峰

（天津大學(xué)水利工程仿真與安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津300072）

防沉板是水下生產(chǎn)系統(tǒng)的重要基礎(chǔ)形式，在海洋工程開(kāi)發(fā)中有著廣泛應(yīng)用。基礎(chǔ)承載能力不僅決定防沉板的適用范圍，還關(guān)乎水下生產(chǎn)系統(tǒng)的穩(wěn)定性與安全性。運(yùn)用有限元軟件ABAQUS，建立防沉板與土體的相互作用模型，通過(guò)平衡初始地應(yīng)力，設(shè)置主從接觸，施加重力荷載與位移約束，用Swipe法對(duì)不同結(jié)構(gòu)形式防沉板進(jìn)行數(shù)值模擬。比較分析多種防沉板在復(fù)合加載模式下的極限復(fù)合承載能力差異，討論了單軸豎向承載力、V-H、H-M荷載空間破壞包絡(luò)線。計(jì)算結(jié)果顯示，防沉板是否有底部結(jié)構(gòu)、底部結(jié)構(gòu)的形式、布置以及深度對(duì)荷載位移曲線以及破壞包絡(luò)線有著顯著的影響。提出了通過(guò)改進(jìn)防沉板結(jié)構(gòu)形式以克服承載力不足的問(wèn)題的建議，為拓寬防沉板的運(yùn)用領(lǐng)域提供了參考。

防沉板；水下生產(chǎn)系統(tǒng)；破壞包絡(luò)線；極限承載力

隨著海洋開(kāi)發(fā)技術(shù)的發(fā)展，水下生產(chǎn)系統(tǒng)在開(kāi)發(fā)深海油氣田時(shí)具有明顯的綜合經(jīng)濟(jì)優(yōu)勢(shì)，已經(jīng)成為深海油田開(kāi)發(fā)的重要方式。水下生產(chǎn)系統(tǒng)的發(fā)展一定程度上影響了我國(guó)邊際油田及深水油田的開(kāi)發(fā)進(jìn)程（宋琳等，2013）。對(duì)水下生產(chǎn)系統(tǒng)各方面的研究中，基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)研究作為最基本的部分，影響著水下生產(chǎn)系統(tǒng)的選型、安裝、在位安全等各個(gè)方面。

防沉板是用于水下生產(chǎn)系統(tǒng)的一種淺基礎(chǔ)形式，具有費(fèi)用低廉，安裝簡(jiǎn)單的特點(diǎn)并被廣泛運(yùn)用。水下生產(chǎn)系統(tǒng)的固定式結(jié)構(gòu)，諸如管匯、管跨保護(hù)裝置、井口基盤(pán)、限流閥、隔離閥、管道終端等結(jié)構(gòu)物都可以采用防沉板作為其基礎(chǔ)形式，同時(shí)，一些臨時(shí)的修井、修管設(shè)備也多采用防沉板作為其基礎(chǔ)。然而，現(xiàn)階段水深1 500 m及以上的深水海底管匯等大型結(jié)構(gòu)很少選用防沉板作為其基礎(chǔ)。防沉板相對(duì)于其他形式基礎(chǔ)（筒形基礎(chǔ)、吸力基礎(chǔ)等）的運(yùn)用范圍較窄。這種運(yùn)用上的局限性，根源在于是防沉板的承載能力相對(duì)不足，著重體現(xiàn)在抗水平向荷載與抗傾覆能力的局限性上。

針對(duì)防沉板的研究，Murff（1994）對(duì)圓形基礎(chǔ)在豎向抗拉承載力等于抗壓承載力的假定下進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究；Watson等（1998）對(duì)裙式基礎(chǔ)進(jìn)行了離心機(jī)實(shí)驗(yàn)，闡釋了如何還原原狀土的抗剪強(qiáng)度，分析了裙式防沉板基礎(chǔ)承載力；Bransby等（1998）提出勺狀和楔形兩種破壞模式，基于極限分析上限定理，通過(guò)計(jì)算給出了破壞包絡(luò)面的經(jīng)驗(yàn)方程；Tabiat等（2002）考慮極限力矩與水平荷載之間的相關(guān)性進(jìn)行了有限元模擬；Dimmock等（2013）在矩形防沉板的四角設(shè)置了打入樁，以提高防沉板承載能力；Bienen等（2014）提出了防沉板與吸力基礎(chǔ)的混合形式，研究了復(fù)合加載模式下的最大承載力。在以上研究的基礎(chǔ)上，本文以南海深水開(kāi)發(fā)需要為研究背景，結(jié)合防沉板存在的不足對(duì)其結(jié)構(gòu)形式改進(jìn)探討，對(duì)不同形式的防沉板進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，通過(guò)對(duì)相關(guān)數(shù)據(jù)的比較分析，為實(shí)際應(yīng)用提供參考借鑒。

