深水管道在動(dòng)力載荷作用下的局部壓潰特性研究

趙保磊， 余建星， 孫震洲， 高靜坤， 劉 浩

(1. 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；2. 高新船舶與深海開發(fā)裝備協(xié)同創(chuàng)新中心， 上海 200240； 3. 中海石油深海開發(fā)有限公司， 深圳 518067)

深水管道在動(dòng)力載荷作用下的局部壓潰特性研究

趙保磊1,2， 余建星1,2， 孫震洲1,2， 高靜坤3， 劉 浩3

(1. 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；2. 高新船舶與深海開發(fā)裝備協(xié)同創(chuàng)新中心， 上海 200240； 3. 中海石油深海開發(fā)有限公司， 深圳 518067)

管道在深水環(huán)境中易遭受外壓和動(dòng)力載荷的聯(lián)合作用，該狀態(tài)下結(jié)構(gòu)的局部壓潰特性還有待與深入探索。建立了管道數(shù)值模型，模擬結(jié)構(gòu)屈曲過(guò)程并得到臨界動(dòng)力載荷幅值；對(duì)影響管道局部屈曲的動(dòng)力載荷頻率、外壓大小、管道長(zhǎng)度、初始橢圓度缺陷等敏感性因素進(jìn)行了分析。結(jié)果表明，管道截面殼振動(dòng)使管道承載能力下降是誘發(fā)局部壓潰的主因，動(dòng)力載荷對(duì)管道的危害大于靜力載荷，動(dòng)力載荷頻率接近于截面殼振動(dòng)頻率最易引發(fā)局部壓潰，管道長(zhǎng)度降低可以大大降低動(dòng)力作用下局部壓潰的可能性。

深水管道； 管道壓潰； 動(dòng)力載荷； 數(shù)值模擬

隨著技術(shù)和材料的不斷發(fā)展和應(yīng)用，目前海底管道的柔度相對(duì)越來(lái)越大，管道壁厚越來(lái)越薄。海底管道在外力和自身幾何缺陷的聯(lián)合作用下會(huì)發(fā)生局部的失穩(wěn)破壞，即管道的壓潰。壓潰的發(fā)生會(huì)使海底管道失效，之后在一定條件下極易發(fā)生的沿管道軸向的屈曲傳播會(huì)使長(zhǎng)距離的管道全線失效，帶來(lái)不可估量的損失[1-2]。因此對(duì)管道壓潰的發(fā)生條件、敏感性的分析顯得十分重要。

國(guó)內(nèi)外的學(xué)者在管道屈曲的理論和數(shù)值模擬上進(jìn)行了不少卓有成效的研究工作。對(duì)于有限長(zhǎng)圓柱殼受徑向外壓作用的彈性屈曲問(wèn)題，1913年Southwell[3]首先進(jìn)行了理論和實(shí)驗(yàn)研究。近年來(lái)，Bai等[4]應(yīng)用數(shù)值模擬方法分析了管道在外壓、軸向拉力和彎矩共同作用下的屈曲性能，并進(jìn)行了初始橢圓度、殘余應(yīng)力、應(yīng)變硬化和加載路徑的敏感性分析。Toscano等[5]利用三維有限元模型技術(shù)和試驗(yàn)的方法，對(duì)包含整體止屈器的海底管道的屈曲傳播和穿越進(jìn)行了分析和模擬。Xue[6]應(yīng)用ABAQUS軟件分析了非均勻和受腐蝕兩種缺陷的海底管道在靜水外壓作用下的屈曲和屈曲傳播特性，得出了管道截面不均勻部分的相對(duì)厚度和角度的不同會(huì)造成對(duì)稱和反對(duì)稱兩種屈曲模態(tài)的結(jié)論。Estefen[7]在考慮管道安裝相關(guān)問(wèn)題的前提下，通過(guò)小比例試驗(yàn)評(píng)估了完好管道在靜水外壓和彎矩作用下的極限強(qiáng)度，以及受損管道在靜水外壓作用下的剩余強(qiáng)度。Kyriakide等[8]運(yùn)用試驗(yàn)和數(shù)值模擬方法對(duì)管道在彎曲、軸力和靜水壓力作用下的屈曲問(wèn)題進(jìn)行了研究，分析了徑厚比、材料特性、初始橢圓度和加載路徑對(duì)管道局部屈曲的影響。Erling[9]根據(jù)大比例四點(diǎn)雙軸靜力加載和內(nèi)部壓力聯(lián)合作用下的管道試驗(yàn)，探討了雙軸加載對(duì)管道應(yīng)變和屈曲的影響。天津大學(xué)余建星等[10-11]利用自主研制的深海壓力艙，進(jìn)行了全尺寸管道壓潰實(shí)驗(yàn)，研究了徑厚比、初始凹坑缺陷、初始橢圓度等因素對(duì)壓潰的影響。

