海底管道懸空治理數(shù)值模擬

單潛瑜，白興蘭

(1.浙江海洋大學(xué)港航與交通運(yùn)輸工程學(xué)院，浙江舟山 316022；2.浙江海洋大學(xué)船舶與機(jī)電工程學(xué)院，浙江舟山 316022；3.浙江省近海海洋工程技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，浙江舟山 316022)

在工程設(shè)計(jì)過(guò)程中，確定懸空管道的臨界長(zhǎng)度，一般采用以下方法[1]：(1)靜態(tài)強(qiáng)度方法：運(yùn)用MOUSELLI[2]確定的管道懸跨長(zhǎng)度與管道內(nèi)靜彎曲應(yīng)力之間的函數(shù)關(guān)系，最大靜彎曲應(yīng)力不超過(guò)材料許用應(yīng)力，確定許可跨長(zhǎng)；(2)動(dòng)態(tài)響應(yīng)方法：將避免共振作為控制條件來(lái)計(jì)算臨界跨長(zhǎng)，即在海流作用下不發(fā)生渦激共振；(3)極限分析驗(yàn)算：結(jié)合以上兩種分析結(jié)果，基于DNV-RP-F105 規(guī)范，以有限元法及Miner 線性累積損傷理論為依據(jù)，計(jì)算管道靜應(yīng)力及渦激振動(dòng)引發(fā)的最大彎曲應(yīng)力的合應(yīng)力是否滿足安全要求，確定管道懸跨長(zhǎng)度。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者圍繞海底管道懸跨臨界長(zhǎng)度的確定與懸空治理數(shù)值模擬展開(kāi)大量研究。KAPURIA,et al[3]指出在進(jìn)行允許懸跨長(zhǎng)度計(jì)算時(shí)，不能忽略邊界條件與軸向力的影響。安振武等[4]分析了管道的動(dòng)力特性，根據(jù)渦激泄放頻率小于0.7 倍的固有頻率以及約化速度來(lái)確定管線的允許懸跨長(zhǎng)度。陳博文[5]把避免共振作為控制條件，考慮了軸向應(yīng)力、壓強(qiáng)等作用，推導(dǎo)了不同邊界條件下的允許跨長(zhǎng)。婁敏[6]以避免渦激共振為條件推導(dǎo)了振動(dòng)微分方程，且考慮了管內(nèi)外流體作用。DNV 規(guī)范[7]中列出了以不同約化速度作為控制條件下的海底管線的最大允許懸跨長(zhǎng)度。余建星等[8]利用渦激振動(dòng)響應(yīng)模型以及Miner 疲勞累積損傷準(zhǔn)則分別從動(dòng)態(tài)、疲勞篩選、疲勞損傷和極限狀態(tài)四個(gè)方面對(duì)允許長(zhǎng)度進(jìn)行計(jì)算，取得了不同工況下的許可長(zhǎng)度。付長(zhǎng)靜等[9]考慮了孤立波的作用，從管線最大靜彎曲應(yīng)力小于許用應(yīng)力角度對(duì)允許跨長(zhǎng)進(jìn)行了推導(dǎo)。田晨[10]運(yùn)用ABAQUS 軟件從振動(dòng)和強(qiáng)度屈服兩方面確定臨界跨長(zhǎng)，并提出了安全防控措施。閆宏生等[11]針對(duì)臨時(shí)管跨極限強(qiáng)度問(wèn)題，從屈曲和屈服強(qiáng)度及共振強(qiáng)度等方面，給出計(jì)算臨界跨長(zhǎng)的方法和流程，并采用VBA 語(yǔ)言開(kāi)發(fā)了相應(yīng)計(jì)算分析軟件。倪自強(qiáng)等[12]提出對(duì)懸跨段進(jìn)行治理，采用先進(jìn)的結(jié)構(gòu)支撐設(shè)計(jì)手段，可以有效提高輸送效率。馬坤明[13]對(duì)后挖溝埋設(shè)法、結(jié)構(gòu)支撐法和拋石法的優(yōu)缺點(diǎn)進(jìn)行了比較，最終選擇結(jié)構(gòu)支撐法。挪威Ormen Lange 項(xiàng)目實(shí)施中發(fā)現(xiàn)落石法雖能增強(qiáng)管道抗沖刷能力，但耗費(fèi)石材[14]。導(dǎo)流板結(jié)構(gòu)能夠在一定條件下實(shí)現(xiàn)管道自埋和抑制管道渦激振動(dòng)[15]，被墨西哥灣油田項(xiàng)目及北海相關(guān)的項(xiàng)目都有應(yīng)用。國(guó)內(nèi)外也用到后挖溝法，使用非接觸式水力噴射挖溝機(jī)，通過(guò)高壓水噴射管道底部的泥土形成管道溝渠，再利用水流作用使管道回淤填埋[16]。

