不同覆蓋層對海底管道受落錨沖擊防護有效性的試驗研究

張一平，張慈珩,2，臧志鵬，徐玉珺，李淇雯，許 振

(1.天津大學 水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300072；2.交通運輸部天津水運工程科學研究所 港口水工建筑技術國家工程實驗室 工程泥沙交通行業(yè)重點實驗室,天津 300456)

近年來國家逐漸加大了海洋領域的油氣開發(fā)力度，這其中輸送油氣資源的海底管線就扮演著至關重要的角色。海底管線雖然具有快捷、經濟、效率高的優(yōu)點，但是管線一旦發(fā)生破壞，將會造成巨大的經濟損失，還會導致海洋環(huán)境的嚴重污染。目前我國油氣資源開發(fā)區(qū)域仍多集中在近海海域，水域較淺，來往運輸船只的落錨以及偶然墜物都可能對海底管道造成碰撞損傷[1-2]。據統(tǒng)計導致管線發(fā)生破壞的眾多因素中，拋錨、拖網、墜物撞擊等第三方活動造成的沖擊約占32%，是引起海底管道破壞的重要原因。由于港口岸線資源的緊缺，海底管道連接陸域的部分經常會穿越航道。若原航道需要升級改造進行開挖以增加有效深度，將不可避免地影響航道下方埋設的海底管道安全。例如，東營港某航道上有一條海底管道，在管道原設計中，管道被4.0 m厚的填砂保護層覆蓋。由于航道升級改造的需要，開挖后航道水深將增加2.0 m，僅剩下2.0 m的填沙保護厚度，根據管道原設計，這是絕對不安全的。為了滿足航道疏浚后管道保護的要求，需要對不同的保護方法進行試驗，找出相對有效的解決方案。

對海底管道/光纜的橫向沖擊研究一直是國內外研究的熱點[3-4]。Al-Warthanhe 和 Chung采用離散單元法分析靜、動撓度，考慮不同的加載條件和跨長，研究了自由跨管道的軸向和彎曲應力[5]。Neubecker和Randolph使用硅鈣沙土中的離心模型的實驗驗證了一種新的極限平衡理論并對錨的受力情況進行了解釋[6-7]。Gaudin等進行了一系列離心試驗，以測量不同渠槽形狀和尺寸的過水效率，以及塊石覆蓋層的不同級配曲線[8]。Wang等進行了三維非線性有限元(FE)分析，研究了拖錨與有塊石回填保護層的管道相互作用[9]。Arabzadeh和Zeinoddini建立了土壤-結構-流體耦合有限元模型，并研究了管床的柔性以及管道內動態(tài)壓力波傳播的影響[10]。Zeinoddini等研究了加壓連續(xù)支撐鋼制海上油氣管道在橫向沖擊荷載作用下的準靜態(tài)響應，并采用有限元模型研究了管床柔性效應[11]。Dou和Yu利用有限元軟件包LS-DYNA對受壓管道進行建模，以研究受到橫向沖擊的管道的碰撞響應和破壞機理[12]。閆澍旺等使用極限平衡方法對走錨過程中土楔對霍爾錨的受力情況進行分析，通過3種錨模型的拖錨試驗驗證了提出的錨冠與錨爪的計算方法[13]。婁敏和明海芹基于LS-DYNA對墜物撞擊懸空海底管道的過程進行數值仿真[14]。雷震名等通過不同條件下對海底管道施加沖擊荷載的試驗研究了不同因素的敏感性并設計最小推薦設計埋深[15]。Yu等采用局部伽遼金離散化方法和三維數值方法，研究了落錨橫向沖擊引起的管道變形。該方法具有分辨率高、計算成本低的優(yōu)點[16]。趙治中使用物理模型試驗與數值模擬分析研究了船錨在堆石體中的拖錨運動，給出了一種合理可行的堆石保護層設計方案[17]。杜穎等基于室內模型試驗對工程船舶常用錨刺入深度進行研究并運用能量法建立了船錨落深的理論算法[18]。