目前為止的研究集中于管道受到外壓、軸力、彎矩等靜力作用下的壓潰，但是深海環(huán)境極端復(fù)雜，管道會(huì)受到水流產(chǎn)生的流體拖曳力、升力或者地震載荷等動(dòng)力載荷的作用。一般而言，相比于靜力載荷組合，管道結(jié)構(gòu)對(duì)動(dòng)力的響應(yīng)更加劇烈多變。然而無(wú)論是現(xiàn)行規(guī)范[12-13]還是已公開發(fā)表的文獻(xiàn)，極少考慮深水管道在惡劣動(dòng)力載荷條件下的壓潰特性，這對(duì)于研究和工程實(shí)際均是不利的。本文運(yùn)用有限元模擬軟件ABAQUS對(duì)管道受到外壓與動(dòng)力載荷聯(lián)合作用下的管道屈曲進(jìn)行模擬，并分析多種因素對(duì)管道動(dòng)力載荷作用下壓潰的影響，填補(bǔ)了相關(guān)研究的空白。

1 理論分析

管道受到水流拖曳力、升力等動(dòng)力載荷作用時(shí)會(huì)產(chǎn)生振動(dòng)，當(dāng)研究管道渦激振動(dòng)等水動(dòng)力響應(yīng)問(wèn)題時(shí)，往往將管道視為梁，管道產(chǎn)生的撓度、振動(dòng)頻率等使用梁振動(dòng)理論進(jìn)行分析。但是管道作為薄壁殼結(jié)構(gòu)，其圓截面方向上也存在著振動(dòng)變化。因此對(duì)于圓形管件，其振動(dòng)呈現(xiàn)為兩種基本模態(tài)：一是長(zhǎng)度方向上的梁?jiǎn)卧駝?dòng)模態(tài)；二是圓截面上的板殼振動(dòng)模態(tài)。圓截面的板殼振動(dòng)存在多種模態(tài)形式，會(huì)造成圓柱截面的

圖1 薄壁圓柱殼圓柱殼自由度示意圖

變形，從而使截面承載能力下降，當(dāng)局部截面承載能力小于外壓時(shí)，該管道局部便會(huì)發(fā)生壓潰。

對(duì)于壁厚為h，長(zhǎng)度為L(zhǎng)的圓柱殼，殼上一點(diǎn)坐標(biāo)由軸向x，徑向z和周向θ三個(gè)方向坐標(biāo)軸定義，三個(gè)方向上的位移為u，w，v。應(yīng)用薄壁殼理論，厚度方向上的應(yīng)力應(yīng)變均不考慮，則其本構(gòu)關(guān)系如

(1)

式中：σx、σθ、τxθ分別是x方向正應(yīng)力、θ方向正應(yīng)力和xθ方向切應(yīng)力；εx、εθ、γxθ分別是x方向正應(yīng)變、θ方向正應(yīng)變和xθ方向切應(yīng)變。

根據(jù)廣義胡克定律，本構(gòu)關(guān)系矩陣中各分量可給出

(2)

式中:E為管道材料彈性模量;μ為楊氏模量。

根據(jù)能量法得出結(jié)構(gòu)的彈性勢(shì)能、壓力勢(shì)能和振動(dòng)動(dòng)能，彈性勢(shì)能表達(dá)式為

(3)

式中:Aij，Bij是拉伸和彎曲的剛度系數(shù)，其定義如下：

(4)

結(jié)構(gòu)的壓力勢(shì)能如下

(5)

結(jié)構(gòu)振動(dòng)的動(dòng)能如下

(6)

設(shè)圓柱管道振動(dòng)是振型函數(shù)為φ(x)、頻率為ω，則三個(gè)自由度的坐標(biāo)分別為

(7)

式中：A，B，C為三個(gè)未知常數(shù)，根據(jù)雷利——利茲法

Π=Tmax-Umax-Fmax

(8)