基于上述研究，以舟山海域某一輸氣管線為研究對(duì)象，考慮管土相互作用，運(yùn)用ABAQUS 軟件開(kāi)展動(dòng)力分析，得到懸跨管線的應(yīng)力狀態(tài)，確定懸空的臨界長(zhǎng)度，再與基于規(guī)范和渦激振動(dòng)兩種方法得到的跨長(zhǎng)結(jié)果對(duì)比，從而驗(yàn)證數(shù)值模型的正確性；基于臨界長(zhǎng)度，以覆蓋和支撐為治理措施，進(jìn)行海底管道懸空治理數(shù)值模擬與優(yōu)化。

1 基本理論

1.1 屈服強(qiáng)度理論

長(zhǎng)距離管道在服役狀態(tài)下，受內(nèi)壓作用之外，還受土體、流體、地質(zhì)災(zāi)害等外載荷作用，管壁上存在軸向應(yīng)力、環(huán)向應(yīng)力和徑向應(yīng)力。根據(jù)三向組合應(yīng)力判斷管道的屈服狀態(tài)，常用的是基于von-Mises 的屈服準(zhǔn)則，即第四強(qiáng)度理論：

其中：σMiese-von-Mises 屈服條件下的組合應(yīng)力；［σ］為管線許用應(yīng)力；φ 為安全系數(shù)，取0.9；σs為管線屈服應(yīng)力。

1.2 懸跨管段振動(dòng)微分方程

以某海底輸氣管道為例，截面為均質(zhì)的環(huán)形，懸跨長(zhǎng)為L(zhǎng)，懸跨兩側(cè)埋設(shè)于土壤中，跨肩長(zhǎng)度記為L(zhǎng)sh，計(jì)算模型如圖1 所示。計(jì)算模型的基本假定如下：

圖1 海底懸跨管道示意圖Fig.1 Diagram of calculation for suspended span length of pipeline

(1)海床處于穩(wěn)定狀態(tài)而且表面平整，不出現(xiàn)滑坡等現(xiàn)象；

(2)不考慮溫度、地震海嘯等載荷的影響，也不考慮管道表面缺陷的影響，管道受軸力T 的作用；

(3)管內(nèi)介質(zhì)以速度V 勻速流動(dòng)；

(4)不考慮波浪的作用，海流為穩(wěn)定流，速度定為U。

管道軸線方向?yàn)閄 方向，來(lái)流方向平行于Y 軸，懸空段振動(dòng)位移為沿Z 向的豎向振動(dòng)。

基于小變形梁的控制條件，采用Euler-Bernoulli 梁的復(fù)雜彎曲理論，忽略結(jié)構(gòu)阻尼，其順流向和豎向的運(yùn)動(dòng)控制方程分別表示為[17]：

其中：EI 為抗彎剛度；T 表示張力，m 為管道單位長(zhǎng)度質(zhì)量，包括管內(nèi)流體質(zhì)量和附加質(zhì)量；y(x,t)為出平面的撓曲線(順流向)；z(x,t)為平面內(nèi)的撓曲線；Fy(x,t)、Fz(x,t)分別為單位長(zhǎng)度管道所受海流作用的渦激拖曳力和渦激升力，可由Morison 方程[18]計(jì)算：

其中：ρ 為水密度，CM是慣性力系數(shù)，CD為拖曳力系數(shù)，CL為升力系數(shù)，Df是管道外徑，Uy、Uz為流速在y、z 方向的分量。

1.3 管道固有頻率計(jì)算

美國(guó)船級(jí)社提出管跨的固有頻率是關(guān)于管道剛度、約束、跨度以及有效質(zhì)量的函數(shù)。無(wú)阻尼自由振動(dòng)時(shí)，按下式計(jì)算[19]：

若分析考慮軸向力作用下不同邊界的情況，可按式(6)計(jì)算：

其中：L—管道懸空長(zhǎng)度；C—水中取值0.7，空氣中取值1.0；K—兩端固定取4.73；兩端簡(jiǎn)支取3.14；介于兩者之間取3.92；P—有效軸向力，張力情況下為正；PE—?dú)W拉力，兩端簡(jiǎn)支為π2EI/L2，一端簡(jiǎn)支一端固定2π2EI/L2，兩端固定4π2EI/L2。