本文對(duì)防沉板與地基的相互作用進(jìn)行了數(shù)值模擬，以矩形平板防沉板為基礎(chǔ)，通過(guò)增設(shè)裙板、內(nèi)部格構(gòu)以及在防沉板底部設(shè)置筒形沉箱的方式，研究改進(jìn)防沉板結(jié)構(gòu)從而提高承載能力的方法。

1　有限元數(shù)值模型

1.1參數(shù)的選取與設(shè)置

ABAQUS軟件提供了一系列用于模擬巖土體的本構(gòu)模型（費(fèi)康等，2010），根據(jù)本文防沉板與土的相互作用的特點(diǎn)，選取在以極限承載力為分析重點(diǎn)的問(wèn)題中常用的Mohr-Coulomb模型作為海床土體本構(gòu)關(guān)系。地基土體與防沉板的建模尺寸是進(jìn)行數(shù)值模擬的關(guān)鍵，不僅關(guān)系到邊界效應(yīng)的影響，還關(guān)系著計(jì)算規(guī)模與計(jì)算時(shí)間。

如圖1，選取地基土體尺寸為長(zhǎng)45m，寬35m，高25 m，防沉板模型具體尺寸如表1所示（為了避免網(wǎng)格過(guò)密而無(wú)法計(jì)算，加大了防沉板用鋼厚度），土體與防沉板均采用三維實(shí)體單元建模。防沉板選用參數(shù)如表2所示。

圖1　土體與防沉板有限元模型

表1　防沉板模型尺寸設(shè)置

表2　防沉板模型參數(shù)設(shè)置

對(duì)于海床土體參數(shù)選取，基于對(duì)南海深海區(qū)原位土壤資料的搜集，參考土工計(jì)算原理（錢(qián)家歡等，1996），選用的土壤參數(shù)如表3所示。

表3　海床土體模型參數(shù)設(shè)置

由于土體壓縮模量的取值決定著土體剛度，并對(duì)有限元計(jì)算收斂速度有著重要影響，在進(jìn)行后續(xù)計(jì)算前，為了確保求解精度并獲得良好的收斂速度，本文對(duì)不同土體壓縮模量進(jìn)行了試算，結(jié)果如圖2所示。

最終選取能達(dá)到預(yù)計(jì)沉降目標(biāo)的，收斂速度最快，并且P-S曲線呈現(xiàn)明顯的三段式，符合良好地基特征的48 MPa作為土體壓縮模量。

1.2網(wǎng)格劃分與單元類型

圖2　不同壓縮模量下的P-S曲線

為了在保證良好的計(jì)算精度的同時(shí)節(jié)省計(jì)算時(shí)間，分析中對(duì)防沉板以及土體模型均采用了結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分的方式。本文選取了8節(jié)點(diǎn)六面體縮減積分單元（C3D8R）進(jìn)行模擬，C3D8R單元對(duì)大變形分析有很好的適用性，同時(shí)可以避免常規(guī)的完全積分單元的剪切自鎖現(xiàn)象。

1.3接觸與摩擦

防沉板與土體之間的接觸和摩擦設(shè)置是有限元建模與分析的關(guān)鍵，兩者之間的相互作用是非線性邊界條件。本文對(duì)接觸的處理采用主從接觸算法，接觸的切向行為設(shè)置為罰函數(shù)接觸，法相行為設(shè)置為不可穿透的有摩擦的面面接觸，允許主從面之間發(fā)生有限滑移。本文將防沉板下表面及其四周設(shè)置為主面，土體上表面及挖去土體后地基土的暴露部分作為從面，符合從面網(wǎng)格比主面精細(xì)以及從面材料軟于主面的要求。