(9)

由式(9)可列出關(guān)于A，B，C的三元一次方程組，其系數(shù)矩陣的行列式應(yīng)為0，因而可以得到一個(gè)以頻率ω為未知數(shù)的高次方程，整理方程即可發(fā)現(xiàn)外壓越大則截面殼振動(dòng)的固有頻率ω越小，當(dāng)ω為0時(shí)截面會(huì)發(fā)生失穩(wěn)。同時(shí)，如果壓潰截面含有初始橢圓度，初始橢圓度越大，截面殼振動(dòng)固有頻率越小。

2 數(shù)值模擬

2.1計(jì)算模型

計(jì)算模型選用材料為API65鋼材，長(zhǎng)度為20 m，外徑為325 mm，壁厚為10 m，壓潰屈曲對(duì)于含有缺陷的管件危險(xiǎn)性最高，管道由于鋪設(shè)彎折、運(yùn)行期間落物等因素很有可能出現(xiàn)明顯的橢圓度缺陷，因此設(shè)置模型為跨中位置含明顯橢圓度缺陷(5%橢圓度)的圓形管道，其兩端為固定約束。在ABAQUS中建立實(shí)體模型，為克服剪切自鎖的影響，分析單元采用實(shí)體非協(xié)調(diào)單元C3D8I。管道受到外壓力和動(dòng)力載荷兩個(gè)載荷作用，之前經(jīng)過(guò)靜水壓潰壓力計(jì)算，該管件壓潰的靜壓力臨界值為9.48 MPa，為研究動(dòng)力載荷對(duì)局部壓潰的作用，外壓力不能超過(guò)靜壓潰壓力，因此設(shè)定外壓為9 MPa；動(dòng)力載荷為局部載荷，使用Body Force(體積載荷)作用在管道整體之上，方向?yàn)閥軸，是圓頻率為10的正弦載荷。

圖2 模型加載約束示意圖

將模擬過(guò)程分為兩個(gè)分析步，在第一個(gè)分析步只加載外壓載荷，分析步類型為Static General；第二個(gè)分析步保持外壓載荷不變的情況下加載動(dòng)力載荷，分析步類型為Dynamic Implicit，即隱式動(dòng)力分析步，當(dāng)結(jié)構(gòu)受到長(zhǎng)時(shí)間動(dòng)力載荷作用下產(chǎn)生的失效為疲勞失效，本文主要研究的是管道受到較大動(dòng)力載荷下的短時(shí)間壓潰失效，因此動(dòng)力分析步時(shí)長(zhǎng)不必取得過(guò)長(zhǎng)，取100 s。

2.2計(jì)算結(jié)果

當(dāng)動(dòng)力體積力幅值大于8.6×105N時(shí)管道跨中缺陷位置發(fā)生局部壓潰，截面壓潰過(guò)程，如圖3所示。

ABAQUS中體積力與結(jié)構(gòu)體積的乘積為結(jié)構(gòu)所受的載荷大小，模型截面面積為0.009 896 m2。因而，當(dāng)管道所受外壓為9 MPa，動(dòng)力均布載荷圓頻率為10，動(dòng)力均布載荷幅值大于8 510 N/m時(shí)管道缺陷位置發(fā)生局部壓潰。

2.3模型的驗(yàn)證

當(dāng)動(dòng)力均布載荷幅值小于8 510 N/m時(shí)管道不發(fā)生局部壓潰，這時(shí)再撤銷動(dòng)力載荷，使管道自由振動(dòng)，對(duì)缺陷截面沒(méi)0.01 s進(jìn)行一次觀測(cè)，發(fā)現(xiàn)截面進(jìn)行周向波數(shù)n=2的殼振動(dòng)，記錄內(nèi)壁短軸變化可以得到其殼振動(dòng)的頻率，再與第1節(jié)中理論公式的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比可以一定程度驗(yàn)證模型正確性，因此取外壓力9 MPa、7 MPa、6 MPa的情況進(jìn)行比對(duì)，并且取5%、3%、1%和管道制造的控制值0.2%跨中橢圓度缺陷以及無(wú)缺陷4組模型來(lái)進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果如表1所示。