一般來說，研究橫向沖擊對管道構件的影響所考慮的因素主要有荷載作用、海床土體性質、內壓，并且針對的多為懸跨或者裸露海底管道。目前，很少有討論覆蓋層的選取和設計，及其對海底管道的應變響應的影響。本文通過一系列物理模型試驗，模擬船錨從不同高度位置自由落下，并撞擊管道上方的不同覆蓋層表面，通過測量管道表面不同位置應變隨時間和空間的變化，分析了落錨對管道的沖擊影響，并由此研究不同覆蓋層防護的有效性。本研究可為海底管道及隧道工程設計及防護提供一定理論依據。

1 模型設計及試驗條件

1.1 相似準則及模型參數

本實驗根據重力相似準則設計，防護層厚度和管道直徑應滿足幾何相似，管道剛度設計基于彈性相似(材料密度比尺λρ= 1；管道彈性模量比尺λE等于幾何比尺λ)。根據水槽尺寸、水深和測量設備等限制條件，確定本研究采用的模型比尺為1:15.39。試驗中模型管道采用聚氯乙烯(PVC)管制成。由于很難獲得嚴格滿足結構彈性相似的模型材料，故通過改變PVC管壁厚來滿足剛度相似(EI相似)的要求，即

(1)

表1 管道原型及模型主要參數

式中：下標“P”表示原型，“m”表示模型。測定PVC管的彈性模量為2.51×109N/m2，鋼的彈性模量為207×109N/m2。原型管道的直徑為559 mm，根據模型比尺λ=15.39，采用外徑為40.2 mm的PVC管。然后根據式(1)將管道壁厚設置為5.9 mm。管道模型的抗彎剛度為(EI)m=2.36×102，對應的原型管道彎曲剛度為(EI)p=2.07×108，滿足剛度相似要求(式1)，偏差小于1.5%。此外，PVC材料的密度為1 360 kg/m3，比鋼的密度7 850 kg/m3輕，因此，應在管道模型中填充額外的質量(試驗中采用鐵砂)，以滿足密度相似的要求，并且考慮模型中淡水與海水的密度差影響(γ=1.025)。經過重量平衡后，模型管道的平均密度為3 010 kg/m3，實際管道(含液體)的平均密度為3 040 kg/m3，偏差小于1.5%。基于重力相似準則，原型和模型之間的應變值滿足幾何相似，即

(2)

原型管道和模型管道的主要參數比較見表1。

根據航道內船舶的類型，研究以16 t重的霍爾錨為原型進行試驗。錨根據其類型和重量由金屬制成，滿足幾何相似和重力相似。基于幾何比尺計算得到，本實驗所用模型錨重量為4.39 kg。由于海底管道覆蓋保護層的原始設計厚度為4.0 m，采用純沙填充。疏浚后，覆蓋層變?yōu)?.0 m，這對管道運行而言不安全。因此將對剩余的2.0 m覆蓋層進行換填，試用不同的覆蓋層材料?；趲缀蜗嗨疲谀Ｐ驮囼炛懈采w層的總厚度為130 mm。對于其中的換填塊石覆蓋層的方案，基于幾何相似比尺，并且考慮模型中淡水與海水的密度差影響，選用重量為26.8～53.5 g的塊石，質量偏差控制在±5%以內。

1.2 實驗布置及測量方法

在初步調查和進一步討論的基礎上，提出了5種不同材料的覆蓋層防護方法并進行了試驗，具體組成如下：

(1)純塊石層(PR)：管道鋪設在沙質海床上，然后直接覆蓋一層總厚度為2.0 m的塊石層，塊石重量為100 ～ 200 kg。純塊石層管道示意圖如圖1-a所示，本研究未討論覆蓋層的橫向尺寸；(2)混凝土塊層+塊石層(CM)：管道上方直接覆蓋混凝土塊層，由正方體混凝土塊制成。每塊邊長33 cm，每個混凝土塊中間間隔5 cm，使用直徑為28 mm高強度尼龍繩將各混凝土塊連接。試驗采用三層混凝土塊層，總厚度1.0 m，然后在混凝土塊層上覆蓋一層1.0 m厚的塊石層。該保護措施示意圖見圖1-b；(3)混凝土塊層+橡膠墊+塊石層(CR)：采用與上述相同的混凝土塊層。另外，在混凝土塊層上放置0.2 m厚的橡膠墊，然后在頂部放置0.8 m厚的塊石層，如圖1-c所示；(4)復合柔性墊+塊石層(CF)：管道由復合柔性墊層保護，然后覆蓋塊石層。復合柔性墊每層厚度為0.75 m。這種保護層的芯料是瀝青和塊石加土工格柵，外敷土工布包裹。柔性護墊制作材料由相關生產廠家提供。對于該保護措施，研究中考慮了單層和雙層護墊即一層(CF1)或兩層(CF2)復合柔性墊兩種工況進行對比，其厚度分別為0.75 m和1.5 m。對應覆蓋其上的塊石層厚度分別為1.25 m和0.5 m。保護方案示意圖詳見圖1-d。模型試驗中對所有覆蓋層的尺寸設置均遵循幾何相似準則。