2 懸跨長(zhǎng)度確定

裸露在海床上的管道，在重力、浮力、內(nèi)壓、軸向力、內(nèi)流以及海底環(huán)境載荷的聯(lián)合作用下將出現(xiàn)靜態(tài)和動(dòng)態(tài)響應(yīng)的問(wèn)題[20]。管道懸空是產(chǎn)生渦激振動(dòng)、疲勞破壞的直接原因，因此控制懸跨段長(zhǎng)度是防止海底管道失穩(wěn)的重要措施。

2.1 基于ASME B31.8 規(guī)范

根據(jù)梁復(fù)雜彎曲理論和ASME B31.8 規(guī)范，靜力分析可得臨界跨長(zhǎng)[21]，計(jì)算步驟如下：

(1)計(jì)算最大縱向應(yīng)力σLmax：

σLmax=0.8×Sy=288 MPa(其中：Sy為屈服強(qiáng)度，X52 鋼取360 MPa)；

(2)根據(jù)最大許可壓力計(jì)算環(huán)向應(yīng)力極限σH：

σH=(Pm×D0)/2t=147.6 MPa(其中：Pm為最大許可壓力，取4.3 MPa，管外徑D0取508 mm，壁厚t 取7.4 mm)；

(3)泊松效應(yīng)引起的軸向應(yīng)力σP：

σP=-vσH=-44.278 MPa(其中：v 為泊松比)；

(4)基于最大縱向應(yīng)力的彎曲應(yīng)力σB1：

(5)根據(jù)von Mises 強(qiáng)度理論計(jì)算合應(yīng)力σCmax：

由上式可以解得考慮合應(yīng)力情況下的兩個(gè)縱向應(yīng)力值：σL1=371.5 MPa，σL2=-223.9 MPa；

(6)最大合應(yīng)力的彎曲應(yīng)力σB2：

(7)最大彎曲應(yīng)力σB：

(8)最后根據(jù)彈性基礎(chǔ)梁理論：Mmax=ZσB=qL2/10(Z 為管道抗彎截面模量；q 為作用在管道上單位長(zhǎng)度均布荷載，取管道浸沒(méi)重量)；

2.2 基于渦激振動(dòng)

2.2.1 渦激泄放頻率小于0.7 倍的自振頻率

渦激泄放頻率與管外流體速度有關(guān)，針對(duì)舟山海域?qū)嶋H情況，取流速U 為2 m·s-1，根據(jù)雷諾數(shù)可得斯特勞哈爾數(shù)Sr為0.2，由渦激泄放頻率小于等于0.7～1.3 倍管道固有頻率，可得（EI/m）1/4。

三種邊界條件下分別得到臨界跨長(zhǎng)：兩端固定時(shí)L=41.00 m；兩端簡(jiǎn)支時(shí)L=27.22 m；一端固定一端簡(jiǎn)支時(shí)L=33.98 m。

2.2.2 約化速度小于門(mén)檻值

約化速度表示結(jié)構(gòu)振動(dòng)在一個(gè)周期內(nèi)的流體路徑與結(jié)構(gòu)特征尺寸(對(duì)于管道圓柱結(jié)構(gòu)尺寸為它的直徑)的比值：Vr=U/fnD；判別依據(jù)

當(dāng)取Vrd=4 為控制條件時(shí)，可得兩端固定時(shí)L=38.65 m；兩端簡(jiǎn)支時(shí)L=25.66 m；一端固定一端簡(jiǎn)支時(shí)L=32.03 m。

2.3 基于有限元法

2.3.1 管-土耦合模型

運(yùn)用有限元軟件ABAQUS 建模，管線模擬為S4R 殼單元，外直徑508 mm，壁厚7.4 mm，管線兩端為固定約束。材質(zhì)選用API-X52，彈塑性參數(shù)由Ramberg-Osgood 本構(gòu)關(guān)系確定。對(duì)管道兩端的土體定義為實(shí)體單元，深2 m，寬10 m，土體參數(shù)根據(jù)Mohr-Coulomb 本構(gòu)模型設(shè)置，埋地段管道受影響區(qū)域?yàn)橐话銘铱玳L(zhǎng)度的0.49 倍[22]，本文取跨長(zhǎng)的一半。管道與土體的具體參數(shù)，見(jiàn)表1、表2。