表1三種外壓下截面振動(dòng)頻率數(shù)值模型結(jié)果與理論結(jié)果

外壓力/MPa5%橢圓度模型結(jié)果/Hz3%橢圓度模型結(jié)果/Hz1%橢圓度模型結(jié)果/Hz0.2%橢圓度模型結(jié)果/Hz無(wú)缺陷模型結(jié)果/Hz理論計(jì)算結(jié)果/Hz93.63.84.24.34.34.476.77.17.77.97.97.8511.111.612.112.212.312.5

理論計(jì)算出的結(jié)果為受壓圓柱殼振動(dòng)頻率，與無(wú)缺陷的純圓模型結(jié)果基本吻合，證明模型和所使用的隱式動(dòng)力算法的可靠性，同時(shí)結(jié)果說(shuō)明截面橢圓度增大會(huì)降低截面殼振動(dòng)的固有頻率。

3 敏感性分析

3.1動(dòng)力載荷頻率

保持模型、動(dòng)力載荷形式和外壓載荷幅值不變，改變模型所受動(dòng)力載荷圓頻率，計(jì)算管道發(fā)生局部屈曲的臨界動(dòng)力載荷體積力幅值并繪制成曲線圖。因過(guò)高圓頻率的動(dòng)力載荷在現(xiàn)實(shí)中極少出現(xiàn)，因此頻率取值不必過(guò)高，圓頻率0～20的動(dòng)力載荷較常見，因此以5為間隔進(jìn)行取值，其余以10為間隔取值，得出結(jié)果曲線如圖4所示。

圖4 5%跨中橢圓度缺陷管件9 MPa外壓下不同圓頻率臨界動(dòng)力載荷幅值

Fig.4 The critical dynamic load amplitude at different frequencies of 5% elliptical partial defect model under 9 MPa external pressure

由圖4可知，當(dāng)圓頻率為0，即受到靜力作用下，臨界載荷體積力幅值遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于動(dòng)力作用下的臨界幅值，說(shuō)明動(dòng)力載荷作用對(duì)于管道造成的危害更大。隨著載荷圓頻率的增大，臨界動(dòng)力載荷幅值先大幅降低，而后緩慢增大，臨界動(dòng)力載荷幅值的最低點(diǎn)出現(xiàn)在圓頻率20的位置，說(shuō)明發(fā)生壓潰的圓柱截面殼振動(dòng)圓頻率在20左右，即3.2 Hz左右，第二節(jié)中統(tǒng)計(jì)出的缺陷截面的振動(dòng)頻率為3.6 Hz，說(shuō)明動(dòng)力載荷頻率接近截面固有殼振動(dòng)頻率時(shí)對(duì)管道危害較大。

3.2外部壓力

保持模型和動(dòng)力載荷圓頻率為10不變，改變管道所受的外壓，計(jì)算管道發(fā)生局部屈曲的臨界動(dòng)力載荷體積力幅值并繪制成曲線圖。取外壓值為9 MPa～5 MPa，每0.5 MPa取一個(gè)樣本點(diǎn)，計(jì)算結(jié)果如圖5所示。

由圖5可知，隨著外壓力的減小，臨界動(dòng)力載荷體積力幅值不斷升高，上升幅度不斷減小，到6 MPa～5 MPa區(qū)間結(jié)果已近似相同，這是因?yàn)閯?dòng)力載荷較大造成管道振動(dòng)撓度較大，使得管道兩端邊界位置開始發(fā)生變形和壓潰，即使壓力在下降管道可以承受的動(dòng)力載荷也已經(jīng)到極限。

圖5 5%跨中橢圓度缺陷管件不同外壓下不同臨界動(dòng)力載荷幅值

Fig.5 The critical dynamic load amplitude of 5% elliptical partial defect model under different external pressure

3.3初始缺陷

對(duì)于純圓的管件，由于沒(méi)有初始缺陷，單純受到外壓作用下不會(huì)發(fā)生局部屈曲，但是受到動(dòng)力載荷作用時(shí)，由于截面殼振動(dòng)，截面發(fā)生變形，當(dāng)外壓足夠大時(shí)會(huì)發(fā)生局部屈曲。本節(jié)對(duì)20 m的325×10純圓管件在15 MPa外壓作用下不同圓頻率的臨界動(dòng)力載荷體積力幅值進(jìn)行計(jì)算，主要研究無(wú)缺陷管件臨界幅值隨頻率的變化規(guī)律與含缺陷管件的變化規(guī)律的不同，如圖6所示。