1-a 純塊石層 1-b 混凝土塊層+塊石層

1-c 混凝土塊層+橡膠墊層+塊石層 1-d 復合柔性墊層+塊石層

圖1 不同防護措施管道示意圖

Fig.1 Sketch of different protective measures on the pipeline

本研究采用光纖布拉格光柵(Fiber Bragg Gating, FBG)傳感器來測量落錨引起的管道應變。因為布拉格波長對應變和溫度很敏感，故在FBG傳感器中，應變和溫度的變化可以根據經驗關系用布拉格波長的相對位移來換算。FBG傳感器具有更高的精度、更長的穩(wěn)定性、更小的尺寸、對電磁干擾的抗擾性以及測量超高速事件(如目標物墜落對管道的影響)的能力。試驗中的管道模型表面總共布置4條光柵光纖，各條光纖之間以環(huán)向間隔 90°沿管道軸向布置，分別布置于U(上表面)、B(下表面)、L(左側面)和R(右側面)4個方向，用來采集管道上、下、左、右4個表面的應變數據。每條光纖上沿管道長度方向以間距為250 mm均勻布置有7個應變傳感器(編號為#1～ #7)，總共28個應變傳感器。FBG傳感器在管道表面布置如圖2所示。

1.3 實驗步驟

圖2 實驗裝置草圖(單位：mm)

由于光纖光柵傳感器抗剪性能差，在剪切應力作用下容易斷裂，因此，需要對光纖光柵傳感器進行特殊的封裝。整個過程主要分為以下3個步驟：(1)貼光纖：利用定制的膠水將FBG傳感器沿軸向固定于管道表面的4個方向(U、B、L、R)；(2)涂硅膠：貼完光纖光柵之后，在管道模型表面均勻涂上一層硅膠，起緩沖作用，以保證試驗過程中，光纖光柵不會破壞；(3)封裝熱縮管：待硅膠干燥后，在管子表面套上一層熱縮管，再利用熱風槍使熱縮管緊緊的包裹在管道模型表面。本研究中，玻璃光纖的直徑很小(0.5 mm)，僅在管道表面測點處進行粘貼，此外，熱縮管是由非常柔軟的塑料制成，故可以認為它對管道模型的剛度影響很小。

落錨方式根據之前類似項目研究經驗，靜止落錨比行船條件(有水平速度)下落錨對底部沖擊更大，故從工程安全角度，試驗采用靜止落錨方式。試驗前，模型管道先埋在密實的沙質海床中，然后覆蓋上述不同的保護層。模型船錨垂直懸掛在管道上方，調整其位置，使錨塊的下落點對準應變片#4，即管道中間部位。根據實際工程，設計的正常落錨高度分為10 m, 緊急拋錨高度為20 m。在試驗中，基于相似準則計算得到的落錨高度分別為0.65 m和1.30 m。由于錨的下落點具有一定的離散性，故每種情況重復試驗10次。在重復試驗前，對下落點周圍的保護層進行重建，以消除先前試驗留下的塑性應變，并給予足夠的時間使管道恢復到原來的狀態(tài)。然后，對光纖應變傳感器進行置零處理。采用10個試驗中的最大應變值來分析保護層的有效性。不同形式的覆蓋層下模型試驗照片如圖3所示。

