應(yīng)急拋錨狀態(tài)下拖錨對海管的撞擊損傷

孫 倩，周 宏，周沛林

(1．集美大學(xué)輪機工程學(xué)院，福建 廈門 361021；2．江蘇科技大學(xué)船舶與海洋工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003)

0 引言

隨著經(jīng)濟的高速發(fā)展，石油天然氣資源的開發(fā)和利用已經(jīng)是我國現(xiàn)代化建設(shè)中的重要一環(huán)。據(jù)不完全統(tǒng)計，1986—2016年中國海油在中國海域共鋪設(shè)了315條海底管道(直徑50.8～762.0 mm)，總長約6 202 km[1]。由于海底管道長期處于惡劣環(huán)境中，承受諸如環(huán)境載荷、工作載荷和意外風(fēng)險載荷等，所以海底管道泄漏事故風(fēng)險隨著海洋油氣工業(yè)的快速發(fā)展而逐漸增加。據(jù)統(tǒng)計，全球海底油氣管道破裂事故有50%～60%是由第三方破壞導(dǎo)致的[2]，而船舶起拋錨作業(yè)是第三方破壞的重要原因之一。錨對海底管道的刮碰和撞擊可能造成的損傷有管道的凹陷、刺穿和撕裂等[3]。2008年渤西天然氣管道破損就是一起典型的船舶拋錨損傷事故[2]，該事故導(dǎo)致外輸管道破損泄漏，造成整條外輸管道停產(chǎn)，損失重大。2009年3月渤海潮西南作業(yè)區(qū)域渤中13-1至歧口18-1海底管道在19 km處發(fā)現(xiàn)漏氣，修復(fù)時確認是被大噸位貨船的錨拉斷[4]。因此為了確保油氣安全輸送，防止海底管道發(fā)生泄漏事故，有必要對海管的損壞概率和拋錨作業(yè)對海管的損傷程度進行深入分析。

相對于普通拋錨作業(yè)，應(yīng)急拋錨是指為了保證船舶航行安全，在遇到大風(fēng)大浪等惡劣氣象條件下，為控制船首方向、增加船舶的漂泊阻力而采用頂浪滯航的方法，或者在緊急情況下采用拋錨拖行的方法。應(yīng)急拋錨狀況下錨到海底的速度通常會大于正常拋錨時的速度，另外錨對海底底質(zhì)的沖擊力也會增大。海底管線在應(yīng)急拋錨情況下受到的撞擊損傷分為落錨撞擊損傷和拖錨撞擊損傷兩種。落錨撞擊是拋錨時，錨由上至下剛好垂直落在海底管線上，錨和附加質(zhì)量力垂直于管線，會造成較大損傷，但發(fā)生概率低。拖錨撞擊是當船舶在拖錨淌航狀態(tài)下錨對管線的撞擊損害，此時錨和附加質(zhì)量力是以某一角度作用在管線上，造成的損害雖然比前者小一些，可是發(fā)生概率卻要高很多[4]。

現(xiàn)行各種規(guī)范雖然確定了海底管線受沖擊載荷作用下的變形條件，但是在計算管線的凹陷時沒有考慮各種非線性因素在撞擊過程中的影響[5-7]，因此導(dǎo)致分析結(jié)果不夠精確。ABAQUS軟件在處理大變形非線性問題時，提供了耦合歐拉-拉格朗日(coupled eulerian-lagrangian，CEL)法和任意拉格朗日-歐拉(arbitrary lagrangian-eulerian，ALE)法兩種主要解決方案[8]，使得計算結(jié)果更加接近實際情況。由于落錨或其他種類重物墜落對海底管線造成的損傷研究目前已比較多見[3～4，8～13]，但是對于拖錨損害，目前國內(nèi)相關(guān)研究還比較少[14]，因此本文利用挪威船級社(det norske veritas，DNV)的海底管線保護風(fēng)險評估規(guī)范(DNV-RP-F107)[5～7]和ABAQUS軟件對應(yīng)急拋錨情況下拖錨作業(yè)對海底管線的撞擊損傷進行數(shù)值模擬和對比分析。

1 規(guī)范對海底管道受損程度的劃分

規(guī)范DNV-RP-F107[5]給出的裸露管線的破損分級如表1所示。該分級建議是依據(jù)海底管道的破損級別及該級別下管道能夠吸收的能量和各種損傷發(fā)生的條件概率提出的。