為了數(shù)據(jù)處理的需要，對(duì)于三維實(shí)體建模的防沉板，本文通過(guò)設(shè)置參考點(diǎn)并將防沉板表面與參考點(diǎn)之間設(shè)置Coupling耦合的方法進(jìn)行約束，使防沉板與參考點(diǎn)的6個(gè)自由度相一致，對(duì)防沉板位移的施加以及結(jié)果的提取都可以簡(jiǎn)化為對(duì)參考點(diǎn)進(jìn)行操作完成。

1.4荷載作用與加載模式

水下生產(chǎn)系統(tǒng)的受力狀況非常復(fù)雜，除了受到豎向自重荷載的長(zhǎng)期作用外，還經(jīng)常受到洋流、地震等環(huán)境因素引起的水平荷載、力矩荷載的聯(lián)合作用（范慶來(lái)等，2011）。

對(duì)運(yùn)用于不同深度的水下生產(chǎn)系統(tǒng)而言，基礎(chǔ)所受到的豎向荷載是結(jié)構(gòu)物自重減去所受浮力，因而對(duì)于排水體積相同的結(jié)構(gòu)物而言，水深并不影響豎向荷載。但是水深對(duì)土壤性質(zhì)有著顯著影響，土性則關(guān)乎基礎(chǔ)承載能力。隨著環(huán)境水深增加，海底地基土也由砂土逐漸向軟粘土過(guò)渡，為了提供足夠的承載能力，水下生產(chǎn)系統(tǒng)基礎(chǔ)的尺度也會(huì)相應(yīng)增大。

與豎向荷載不同，隨著水深的變化，水平、彎矩荷載有著明顯的區(qū)別，針對(duì)淺海區(qū)域主要需要考慮波浪、風(fēng)暴等環(huán)境因素，還需要考慮漁網(wǎng)拖掛、起落錨等人為因素（張輝，2013）；深海區(qū)域主要考慮海流力、地震、輸油管線熱膨脹、設(shè)備運(yùn)行荷載、ROV水下機(jī)器人維護(hù)作業(yè)等產(chǎn)生的荷載（胡茂宏等，2012）。

上述的結(jié)構(gòu)恒載、環(huán)境荷載、操作荷載等通過(guò)防沉板傳遞到海底地基上，導(dǎo)致地基同時(shí)受到豎向、水平和彎矩荷載的共同作用，這種受力模式即復(fù)合加載模式。

目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者主要利用破壞包絡(luò)曲線的方法來(lái)求解復(fù)合加載模式下地基的極限承載力。通常有限元數(shù)值計(jì)算是通過(guò)荷載控制方法或位移控制方法進(jìn)行加載（張其一，2009）。本文選用了位移控制法中的Swipe方法進(jìn)行求解計(jì)算。Swipe法可以方便直觀地搜尋確定的荷載空間內(nèi)極限承載力包絡(luò)線，其分析過(guò)程如圖3所示。

圖3　Swipe法分析過(guò)程流程圖

2　計(jì)算結(jié)果與分析

2.1初始地應(yīng)力平衡

海床土體初始地應(yīng)力對(duì)計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性有著直接的影響，在模擬防沉板與海洋土體相互作用時(shí)必須予以考慮。在管線與海床土體相互接觸作用之前，對(duì)防沉板模型設(shè)置未激活狀態(tài)。對(duì)土體單元進(jìn)行初始地應(yīng)力平衡，平衡后的土體應(yīng)力分布與豎直方向位移分布如圖4所示。

圖4　地應(yīng)力平衡后的Mises應(yīng)力與豎直位移分布

在平衡地應(yīng)力后土體豎直方向位移排列有序，為10-10m的數(shù)量級(jí)，Mises應(yīng)力由上至下依次遞增，達(dá)到了既滿足平衡條件又不違背屈服準(zhǔn)則的初始地應(yīng)力場(chǎng)，符合進(jìn)一步計(jì)算分析的需要。

2.2自重載荷下的計(jì)算結(jié)果

在平衡土體初始地應(yīng)力后，激活防沉板使之與土接觸。計(jì)算得到土體應(yīng)力、位移分布圖?？梢?jiàn)，相對(duì)于初始地應(yīng)力場(chǎng)，自重荷載對(duì)應(yīng)力分布的影響并不明顯，對(duì)位移影響相對(duì)顯著，這主要是防沉板自重下沉所引起的土體沉降，驗(yàn)證了接觸設(shè)置的合理性。