3-a 純塊石層 3-b 混凝土塊層+塊石層 3-c 混凝土塊層+橡膠墊層+塊石層 3-d 復合柔性墊層(1或2層)+塊石層

圖3 管道不同防護措施照片

Fig.3 Photos of different protective measures on the pipeline

2 實驗結果與分析

2.1 純塊石層實驗結果

首先以純塊石覆蓋層試驗為例進行討論。圖4-a～4-c為管道上、下、側面各7個測點的應變變化歷程曲線(其中垂直坐標方向為應變大小，橫軸方向為時間，縱軸方向為測點位置)，實驗條件均為落錨高度1.30 m，圖中截取了落錨撞擊前后的1 s的時間段。在圖中可以看出，對于管道表面，沖擊發(fā)生的時間均在0.5 s處左右。在圖4-a中，對于上表面，最大應變出現在管道中部，即測點#4位置(即1.0 m處)，且具有負值，這表明管道上表面的中部受壓。而其他測點的應變值為正值，表示上表面的其他部分受拉。在圖4-b中，對于管道的下表面，每個點的應變正負與上表面正好相反。通過對管道上、下表面的應變分析，表明由于落錨的向下沖擊，管道中部產生瞬時的向下突出；同時由于下部海床的支撐作用，其他遠離落點的部分產生的變形曲率向上，類似于集中荷載作用下兩端固支梁的變形。圖4-c為管道側面的變形情況，由于管道的對稱性，兩個側面的變形幾乎相同，故只顯示了一個側面的應變。在落錨位置處應變?yōu)檎?，表明其表面受拉，可以理解為錨的沖擊使管道在落錨位置發(fā)生了豎向壓縮，但同時在水平方向向兩側鼓起，從而側面產生正應變。

4-a 上表面

5-a 上表面

4-b 下表面

5-b 下表面

4-c 側表面

5-c 側面

圖4 純塊石層下管道各位置處應變時間歷程(落錨高度1.30 m)

Fig.4 Time histories of strain at different locations of pipeline under pure rock layer(falling height of 1.30 m)

圖5 純塊石層下管道各位置處應變對比圖(落錨高度1.30 m)

Fig.5 Comparisons of strain at different locations of pipeline under pure rock layer(falling height of 1.30 m)

圖5-a～5-c進一步展示了管道表面同一側7個測點位置應變變化的時間歷程。最大應變的絕對值發(fā)生在傳感器# 4的位置，即落錨沖擊管道的位置。在管道上下表面處的最大應變值基本相同，約為590 με(1 με = 1.0 × 10-6ε)，上表面為負值，下表面為正值；在管道側面位置的最大應變絕對值約為+200 με?？傮w看來，落錨位置處的應變值，與落點之外側點處的數值基本相反。隨著與落錨位置距離的增加，管道表面最大應變的絕對值減小，且基本以落錨位置為中心在兩側呈對稱分布。從管道表面應變歷程曲線還可以進一步分析得到落錨沖擊過程持續(xù)的時間。從圖中可知，整個沖擊持續(xù)時間約為0.03 s。通過分析沖擊持續(xù)時間也可以很好地解釋能量與沖擊應變的關系，這值得在今后的工作中進一步深入開展研究。

2.2 不同覆蓋層防護性能分析

試驗共模型了5種不同形式的覆蓋層，并對其管道沖擊防護效果進行了比較分析。2.1節(jié)中對典型的塊石覆蓋層防護下的管道應變變化進行了分析，其余4種覆蓋層下的管道應變發(fā)展過程與其基本相似，只是在最大應變的絕對值上有所不同。圖6-a～6-e顯示了落錨高度為1.30 m時5種防護措施下，管道表面不同測點的應變最大值的沿程分布曲線。應變最大值出現在管道中部，然后從中部到側面逐漸減小，上下表面的應變的絕對值基本相同。同時也可以看出，其他點的應變值正負與管道中部的應變值相反。如上所述，管道中部直接受到落錨的沖擊，中部彎曲向下。由于周圍土壤的支撐，管道其他部分的彎曲向上，上表面的應變?yōu)檎?。另外可以看出，管道側面的應變值比上下表面的應變值都要小?/p>