表1 海底裸露管線的破損分級

海底管線保護風(fēng)險評估規(guī)范把損壞分為三級。

1)次損壞：凹坑最大深度≤管徑的5%，海底管線能夠照常運行。此時油氣不會發(fā)生泄漏，管線也不需要進行任何修復(fù)，不過要進行技術(shù)檢驗以保證海管結(jié)構(gòu)完整且可正常清管。

2)中損壞：凹坑的最大深度>管徑的5%但≤15%，管道泄漏并不會發(fā)生，對海底管線的修復(fù)可推遲一定時間，但是在下次運行前需完成該管道的完整性檢驗；另外需要特別指出如果海底管線本身管徑較小，需要經(jīng)常進行清管，如果凹痕比較大，就有可能影響清管的進行，從而可能會導(dǎo)致油氣停產(chǎn)，在這種情況下，即使管道沒有發(fā)生泄漏，這也不是中損壞，而是重損壞。

3)重損壞：此時海底管道已經(jīng)發(fā)生泄漏，海管壁已發(fā)生破損，必須立即修復(fù)或替換管道，同時停止輸送油氣。

2 海域以及錨的選擇

渤海灣分布有趙東、渤西、埕島和南堡等油氣田，是我國海洋石油的主要產(chǎn)區(qū)之一，海底輸油管道分布復(fù)雜而密集。近年來船舶運輸業(yè)和漁業(yè)也獲得快速發(fā)展，港口和泊位的數(shù)量不斷增加，規(guī)模不斷擴大，拋錨作業(yè)也越發(fā)頻繁。另外渤海也是我國漁業(yè)的主要產(chǎn)區(qū)之一，在一些海域漁業(yè)生產(chǎn)領(lǐng)域可能和海底管道鋪設(shè)區(qū)域互相重疊，這些因素都會給海底管道帶來一定的風(fēng)險[14]。1986—2016年，我國海域內(nèi)海底管道共發(fā)生事故51起，因第三方破壞導(dǎo)致的事故在渤海海域發(fā)生最多[1]。

船用錨主要有有桿錨、無桿錨、大抓力錨和特種錨四類[15]。無桿錨是現(xiàn)今使用最廣泛的錨，它沒有橫桿，錨桿和錨爪之間可以相對轉(zhuǎn)動，兩個錨爪在使用過程中同時抓底，具有拋起錨方便，起錨后可直接收存在舷邊鏈孔處，不占甲板面積。商船上最常見的無桿錨就是如圖1所示的霍爾錨，它被廣泛地用于各種船舶，作為主錨。

在應(yīng)用密封膠的預(yù)制裝配式建筑外墻防水密封處理中，密封膠必須具備良好的抗位移能力和蠕變性能、優(yōu)異的粘結(jié)性和相容性，同時還需要擁有較強的耐污染性和耐候性，表1為常用密封膠優(yōu)缺點對比。

本文選擇航行于渤海水域常見的一艘中型漁船作為研究對象，該船配備5 250 kg C型霍爾錨，該錨的主要參數(shù)可通過查詢GB/T 546-1997[16]獲得。

錨爪間距離AA為1 364 mm；錨的寬度BA為1 910 mm；錨干的長度CA為2 728 mm；錨爪的長度DA為1 760 mm；錨的厚度EA為846 mm。

3 基于ABAQUS的拖錨對海底管道的撞擊損傷分析

3.1 拖錨撞擊分析有限元模型的建立和參數(shù)設(shè)置

圖2是拖錨對海底管道撞擊的分析模型，主要由錨和海底管道兩部分組成。

錨為3D解析剛體拉伸體，海底管道設(shè)置為3D可變形體，實體拉伸殼，模型選用彈塑性本構(gòu)關(guān)系。拖錨的質(zhì)量和附連水質(zhì)量通過在其質(zhì)心位置(該點設(shè)置為參考點)處添加集中力進行模擬[17]。撞擊模型的初始參數(shù)的設(shè)置見表2。

表2 拖錨與海管的撞擊模型的初始參數(shù)

拖錨對海底管道的撞擊屬于典型的邊界條件非線性的接觸問題，分析步選用動力顯式分析模擬拖錨對海底管道的撞擊過程，撞擊能量通過設(shè)置粘性體積參數(shù)來吸收[17]，本文線性體積粘性參數(shù)和二次體積粘性參數(shù)分別取0.06和1.2。