表1 管道的材料屬性、應(yīng)力及相應(yīng)塑性應(yīng)變Tab.1 Physical parameters of submarine pipeline

表2 海床材料屬性Tab.2 Parameters of seabed soil

懸跨管道承受的載荷包括重力、浮力、內(nèi)壓、溫度產(chǎn)生的軸向力和海流力。前四步載荷采用靜力通用分析步，第五步采用動(dòng)力隱式分析步，設(shè)置時(shí)間為5 個(gè)周期6.35 s，最大時(shí)間增量取0.01 s。管道與土體接觸部分設(shè)置接觸，采用主-從面算法，管道作為主面，土體作為從面。網(wǎng)格數(shù)2 464，土體部分網(wǎng)格數(shù)總共36 744，有限元模型考慮了海床的不規(guī)則性，更接近工程實(shí)際情況，如圖2 所示：

圖2 管土耦合分析模型Fig.2 Coupling analysis model of the pipe-soil

2.3.2 臨界懸跨長(zhǎng)度計(jì)算結(jié)果分析

通過(guò)動(dòng)態(tài)分析，得到不同懸跨長(zhǎng)度下的最大von Mises 等效應(yīng)力，其中屈服應(yīng)力為360 MPa，將達(dá)到屈服應(yīng)力時(shí)的懸空長(zhǎng)度作為臨界長(zhǎng)度。懸跨管整體作為梁來(lái)分析，海床土對(duì)立管的約束作用可以模擬為鉸支、固定和彈性固定端等，而實(shí)際上，管道的響應(yīng)也會(huì)帶來(lái)土體約束強(qiáng)度的降低，從而影響管道的響應(yīng)。因此，懸跨管道的響應(yīng)分析應(yīng)考慮管-土相互作用，建立耦合分析模型。圖3 表示不同邊界條件的懸跨管應(yīng)力隨跨長(zhǎng)的變化曲線?？芍簯?yīng)力隨跨長(zhǎng)增加而增加，而且隨著跨長(zhǎng)的增加，土對(duì)管道的約束作用影響越來(lái)越小，如跨長(zhǎng)為35 m 時(shí)，3 條曲線趨向一致；對(duì)于同一跨長(zhǎng)的管道，考慮管土耦合作用時(shí)，管道的應(yīng)力較小，如跨長(zhǎng)為15 m 時(shí)，三種情況下最大von Mises 應(yīng)力分別為175 MPa、188 MPa 和211 MPa，因此，懸跨管道的跨長(zhǎng)越短，采用簡(jiǎn)化計(jì)算方法，得到的誤差將越大?；隈詈戏治?，將應(yīng)力達(dá)到屈服強(qiáng)度時(shí)，對(duì)應(yīng)的跨長(zhǎng)L=30 m 作為臨界跨長(zhǎng)。

圖3 不同邊界條件下管道應(yīng)力隨跨長(zhǎng)的變化曲線Fig.3 Variation of curves of pipe stress with span length under different boundary conditions

懸跨管的響應(yīng)除了與兩端邊界有關(guān)以外，還有由于溫度變化與內(nèi)壓產(chǎn)生的軸向力，特別是軸向壓力，細(xì)長(zhǎng)構(gòu)件在壓力作用下即使沒(méi)有達(dá)到屈服，也會(huì)因較大位移或變形而失穩(wěn)。如圖4 所示，為考慮分別為軸向壓力和拉力情況下，當(dāng)流速為2 m·s-1時(shí)，懸跨管道的順流向、垂直流向的位移隨軸向應(yīng)力的變化曲線。由圖可知：(1)順流向的位移大于垂直流向的位移，如當(dāng)軸向力為零時(shí)，二者的位移分別為0.31 m 和0.24 m；(2)壓力對(duì)位移的影響遠(yuǎn)大于拉力，拉力作用下可以在一定長(zhǎng)度上減小跨中位移，此時(shí)以管道應(yīng)力達(dá)到屈服作為設(shè)計(jì)條件；(3)隨著軸向壓力的增加，跨中兩個(gè)方向的位移幅值基本上線性增加，因位移過(guò)大而失穩(wěn)。因此應(yīng)謹(jǐn)防海底管道內(nèi)部產(chǎn)生較大的壓應(yīng)力。

圖4 軸向力對(duì)管跨撓度的影響圖Fig.4 Variation of curves of the span pipe deflection with the axial forces