圖5　自重載荷下的Mises應(yīng)力與豎直位移分布

2.3豎向荷載位移曲線

在完成初始地應(yīng)力平衡和防沉板與土體接觸分析后，本文分別對(duì)上述防沉板進(jìn)行復(fù)合加載模式下極限承載力分析。參考平板荷載試驗(yàn)（廖紅建，2007）的做法，通過(guò)對(duì)參考點(diǎn)施加位移，以Y向剖面圖的形式，提取有限元計(jì)算結(jié)果的PEEQ（Equivalent Plastic Strain，等效塑性應(yīng)變）分布圖（圖6）。

圖6　平板防沉板豎向位移下PEEQ等效塑性應(yīng)變分布圖

隨著位移的逐步施加，先是在基礎(chǔ)端部形成塑性區(qū)域，達(dá)局部剪切破壞階段，此時(shí)的荷載Pcr稱為臨塑荷載。繼而塑性區(qū)逐步擴(kuò)大并在基礎(chǔ)正下方顯現(xiàn)貫通趨勢(shì)。隨著位移的進(jìn)一步增加，基礎(chǔ)端部的塑性區(qū)完全貫通，此時(shí)的荷載Pu稱為極限荷載。在此之后地基變形突然增大，地基向基礎(chǔ)的四周隆起，地基已經(jīng)破壞（楊進(jìn)良，2009）。

將有限元計(jì)算結(jié)果與美國(guó)石油學(xué)會(huì)制定的API RP 2A WSD（海上固定平臺(tái)規(guī)劃、設(shè)計(jì)和建造指南）規(guī)定的豎向承載力進(jìn)行對(duì)比，該規(guī)范6.13.1節(jié)規(guī)定海底淺基礎(chǔ)地基承載力計(jì)算公式：

Q=（cNcKc+γD）A（1）

其中c為不排水剪切強(qiáng)度，Nc為無(wú)量綱系數(shù)，γ為土壤單位浮容重，D為淺基礎(chǔ)入泥深度，A為基礎(chǔ)面積，Kc為修正系數(shù)。根據(jù)上述API公式，對(duì)于同等尺寸不同入泥深度防沉板計(jì)算得出豎向承載力在3.19×107N至3.24×107N之間，而有限元計(jì)算豎向承載力范圍是3.622×107N至4.954×107N。計(jì)算結(jié)果量級(jí)相同，有限元結(jié)果略大于公式計(jì)算值。由于規(guī)范對(duì)實(shí)際工程的普遍適用性，其公式往往偏于保守，而針對(duì)具體對(duì)象進(jìn)行的有限元分析則更貼近實(shí)際，因而導(dǎo)致了豎向承載力計(jì)算結(jié)果之間略有差異。通過(guò)比較分析，有限元計(jì)算所得豎向極限承載力適合現(xiàn)有工程實(shí)際。

在此基礎(chǔ)上，對(duì)不同形式防沉板的豎向荷載位移曲線進(jìn)行比較。為了方便區(qū)別水平、彎矩荷載，以V表示極限荷載Pu。以提取參考點(diǎn)反力的方法，獲得不同模型的荷載位移曲線。通過(guò)數(shù)據(jù)歸一化處理，如圖7所示。

可見(jiàn)當(dāng)防沉板下部結(jié)構(gòu)不同時(shí)，荷載位移曲線明顯不同。平板防沉板下壓位移最小，約0.18 m即達(dá)到拐點(diǎn)；短裙板防沉板、短裙板帶格構(gòu)防沉板、底部帶沉箱防沉板三者比較接近，均為0.26 m且拐點(diǎn)處承載力亦近乎相等；長(zhǎng)裙板防沉板對(duì)應(yīng)的下壓位移最大，于0.27 m處達(dá)到極限荷載。體現(xiàn)在極限荷載數(shù)值上，平板防沉板遠(yuǎn)小于另外4組模型，而明顯可見(jiàn)，長(zhǎng)裙板防沉板的豎向承載能力最大，與其他幾組曲線之間的偏移量明顯。