6-a 純塊石層 6-b 混凝土塊層+塊石層

6-c 混凝土塊層+橡膠墊+塊石層 6-d 復合柔性墊層(1層)+塊石層

6-e 復合柔性墊層(2層)+塊石層

圖6 管道表面應變最大值分布圖

Fig.6 Distributions of the maximum value of strain on the surface of pipeline

7-a 落錨高度1.30 m 7-b 落錨高度0.65 m

圖7 不同保護方式下管道的最大應變

Fig.7 The maximum strain on the pipeline for different protective methods

研究以管道中部最大應變絕對值作為判斷保護層有效性的依據。圖7-a為5種保護方法(落錨高度為1.30 m)管道上最大應變的代表性結果?？梢钥闯?，純塊石層保護下的管道上最大應變值的絕對值約為590 με，對于混凝土塊層+塊石層、混凝土塊層+橡膠墊+塊石層、復合柔性墊層(1層)+塊石層、復合柔性墊層(2層)+塊石層保護下的管道最大應變分別約為480 με、370 με、260 με和150 με。圖7-b為落錨高度0.65 m時的最大應變結果，也可觀察到相同的趨勢。通過對管道最大應變的評估，確定了5種防護方法的有效性順序為：復合柔性墊層(2層)+塊石層>復合柔性墊層(1層)+塊石層>混凝土塊層+橡膠墊+塊石層>混凝土塊層+塊石層>純塊石層。因此，采用復合柔性墊層(2層)+塊石層的方法可以為管道提供相對更佳的保護。由于本文所研究的5種覆蓋層形式上部均為塊石保護層，因此最大的區(qū)別在于與管道相接處的下層覆蓋層的材料性能。相比較，由于塊石和混凝土的硬度較大，容易使上層沖擊力直接傳導至海底管道，因此其保護下的海底管道應變也相對較大；而橡膠墊的可壓縮性較大且強度較低，當沖擊荷載作用時，也容易使橡膠局部變形過大甚至失效；而試驗中采用的復合柔性墊層，為加筋的瀝青混凝土材料組成，在強度和韌性方面均較為適中，因此在沖擊荷載作用下，表現出良好的吸能能力和隔絕沖擊的能力，起到了相對較好的防護效果。此外，需要注意的是混凝土塊層、橡膠墊、復合柔性墊等保護層材料在模型制作中不能完全滿足彈性相似性，可能在一定程度上會影響試驗結果，因此，在實際工程中，需要考慮這種差異對管道保護效果的影響。

3 結論

本研究試驗模擬了落錨對海底管道的沖擊過程，利用光纖布拉格光柵(FBG)傳感器對管道上、下表面以及側面的應變變化過程進行了實時測量，對管道上方5種覆蓋層，包括純塊石層、混凝土塊層+塊石層、混凝土塊層+塊石層+橡膠墊和復合柔性墊層(1層或2層)+塊石層的防護有效性進行了分析研究。在試驗中，船錨模型在1.30 m和0.65 m的高度處分別落下，撞擊管道上方的覆蓋層。研究對比分析了5種覆蓋層下管道表面最大應變的絕對值及其沿管道長度方向的分布。試驗結果表明：

(1)管道的最大應變位于錨的落點處，然后沿管道軸線向兩側減小。管道上落錨的影響范圍長度可達管道直徑的30～40倍。管道上表面應變的絕對值與下表面應變的絕對值基本相同，可以看作是純彎曲現象。管道落錨位置處上表面應變?yōu)樽畲筘撝?，其他位置測點處為正值。相反，落錨點的管道底面應變?yōu)檎?，其他點的應變?yōu)樨撝?。這表明管道在碰撞點的彎曲是向下的，而由于周圍土壤支撐作用，其他點的彎曲方向為向上。

(2)在2種落錨高度條件下，管道中部應變最大值的關系為：復合柔性墊層(2層)+塊石層>復合柔性墊層(1層)+塊石層>混凝土塊層+橡膠墊+塊石層>混凝土塊層+塊石層>純塊石層，這也反映出5種不同覆蓋層對落錨沖擊效應的防護性能。當前結果表明：采用復合柔性墊層(2層)+塊石層的方法，可為管道提供相對更佳的防護。此外，需要注意的是混凝土塊層、橡膠墊、復合柔性墊等保護層材料在模型制作中不能完全滿足彈性相似性，可能在一定程度上會影響試驗結果，因此在實際工程中，需要考慮這種差異對管道保護效果的影響。