3 懸空治理方法數(shù)值模擬

管道懸空治理的常用工程措施：吹泥沉降法、拋石法、支撐法、安裝仿生水草、土工布聯(lián)鎖排覆蓋等[23]，目的就是減小懸跨長(zhǎng)度。吹泥沉降法是利用水流的沖刷作用將跨肩土體削平，從而使海管沉降，達(dá)到消除懸跨的目的；拋石法是指從船上向管道上拋填礫石等材料，填充懸空段的下方，同時(shí)壓載以保證海管穩(wěn)定；支撐法指的是在管道的正下方安放支撐架或填充物。常見(jiàn)的支撐主要有水泥沙袋、鋼結(jié)構(gòu)、水下灌漿袋等；安裝仿生水草是通過(guò)仿生水草對(duì)海流的黏滯阻尼作用，以降低海流流速、促進(jìn)泥沙淤積，解決管道懸空、淘空等問(wèn)題；土工布聯(lián)鎖排是將混凝土小塊連成一層布，覆蓋在裸露的管道周圍，以抵御海流的沖刷作用。

水下打鋼樁作為懸跨管的支撐，水深較淺時(shí)具有較高的可靠性，如圖5 所示為鋼樁支撐管道的剖面示意圖?；诖朔椒▽?duì)海底管道的懸空治理方案進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化的數(shù)值模擬，選擇預(yù)制鋼架作為支撐，通過(guò)兩根樁固定在海底，其穩(wěn)定性遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于單樁，仿真整體模型如圖6。管道放置在鋼架下，并通過(guò)半圓形鋼板(內(nèi)附有橡膠膠囊防止管道損傷)進(jìn)行覆蓋。仿真算例管道的懸跨長(zhǎng)度取30 m，基于管土耦合分析，建立懸跨管的數(shù)值分析模型。

圖5 鋼結(jié)構(gòu)支撐法Fig.5 Profile sketch of steel braced frame structure

圖6 鋼架支撐法的數(shù)值仿真圖Fig.6 Numerical simulation of steel braced frame structure

3.1 時(shí)程分析

跨中位移是影響懸跨管道失穩(wěn)的重要因素，基于管土相互作用分析，研究環(huán)境載荷作用下懸跨管的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，分別對(duì)治理前后的管道進(jìn)行時(shí)域分析。取渦流泄放的五個(gè)周期(即6.35 s)進(jìn)行觀察，如圖7～9 所示，治理前后的跨中位置分別為15 m 和7.5 m?？芍?1)懸跨管跨中的位移響應(yīng)曲線具有穩(wěn)定的周期性波動(dòng)，治理前由于跨長(zhǎng)較大，跨中的位移響應(yīng)具有明顯的二階效應(yīng)；(2)圖7 所示的位移響應(yīng)范圍在75～330 mm 之間，最大幅值為255 mm，圖8 的最大位移響應(yīng)范圍在8～20 mm 之間，最大幅值僅為12 mm，運(yùn)動(dòng)響應(yīng)大大減??；(3)取1 個(gè)周期，對(duì)治理前后跨中位移時(shí)程曲線的對(duì)比分析，如圖9 所示。可見(jiàn)，通過(guò)設(shè)置鋼架支撐在懸跨管道的跨中，使得到管道的位移降低明顯，從而增加管道的穩(wěn)定性。

圖7 治理前位移時(shí)程曲線Fig.7 Time history curve of displacement before suspension treatment

圖8 治理后位移時(shí)程曲線Fig.8 Time history curve of displacement after suspension treatment

圖9 治理前后位移對(duì)比圖Fig.9 Comparison of time history displacement curves before and after suspension treatment

3.2 結(jié)構(gòu)優(yōu)化分析

3.2.1 參數(shù)敏感性分析

在管道懸跨段增加支撐以減小跨長(zhǎng)，提高管道的穩(wěn)定性，降低管道應(yīng)力和位移響應(yīng)，而且多跨管道的自振頻率比單跨的小，可以有效避免渦激振動(dòng)。為了兼顧成本與治理效果，選擇結(jié)構(gòu)支柱的半徑、高度、寬度以及包裹長(zhǎng)度、厚度作為參數(shù)，進(jìn)行對(duì)比分析管道的位移響應(yīng)和應(yīng)力分析，確定優(yōu)的治理方案，如圖10所示為改變支撐結(jié)構(gòu)時(shí)，管道的最大位移響應(yīng)曲線。

圖10 不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下的位移變化Fig.10 Comparison of time history displacement curves under different physical parameters