對(duì)于介于平板防沉板與長(zhǎng)裙板防沉板之間的另外幾種形式而言，荷載位移曲線在達(dá)到極值前的這一階段，短裙板、帶格構(gòu)防沉板、底部帶沉箱防沉板三者間幾乎沒(méi)有區(qū)別。三者之間的區(qū)別在于荷載位移曲線越過(guò)極值點(diǎn)后出現(xiàn)了分叉，但就工程實(shí)際而言極值點(diǎn)后的曲線沒(méi)有意義，可以認(rèn)為這三種形式的基礎(chǔ)豎向承載能力基本相同。即在單純考慮豎向承載力時(shí)，無(wú)論是設(shè)置沉箱還是內(nèi)部格構(gòu)，相較于僅設(shè)置裙板的防沉板并沒(méi)有提升。

2.4V-H荷載包絡(luò)線

在豎向施加位移進(jìn)行有限元分析的結(jié)果上，對(duì)各模型進(jìn)行修改，使得豎向位移分別為豎向承載力達(dá)極限荷載時(shí)的數(shù)值，繼而給定充分的水平向位移，搜索V-H荷載空間內(nèi)極限承載力的包絡(luò)線。

以長(zhǎng)裙板防沉板為例，提取有限元計(jì)算結(jié)果的PEEQ分布圖（圖8）。通過(guò)等效塑性應(yīng)變分布圖觀察發(fā)現(xiàn)，防沉板下部的塑性應(yīng)變區(qū)分布不均勻。隨著給定向右位移的增加，基礎(chǔ)端部的塑性區(qū)也隨之向右方擴(kuò)展，并逐漸在基礎(chǔ)底部形成貫通的塑性區(qū)域，且呈現(xiàn)出右端部塑性區(qū)遠(yuǎn)大于左端部的分布狀況，符合土體本身受壓不受拉的特性。

圖7　豎向荷載位移曲線

圖8　長(zhǎng)裙板防沉板水平位移下PEEQ等效塑性應(yīng)變分布圖

如圖9所示，隨著水平位移的逐步增大，水平承載力增長(zhǎng)趨勢(shì)放緩，取其拐點(diǎn)處位移為極限位移，此后土體出現(xiàn)連貫的塑性區(qū)域。在此基礎(chǔ)上對(duì)比有限元分析結(jié)果與API規(guī)范規(guī)定的極限水平承載力數(shù)值。

圖9　水平荷載與位移曲線

API RP 2A WSD規(guī)范6.13.3給出的水平極限承載力計(jì)算公式：

H=cA（2）

其中c為不排水剪切強(qiáng)度，A為基礎(chǔ)面積，根據(jù)上述API公式計(jì)算所得承載力為1.192×106N。根據(jù)有限元結(jié)果，拐點(diǎn)處水平承載力在3.6×106N至8.98×106N之間。規(guī)范公式忽略了結(jié)構(gòu)入泥部分提供的側(cè)向抗力，因而遠(yuǎn)小于有限元計(jì)算結(jié)果。分析比較表明，計(jì)算水平承載力時(shí)是否考慮下部結(jié)構(gòu)對(duì)結(jié)果影響十分明顯，通過(guò)有限元計(jì)算水平承載力適合工程實(shí)際。

圖10　V-H荷載空間破壞包絡(luò)線

在以上分析基礎(chǔ)上，對(duì)不同形式防沉板的VH荷載空間破壞包絡(luò)線（圖10）進(jìn)行比較。長(zhǎng)裙板防沉板的承載能力遠(yuǎn)高于其他4種形式，中間相近的3條曲線自上而下分別是底部帶沉箱結(jié)構(gòu)的防沉板、內(nèi)置格構(gòu)防沉板以及短裙板防沉板，承載能力依次降低，但區(qū)別并不十分明顯。原因在于Swipe法搜索V-H包絡(luò)線的曲線起點(diǎn)為上一步豎向荷載位移曲線的承載力極值點(diǎn)，這就使得帶沉箱、設(shè)置格構(gòu)與短裙板的V-H包絡(luò)線起點(diǎn)接近，而與平板防沉板和長(zhǎng)裙板防沉板偏離較遠(yuǎn)。由于防沉板底部側(cè)向投影面積的不同，帶沉箱結(jié)構(gòu)的防沉板的水平承載能力要大于設(shè)置格構(gòu)與短裙板的形式。對(duì)于側(cè)向投影面積相同的短裙板與內(nèi)置格構(gòu)防沉板而言，內(nèi)置格構(gòu)的防沉板更接近埋置基礎(chǔ)，因而承載能力略有提升。而沒(méi)有下部結(jié)構(gòu)的平板防沉板，因?yàn)榻佑|面不能提供足夠的滑動(dòng)摩擦力，而相對(duì)的又沒(méi)有側(cè)向土體提供抗力，在達(dá)到一定位移時(shí)，喪失承載能力，曲線出現(xiàn)明顯的下降段。