本文算例的接觸類型屬于面面接觸，錨選為主面，管道選為從面，接觸域包括全部外表面、解析剛體表面和殼邊，接觸相互作用選為有限滑移，大變形開關(guān)Nlgeom設(shè)置為ON，時間增量Time Increment等控制參數(shù)取默認值。

網(wǎng)格劃分方面，為保證收斂效果和提高計算精度，作為從面的海底管道網(wǎng)格不能比主面拖錨的網(wǎng)格粗。本文除了滿足整體管道網(wǎng)格大小要求外，還對管道受撞擊區(qū)域的網(wǎng)格進行了適度地加密，加密后的有限元網(wǎng)格如圖3所示。錨采用R3D4剛體單元模擬，管道采用S4R殼體單元模擬。

3.2 管道壁厚與拖錨撞擊損傷程度的關(guān)系

拖錨對海底管道的撞擊過程可以通過有限元模型來模擬。為了得到管道壁厚與拖錨撞擊損傷程度之間的關(guān)系，本文選擇以同一重為5 250 kg的拖錨與渤海區(qū)域常見的壁厚t分別為11.1、15.4、19.7 mm，外徑固定為273.1 mm的海底管道進行撞擊，對撞擊后留下的塑性變形進行分析。管道受撞擊區(qū)域的變形云圖和最大位移區(qū)域局部放大圖如圖4所示。

壁厚t為11.1mm、長度L為5 m的海底管道受撞擊后撞擊區(qū)域變形圖和最大位移區(qū)域局部放大圖如圖4a、圖4b所示。

因為本文只需要研究凹坑的深度，所以選取裸露海底管道受拖錨碰撞區(qū)域最大位移點，如圖4b所示，通過后處理讀取位移圖，可知最大位移δ為11.8 mm，此時凹痕直徑比為δ/D=11.8/273.1=4.32%。

壁厚t為15.4 mm、管線長度L為5 m的管道受撞擊后的變形云圖如圖4c、圖4d所示。

同樣選取碰撞處管道上位移最大的點，查得位移δ的大小是7.2 mm，此時凹痕深度與管道直徑比為δ/D=7.2/273.1=2.64%。

壁厚t為19.7 mm、管線長度L為5 m的管道受撞擊后的變形云圖如圖4e、圖4f所示。

查得碰撞處管道上位移最大點δ是3.2 mm，此時凹痕深度與管道直徑的比值是δ/D=3.2/273.1=1.17%。

由上述計算結(jié)果可以得出：當拖錨撞擊載荷保持不變時，凹痕直徑比隨著管道壁厚的增加而減小，換言之，海底管道抵抗撞擊的能力隨著管道壁厚的增加而增強。管道壁厚從11.1mm增加至15.4 mm時，厚度增加了38.74%，凹痕直徑比下降了38.89%；當壁厚進一步增加至19.7 mm時，厚度增加了77.48%，凹痕直徑比下降了72.92%。

3.3 管道長細比和拖錨撞擊損傷程度的關(guān)系

為了得到拖錨撞擊損傷與管道長細比的關(guān)系，本文計算了壁厚t為11.1 mm，長度L分別為5、8、10 m，外徑D為273.1 mm的海底管道受同一拖錨載荷撞擊后留下的塑性變形，受撞擊區(qū)域變形云圖和最大位移區(qū)域局部放大圖如圖5所示。

上節(jié)中已經(jīng)得到壁厚t為11.1 mm、管線長度L為5 m的管道受撞擊后管道凹痕深度與外徑的比值為4.32%。

壁厚t為11.1 mm、長度L為8 m的海底管道受拖錨撞擊后管道的變形云圖如圖5a、圖5b所示。

選取碰撞處管道上位移最大的點，查得位移δ為10.8 mm，此時凹痕深度與管道外徑的比值為δ/D=10.8/273.1=3.95%。

壁厚t為11.1 mm、管線長度L為10 m的管道受撞擊后的管道變形云圖如圖5c、圖5d所示。

查得碰撞處管道上位移最大點δ為9.5 mm，此時凹痕深度與管道外徑的比值為δ/D=9.5/273.1=3.48%。

當拖錨以低速與海底管道發(fā)生側(cè)向撞擊時，產(chǎn)生的能量會轉(zhuǎn)化為管道碰撞區(qū)域局部變形和管道的整體變形。管道直徑不變，長細比越大，相對剛度越小，整體變形吸收的能量越多，轉(zhuǎn)化為局部變形的能量占比越少，管道在撞擊后產(chǎn)生的塑性變形也越小。當管道外徑為273.1 mm，長度從5 m增加至8 m時，長細比增加60%，凹痕直徑比下降了8.56%；當管道長度增加至10 m時，長細比增加100%，凹痕直徑比下降了19.44%。在此基礎(chǔ)上可以得出拖錨撞擊對長距離的輸油管道影響比較小。