由圖10 可知：(1)圖a 中當(dāng)支柱半徑為0.1 m 時(shí)，管道跨中位移的幅值越來(lái)越大，可見(jiàn)支柱過(guò)于細(xì)長(zhǎng)，不能保證支撐結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。當(dāng)半徑為0.15 m、0.2 m 時(shí)，位移變化趨于穩(wěn)定，二者的位移時(shí)程曲線相當(dāng)接近，取支柱半徑為0.15 m 時(shí)已經(jīng)滿足結(jié)構(gòu)要求；(2)圖b 為不同支柱高度下，管道跨中位移的時(shí)程曲線，位移幅值基本相同，但位移最大值隨高度變化而增加，支撐高度可以根據(jù)工程實(shí)際來(lái)定；(3)圖c 為包裹長(zhǎng)度0.5 m、1 m 和1.5 m 時(shí)的位移時(shí)程曲線，三者的位移變化差異不明顯，包裹長(zhǎng)度為1.5 m 時(shí)，位移峰值相比前兩者降低2 mm，包裹長(zhǎng)度對(duì)降低管道的位移是有利的；(4)圖d 和圖e 為改變包裹結(jié)構(gòu)的厚度和支撐的寬度，對(duì)應(yīng)的位移時(shí)程曲線，比較接近，可見(jiàn)包裹厚度與支撐寬度的選取，符合結(jié)構(gòu)自身的穩(wěn)定性即可；(5)圖f 為改變支撐結(jié)構(gòu)橫撐厚度時(shí)，跨中位移的時(shí)程變化曲線。當(dāng)橫撐厚度為0.05 m 時(shí)，位移曲線的波動(dòng)比較明顯，這也說(shuō)明板太薄，結(jié)構(gòu)自身穩(wěn)定性較差，從而影響管道的位移響應(yīng)。

3.2.2 不同治理方法對(duì)比分析

基于上節(jié)分析以及成本控制的考慮，將鋼架支撐(包裹長(zhǎng)度取1 m)和采用沙袋覆蓋(覆蓋長(zhǎng)度分別取1 m，3 m，5 m)兩種治理方法下，管道的位移變化曲線的對(duì)比分析。由圖11 可知：采用相同覆蓋長(zhǎng)度的沙袋和鋼結(jié)構(gòu)，顯然鋼架支撐的效果更好，沙袋只有1 m 的覆蓋長(zhǎng)度時(shí)，位移響應(yīng)不收斂，管道失穩(wěn)。而隨著沙袋覆蓋長(zhǎng)度的增大，位移響應(yīng)降低。

圖11 不同治理方法時(shí)跨中位移變化曲線Fig.11 Comparison of time history displacement curves under different suspension treatment method

4 結(jié)論

考慮管土相互作用，運(yùn)用有限元軟件ABAQUS 得到了靜、動(dòng)載荷聯(lián)合作用下的臨界跨長(zhǎng)，分析了管道邊界條件和軸向力對(duì)管道應(yīng)力或位移的影響，并對(duì)鋼架支撐的治理方法進(jìn)行參數(shù)敏感性分析，具體結(jié)論如下：

(1)靜、動(dòng)載荷聯(lián)合作用下的臨界跨長(zhǎng)與規(guī)范法和振動(dòng)方法相接近，而且振動(dòng)方法中渦激頻率小于0.7倍自振頻率的標(biāo)準(zhǔn)比根據(jù)約化速度小于門(mén)檻值的標(biāo)準(zhǔn)所得結(jié)果更為保守。

(2)管土耦合邊界得到的應(yīng)力比簡(jiǎn)化方法的略小；軸向力對(duì)管道跨中撓度有很大影響，工程中應(yīng)盡量避免軸向壓力的產(chǎn)生。

(3)針對(duì)鋼架支撐的治理方法，進(jìn)行參數(shù)敏感性分析。其中支柱半徑和高度對(duì)管道位移響應(yīng)的影響較大，而改變鋼架橫撐的寬度、厚度則基本無(wú)影響。為了改善治理效果，提高海底管道的穩(wěn)定性，在懸跨管道上設(shè)置包裹結(jié)構(gòu)，并對(duì)包裹部分的長(zhǎng)度和厚度進(jìn)行敏感性分析，發(fā)現(xiàn)包裹長(zhǎng)度可降低管道的位移響應(yīng)。

(4)選擇沙袋覆蓋與鋼架支撐方法進(jìn)行對(duì)比分析。沙袋覆蓋經(jīng)濟(jì)性較好，但是在海流流速較大時(shí)，其穩(wěn)定性較差。