2.5H-M荷載包絡(luò)線

繪制H-M荷載包絡(luò)線需要分4步對(duì)4個(gè)象限進(jìn)行搜索，其結(jié)果圖形關(guān)于原點(diǎn)中心對(duì)稱，故而可以簡(jiǎn)化為兩步分析。即對(duì)防沉板分別給定水平極限承載力對(duì)應(yīng)的正向水平位移，在此基礎(chǔ)上施加轉(zhuǎn)動(dòng)位移。計(jì)算完成后，再給定防沉板負(fù)向水平位移，設(shè)置相同方向的轉(zhuǎn)動(dòng)位移。通過(guò)提取兩組計(jì)算結(jié)果的參考點(diǎn)反力，繪制完整的H-M包絡(luò)線。

從圖11分析可知，平板防沉板的包絡(luò)線位置遠(yuǎn)低于其他4種形式，而長(zhǎng)裙板防沉板的包絡(luò)線位置最高，其他結(jié)構(gòu)形式包絡(luò)線均內(nèi)含于其中。長(zhǎng)裙板防沉板承載能力最強(qiáng)，帶沉箱結(jié)構(gòu)的防沉板次之，內(nèi)置格構(gòu)防沉板與短裙板防沉板承載能力相當(dāng)，平板防沉板承載能力最弱。

圖11　H-M荷載空間破壞包絡(luò)線

一方面，由于極限水平承載能力的不同，會(huì)對(duì)包絡(luò)線的搜索起點(diǎn)位置造成影響，另一方面，不同結(jié)構(gòu)形式防沉板的側(cè)投影面積不同，在給定相同轉(zhuǎn)角位移時(shí)，投影面越大所能承受的反力也就越大。底部設(shè)置沉箱的防沉板較短裙板與內(nèi)置格構(gòu)防沉板側(cè)向投影面積略大，體現(xiàn)在抗傾覆承載能力上的影響十分明顯。

3　結(jié)論

本文利用ABAQUS軟件對(duì)水下生產(chǎn)系統(tǒng)防沉板進(jìn)行建模，在復(fù)合荷載作用下計(jì)算得到的不同結(jié)構(gòu)形式的防沉板極限承載力包絡(luò)曲線，具有一定的實(shí)際應(yīng)用價(jià)值。

（1）通過(guò)對(duì)比模擬研究，發(fā)現(xiàn)防沉板底部結(jié)構(gòu)不同對(duì)承載能力有著顯著影響。同等面積的防沉板，無(wú)論是單向還是復(fù)合承載能力，裸置的平板防沉板都遠(yuǎn)低于底部結(jié)構(gòu)深入土體的防沉板。

（2）對(duì)于同樣有底部結(jié)構(gòu)的防沉板，底部結(jié)構(gòu)埋入土體越深、側(cè)向投影面積越大，承載能力提升越明顯。

（3）對(duì)于泥面下深度相同，側(cè)向投影面積一致的防沉板，裙板間是否設(shè)置格構(gòu)對(duì)復(fù)合承載力并無(wú)顯著影響。

在本文對(duì)防沉板承載力與底部結(jié)構(gòu)形式關(guān)系研究的基礎(chǔ)上，可以對(duì)防沉板底部的結(jié)構(gòu)形式、布置、插深等方面進(jìn)一步優(yōu)化研究。在兼顧適用性和經(jīng)濟(jì)性的條件下提高防沉板的承載能力，拓寬防沉板在水下生產(chǎn)系統(tǒng)中的運(yùn)用范圍。

API RP 2A,2007.Recommended Practice for Planning,Designing,and Constructing Fixed Offshore Platforms.Working Stress Design 21st Edition.