圖6 純圓管件15 MPa外壓下不同圓頻率臨界動(dòng)力載荷幅值

Fig.6 The critical dynamic load amplitude at different frequencies of cylindrical shell model under 15 MPa external pressure

由圖6可知，純圓管件臨界動(dòng)力載荷幅值隨頻率的變化規(guī)律與5%跨中缺陷管件相比有很大不同，在圓頻率0～50的區(qū)間內(nèi)出現(xiàn)了兩個(gè)極小點(diǎn)。5%跨中橢圓度管件不論載荷圓頻率為多少，局部壓潰均發(fā)生在缺陷處；而純圓管件隨著載荷大小和頻率的不同，出現(xiàn)了多種局部壓潰的可能形式，如圖7所示。

前兩節(jié)使用的計(jì)算模型初始缺陷形式為跨中位置含5%橢圓度，本節(jié)對(duì)5%整體橢圓度管道進(jìn)行了計(jì)算，并且分別計(jì)算了橢圓度為3%、1%、0.2%跨中橢圓缺陷和整體橢圓缺陷兩種不同缺陷形式的情況。將結(jié)果繪制成曲線進(jìn)行對(duì)比，如圖8～11所示。

從結(jié)果上來(lái)看跨中橢圓度模型臨界動(dòng)力載荷幅值較大，說(shuō)明整體橢圓缺陷承載力低于局部橢圓缺陷。對(duì)于四個(gè)不同橢圓度，兩個(gè)模型臨界幅值隨圓頻率的變化規(guī)律雖有一定的差別，但整體上均較為相似，橢圓度越大兩種模型的計(jì)算結(jié)果相差越多；并且不同橢圓度的同一種模型間變化規(guī)律也相似，均是隨動(dòng)力載荷圓頻率增長(zhǎng)先下降后上升。

圖8 20 m0.2%橢圓度缺陷兩種模型13 MPa壓力下不同圓頻率臨界動(dòng)力載荷幅值

Fig.8 The critical dynamic load amplitude at different frequencies of 20 m 0.2% elliptical partial defect model and overall defect model under 13 MPa external pressure

圖9 20 m 1%橢圓度缺陷兩種模型10 MPa壓力下不同圓頻率臨界動(dòng)力載荷幅值

Fig.9 The critical dynamic load amplitude at different frequencies of 20 m 1% elliptical partial defect model and overall defect model under 10 MPa external pressure

深海管道運(yùn)行期間由于腐蝕引起的壁厚減小是常見的初始缺陷，為了模擬此種情況，在管道中部設(shè)置一條寬100 cm，長(zhǎng)100 cm，深0.5 cm的凹槽來(lái)模擬腐蝕缺陷，如圖12所示。

圖10 20 m 3%橢圓度缺陷兩種模型7 MPa壓力下不同圓頻率臨界動(dòng)力載荷幅值

Fig.10 The critical dynamic load amplitude at different frequencies of 20 m 3% elliptical partial defect model and overall defect model under 7 MPa external pressure

圖11 20 m 5%橢圓度缺陷兩種模型6 MPa壓力下不同圓頻率臨界動(dòng)力載荷幅值

Fig.11 The critical dynamic load amplitude at different frequencies of 20 m 5% elliptical partial defect model and overall defect model under 6 MPa external pressure

圖12 腐蝕凹槽缺陷

此種腐蝕缺陷作用下，管道靜水壓潰壓力為11.56 MPa，因此設(shè)定外壓力為11 MPa，動(dòng)力體積力幅值為1×106N，圓頻率為10。計(jì)算后管道發(fā)生的屈曲如圖13所示。

由圖13可知腐蝕初始缺陷模型壓潰屈曲的截面形狀呈心形，缺陷段受到壓力作用下向下變形較為劇烈，與橢圓度缺陷不同，說(shuō)明缺陷形式影響壓潰形式。保持模型、動(dòng)力載荷形式和外壓載荷幅值不變，改變模型所受動(dòng)力載荷圓頻率，觀察其變化規(guī)律，如圖14所示。

圖14 腐蝕缺陷管件11 MPa外壓下不同圓頻率臨界

Fig.14 The critical dynamic load amplitude at different frequencies of corrosion groove model under 11 MPa external pressure