4 ABAQUS數(shù)值模擬與DNV-RP-F107規(guī)范計算值比較

由于DNV-RP-F107規(guī)范[5]規(guī)定凹坑最大深度小于等于管徑的5%時，海管不需要任何修復(fù)。因此本文先計算造成5%的管壁凹陷所需要的撞擊能量。

首先計算管線的塑性彎矩mp=σy·t2/4。式中：σy—屈服應(yīng)力，MPa；t—海管壁厚，m。

帶入具體數(shù)值計算得：

mp=σy·t2/4=(530×106)×(11.12×10-6)/4=16 325.325(N·m)

對海底管線造成5%的管壁凹陷時所需的能量(或凹坑最大深度等于管徑的5%時海底管道的吸收能)為：

(1)

式中：δ—管的變形凹坑深度，m；D—海管外徑，m。

帶入具體數(shù)值計算得：

E=16×[(2×3.14)/9]1/2×16 325.325×[273.1/11.1]1/2×0.273 1×[5/100]3/2=3 304.58(kJ).

質(zhì)量m為5 250 kg的錨在拖錨狀態(tài)下以速度v=1.5 m/s撞擊海底管線時，對海底管線的有效撞擊能量為：EE=ET+EA=(m+ma)v2/2。式中：ET—錨的動能，kJ；EA—附連水的動能，kJ；ma—附連水質(zhì)量，kg。

附連水質(zhì)量ma可根據(jù)ma=m·(ρwater/ρanchor)·Ca求得。式中：ρwater—水的密度，kg/m3；ρanchor—錨的密度，kg/m3；Ca—錨的附加質(zhì)量系數(shù)，參考DNV-RP-F110規(guī)范[18]取為1.0。

因此錨的有效撞擊能量EE為：

EE=m(1+ρwater/ρanchor)/2·v2=(5250/2)×(1+(1025/7850)×1.0)×1.52=6 677.45 (kJ)

根據(jù)上面數(shù)值模擬的結(jié)果:當拖錨以速度1.5m/s撞擊裸露海底管線時，凹痕直徑比為4.32%，小于5%，沒有對管道造成傷害。但是相同條件下規(guī)范計算的結(jié)果明顯偏大，通過式(1)可得出凹痕與管道直徑的比值已經(jīng)達到7.99%，管道已經(jīng)出現(xiàn)中度損傷，這體現(xiàn)了規(guī)范的保守性。造成這么大偏差的原因可能是由于規(guī)范在計算裸露管道受撞擊變形時沒有考慮拖錨本身對能量的吸收，認為能量僅由管道(如管道外包覆混凝土則需考慮混凝土的影響)吸收，使得凹痕計算值明顯偏大，管道設(shè)計方案有些保守。

5 結(jié)論

1)本文利用ABAQUS軟件對拖錨與裸露海管的撞擊過程進行了數(shù)值模擬，計算結(jié)果表明，海底管道對拖錨撞擊的抵抗能力隨著管壁厚度、管路長細比的增加而增強。當壁厚增加38.74%和77.48%時，凹痕直徑比分別下降了38.89%和72.92%；長細比增加60%和100%時，凹痕直徑比分別下降了8.56%和19.44%。

2)將ABAQUS數(shù)值模擬結(jié)果與DNV-RP-F107規(guī)范計算值進行比較，發(fā)現(xiàn)規(guī)范計算值明顯偏大，原因是，一方面可能是因為規(guī)范計算管道凹痕時沒有考慮墜落物等因素的能量吸收問題，另一方面規(guī)范在計算撞擊所產(chǎn)生的凹痕深度時也忽略了撞擊過程中各種非線性因素的影響，因此造成計算結(jié)果比較保守，留出了較大的安全裕度。

3)建議今后在研究和規(guī)范制定過程中綜合考慮海底管道與撞擊物、海床和土壤等因素之間的相互作用，深入分析各種影響因素的耦合作用，同時可充分利用ABAQUS等大型軟件在非線性分析方面的強大優(yōu)勢，從而得到更加準確的計算結(jié)果，提高設(shè)計方案的經(jīng)濟性。