Bransby M F,Randolph M F,1998.Combined loading of skirted foundations.Geotechnique,48(5):637-655.

Dimmock P,Clukey E,Randolph M F,et al,2013.Hybrid subsea foundations for subsea equipment.Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering,139(12):2182-2192.

Fu D,Bienen B,Gaudin C,et al,2014.Undrained capacity of a hybrid subsea skirted mat with caissons under combined loading.Canadian Geotechnical Journal,51(8):934-949.

Murff J D,1994.Limit analysis of multi-footing foundation systems.Proc. 8th Int.Conf.on Computer Methods and Advances in Geomechanics,223-244.

Taiebat H A,Carter J P,2002.Bearing capacity of strip and circular foundations on undrained clay subjected to eccentric loads.Geotechnique,52(1):61-64.

Watson P G,Randolph M F,1998.Skirted foundations in calcareous soil. Proceedings of the ICE-Geotechnical Engineering,131(3):171-179.

范慶來(lái)，鄧建俊，周愛(ài)軍，欒茂田，2011.力矩與水平荷載聯(lián)合作用下裙板式基礎(chǔ)破壞包絡(luò)面研究.巖土力學(xué)，12：3577-3583.

費(fèi)康，張建偉，2010.ABAQUS在巖土工程中的應(yīng)用.北京：中國(guó)水利水電出版社.

胡茂宏，顧永維，王宇臣，2012.ROV碰撞對(duì)防塵板式水下生產(chǎn)系統(tǒng)承載能力的影響.中國(guó)造船，S1：40-45.

廖紅建，2007.巖土工程測(cè)試.北京：機(jī)械工業(yè)出版社.

錢(qián)家歡，殷宗澤，1996.土工原理與計(jì)算.北京：中國(guó)水利水電出版社.

宋琳，楊樹(shù)耕，2013.水下油氣生產(chǎn)系統(tǒng)技術(shù)及基礎(chǔ)設(shè)備發(fā)展與研究.海洋開(kāi)發(fā)與管理，06：91-95.

楊進(jìn)良，2009.土力學(xué).北京：中國(guó)水利水電出版社.

張暉，2013.水下終端管匯結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì).中國(guó)石油和化工標(biāo)準(zhǔn)與質(zhì)量，14：63-65.

張其一，2009.復(fù)合加載模式下地基失效機(jī)制研究.巖土力學(xué)，10：2940-2944.

（本文編輯：李曉光）

Study of structural improvement of mudmat in the subsea system

XU Meng,YANG Shu-geng,WANG Han,LIU Xiao-feng

（State Key Laboratory of Hydraulic EngineeringSimulation and Safety,Tianjin University,Tianjin 300072,China）

Mudmat is an important form of foundation used in the subsea system and has extensive application in the development of ocean engineering.Bearing capacity of foundation affects the range of mudmat application,and it also relates to the stability and safety of the subsea system.By using numerical simulation,the mudmat-soil interaction model is built with the finite element software ABAQUS.Through balancing the soil in-situ stress,setting the master-slave contact,applying the gravity load and displacement constraint,comparative analysis is carried out with method Swipe to find out the differences among the ultimate bearing capacity of different mudmats under the combined loading.Uniaxial vertical bearing capacity and failure envelopes of V-H and H-M load space are also discussed in this paper.The calculation outputs show that whether the bottom structure exists or not,the form,arrangement and depth of the mudmat bottom structure have the significant effect on load-displacement curves and failure envelopes.Finally,it is suggested that the problem of lacking of bearing capacity can be solved by the structural improvement,which can provide a reference to the application fields of the mudmat.

mudmat;subsea system;failure envelope;ultimate bearing capacity

TE88

A

1001-6932（2016）04-0436-07

10.11840/j.issn.1001-6392.2016.04.011

2015-05-29；

2015-08-01

國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃（973） （2014CB046802）。

徐蒙（1991-），男，碩士生，主要從事海洋工程專業(yè)研究。電子郵箱：tju09xm@163.com。

楊樹(shù)耕，博士，教授。電子郵箱：sgyang@tju.edu.cn。