與圖4進(jìn)行對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)兩種不同缺陷形式的模型結(jié)果除了曲線極小值出現(xiàn)位置不同外，隨圓頻率的變化規(guī)律十分相近。缺陷形式和缺陷程度不同由于影響截面固有振動(dòng)頻率，進(jìn)而會(huì)影響曲線最小臨界幅值點(diǎn)位置，但是含缺陷模型屈曲均發(fā)生在缺陷截面，得到的變化曲線也均是先單調(diào)遞增再單調(diào)遞減，與純圓管件的結(jié)果有很大差距。

3.4模型長(zhǎng)度

在管件幾何尺寸的幾個(gè)變量中，只有模型長(zhǎng)度變化不會(huì)影響到管道的靜壓潰壓力，因此可以保持其他條件不變，將不同長(zhǎng)度的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比從而得到管件長(zhǎng)度對(duì)動(dòng)力載荷作用下壓潰的影響。

保持其他條件不變，選取長(zhǎng)度為10 m、20 m、30 m和40 m的模型進(jìn)行計(jì)算，得到結(jié)果并且繪制在一張曲線圖中進(jìn)行對(duì)比，其結(jié)果如圖15，16所示。

圖15,16中，圖(b)均為去掉10 m模型曲線，只對(duì)比20 m、30 m、40 m模型的曲線圖。由結(jié)果可以看到，模型長(zhǎng)度越長(zhǎng)，同外壓下發(fā)生局部壓潰所需的動(dòng)力載荷幅值越大，10 m管件的結(jié)果遠(yuǎn)大于其他長(zhǎng)度說(shuō)明管件長(zhǎng)度縮短到一定值時(shí)屈曲臨界動(dòng)力載荷幅值會(huì)大幅度的上升。從隨圓頻率的變化規(guī)律來(lái)看，10 m模型和其他長(zhǎng)度模型變化規(guī)律相差最多，其他三個(gè)長(zhǎng)度變化規(guī)律相近；含5%缺陷的10 m模型和無(wú)缺陷10 m模型隨頻率的變化規(guī)律很相似，其他三個(gè)長(zhǎng)度的模型兩種模型變化規(guī)律就相差較大，說(shuō)明長(zhǎng)度較短時(shí)管道有無(wú)缺陷對(duì)變化的影響不是很大。管道長(zhǎng)度對(duì)管跨梁振幅和頻率的影響較大，同時(shí)屈曲由于截面的殼振動(dòng)變導(dǎo)致的截面變化造成，長(zhǎng)度變化對(duì)結(jié)果造成的影響說(shuō)明截面殼振動(dòng)還是受到管道整體梁振動(dòng)一定程度上的影響。

(a)

(b)

圖15 5%跨中橢圓度缺陷管件9 MPa外壓下不同長(zhǎng)度模型臨界動(dòng)力載荷幅值隨圓頻率的變化曲線圖

Fig.15 The critical dynamic load amplitude at different frequencies of 5% elliptical partial defect model in different length under 9 MPa external pressure

(a)

(b)

圖16 無(wú)缺陷管件15 MPa外壓下不同長(zhǎng)度模型臨界動(dòng)力載荷幅值隨圓頻率的變化曲線圖

Fig.16 The critical dynamic load amplitude at different frequencies of cylindrical shell model in different length under 15 MPa external pressure

3.5邊界條件

本文之間章節(jié)中將管道兩端約束簡(jiǎn)化為固支約束來(lái)方便研究其他敏感性變量和管道振動(dòng)特性，但深海管道實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中往往是裸置于海床上。本小節(jié)對(duì)此種情況進(jìn)行討論。

當(dāng)管道裸置海床時(shí)，管道受到升力等作用下會(huì)被抬起落下與海床發(fā)生碰撞，為了模擬此種情況，在模型下部設(shè)置剛性板，如圖17所示。

圖17 下部設(shè)置剛性板模型

經(jīng)過(guò)計(jì)算發(fā)現(xiàn)該種情況下屈曲發(fā)生在管道被抬起落下與剛性板碰撞時(shí)，也就是說(shuō)管道在動(dòng)力和自身重量作用下與管道碰撞瞬間會(huì)引起截面比較大的變形，使得截面承載力突然下降導(dǎo)致屈曲。此種情況臨界動(dòng)力載荷幅值相對(duì)于固支約束情況減小很多，圓頻率為10時(shí)臨界動(dòng)力載荷幅值為945 N。管道裸置海床時(shí)受到較大升力載荷是比較危險(xiǎn)的情況，但是管道貼近海底時(shí)一般不會(huì)出現(xiàn)漩渦發(fā)放現(xiàn)象，很難受到升力作用，因此在考慮深海管道受動(dòng)力載荷作用時(shí)多針對(duì)兩端含有支撐的懸跨管道。

4 結(jié) 論

(1) 本文推導(dǎo)了受外壓圓柱殼振動(dòng)的固有頻率計(jì)算公式，利用ABAQUS隱式動(dòng)力算法模擬受外壓和均布動(dòng)力載荷聯(lián)合作用下的管道局部壓潰。

(2) 通過(guò)對(duì)不同外壓和動(dòng)力載荷頻率下屈曲臨界動(dòng)力載荷的計(jì)算，說(shuō)明動(dòng)力載荷作用下受壓管道更容易發(fā)生局部壓潰，當(dāng)動(dòng)力載荷頻率接近截面殼振動(dòng)固有頻率時(shí)危險(xiǎn)性最高。

(3) 外壓和動(dòng)力載荷聯(lián)合作用下，含局部缺陷管件發(fā)生局部壓潰位置在缺陷處，無(wú)缺陷管件根據(jù)動(dòng)力載荷幅值和頻率不同局部壓潰可能發(fā)生在多個(gè)位置，因而其臨界動(dòng)力載荷幅值隨載荷圓頻率的變化關(guān)系相對(duì)含缺陷管件也更為復(fù)雜；整體缺陷管件相較于局部缺陷管件更容易發(fā)生局部壓潰，但臨界動(dòng)力載荷幅值隨頻率的變化規(guī)律上兩種模型相差不大，不同的缺陷形式管道截面壓潰時(shí)的形式不同。

(4) 外壓和動(dòng)力載荷聯(lián)合作用下，管件長(zhǎng)度減小可以減小發(fā)生局部壓潰的可能性，長(zhǎng)度較短的管件臨界動(dòng)力載荷幅值隨頻率的變化規(guī)律與長(zhǎng)度較長(zhǎng)管件的變化規(guī)律相差很大，說(shuō)明管道截面殼振動(dòng)受到管道整體梁振動(dòng)的影響。

(5) 常見的裸置海床的深海管道受到升力作用被抬起再?zèng)_擊海床十分容易造成壓潰屈曲的發(fā)生。但是管道貼近海底時(shí)很難受到升力作用，因此對(duì)于壓潰屈曲還是優(yōu)先考慮懸跨管道的情況。

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Localpressurecollapsecharacteristicsofadeepwaterpipelineunderdynamicloading

ZHAO Baolei1,2， YU Jianxing1,2， SUN Zhenzhou1,2， GAO Jingkun3， LIU Hao3

(1. State Key Laboratory of Hydraulic Engineering Simulation and Safety, Tianjin University, Tianjin 300072，China;2. Collaborative Innovation Center for Advanced Ship and Deep-Sea Exploration, Shanghai 200240,China；3. CNOOC Deepwater Development Ltd, Shenzhen 518067, China)

A Pipeline in deep water usually suffers the combined action of both external pressure and dynamic loading. Its local collapse behavior in this state remains to be explored. Here, a pipeline numerical model was established. The pipeline’s buckling process was simulated and the critical dynamic load amplitude was obtained. In addition, the sensitivity factors affecting the pipeline’s local buckling, such as, dynamic load frequency, external pressure value, pipeline length, and initial elliptical defect were analyzed. Results showed that decrease in the load-bearing capacity of the pipeline due to vibration of the pipeline cross-section shell is the main cause to excite its local pressure collapse; the pipeline damage due to dynamic load is larger than that due to static load, the pipeline’s local collapse happens more easily when the dynamic load frequency is close to the natural frequency of the pipeline’s cross-section shell; decrease in the pipeline’s length can reduce greatly the possibility of the pipeline’s local collapse under dynamic loading.

deep water pipeline; pipeline collapse; dynamic loading; numerical simulation

國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃(973計(jì)劃)(2014CB046804); 國(guó)家自然科學(xué)基金(51239008;51379145); 國(guó)家工信部高技術(shù)船舶科研

2016-03-29 修改稿收到日期：2016-07-12

趙保磊 男，碩士生，1991年11月生

余建星 男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，1958年8月生

TE53

： A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.17.017