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海底悬空管道的动力响应问题研究方法卢召红;高珊珊;刘迎春;闫亮【摘要】在归纳了国内外学者对海底悬空管道动力响应研究成果的基础上,总结出了关于求解波浪荷载的方法、悬空管道模态分析方法及影响动力效应的主要因素,为海底悬空管道的进一步研究分析和设计施工奠定了基础.【期刊名称】《山西建筑》【年(卷),期】2017(043)018【总页数】4页(P12-15)【关键词】波浪荷载;模态分析;动力响应;悬空管道【作者】卢召红;高珊珊;刘迎春;闫亮【作者单位】东北石油大学土木建筑工程学院,黑龙江大庆 163318;东北石油大学土木建筑工程学院,黑龙江大庆 163318;东北石油大学土木建筑工程学院,黑龙江大庆 163318;东北石油大学土木建筑工程学院,黑龙江大庆 163318【正文语种】中文【中图分类】TU311目前，随着海上油气开采量的逐年剧增，海底管道已成为海上油气输送的主要方式之一[1]。
然而，海底管道因波浪冲刷、残余应力等原因形成悬空节段。
悬空节段长期受波浪荷载、潮流冲刷、地震力等往复作用，易形成涡激振动，增加管道的失稳破坏风险[2]。
一旦海底管道发生泄漏将严重的污染海洋环境,且很难立即完成管道修复恢复正常运营。
因此研究悬空管道的动力特性，分析影响动力响应因素，避免悬空管道失稳破坏显得尤为重要。
此文在归纳总结国内外学者对海底悬空管道动力响应研究成果的基础上，整理出波浪荷载的计算、模态分析、动力响应等方面的研究现状及发展趋势，提出了关于海底悬空管道动力响应的未来发展趋势，为进一步研究提供基础。
海底悬空管道主要承受波流荷载的作用，该作用对管道的影响较大[3]。
波流力经常成为海中结构物的主要控制荷载[4]，是决定设计方案和控制工程造价的重要因素之一。
海流流经悬空管跨时，对悬跨节段易产生涡激动力效应，动力效应是决定海底管道的使用周期和引起管道失稳的主要因素[5]。
因此波流力对管道的安全及疲劳破坏起着重要作用。
海底悬空管道的动力学分析王朝晖张宏（北京石油大学机电工程学院 102200）1 引言海上开发出来的油气大多是通过海底管道的形式进行输送的。
近海海底管道浅埋在海床的泥沙里，由于受海流的冲刷作用，有可能裸露出来，形成悬空管段。
悬空管段在各种海洋动力因素的影响下会出现随机振动，长期的振动影响会缩短管线的使用寿命，影响正常的油田生产。
目前，对于海底水平悬空管道的动力学研究还有很多不足；主要体现在有限元计算模型的建立上，即如何正确地模拟悬空管道结构及其边界条件。
本文尝试建立海底水平悬空管道的三维有限元计算模型，用Kelvin和Maxwell粘弹性模型近似模拟海底土壤对于管道的边界效应，并用该模型做了动力学模态分析和响应计算，且进一步提出了悬空海底管道的寿命预测模型，为今后对海底悬空管道的强度分析和寿命预测提供了新的参考方法。
2 海底管道有限元模型的建立2.1 问题的描述从我们得到的埕岛油田悬空管道的实际情况如下：管道为内外双层钢结构，内层为输油管，外层为保护管，两层钢管材质均为16Mn钢，在两层钢管的夹层中为“黄甲克”保温层。
从现场勘测来看，有两种悬空情况：1. 管道上岸水平悬空，管道登陆一端固定于岸基，另一端掩埋于近岸海底淤泥中。
2. 管道上平台水平悬空，管道一端固定于平台上，另一端掩埋于平台附近海底淤泥中。
3. 悬空管道的两端均掩埋于近岸海底淤泥中。
图1 管道上岸与上平台的悬空情况图2 悬空管道的两端均掩埋于近岸海底淤泥中4. 具体材料属性数据如下：1）内管：杨氏弹性模量：211/101.2m N ×泊松比：3.0管材密度（钢材密度加原油折算密度）：124083/4.m kg 温层：杨氏弹性模量：29/10181.3m N ×泊松比：035.保温层密度：603/m kg 外管：杨氏弹性模量： 211/101.2m N ×泊松比：3.0管材密度（钢材密度）：7850 3/m kg 2.2 水平悬空管道分析中的几个假设1.水平悬空管道始终是线弹性的。
海底管道悬跨原因及防护探究
陈祎;李硕鹏;王超;薛强;谭克杨;彭进
【期刊名称】《石油和化工设备》
【年(卷),期】2024(27)5
【摘要】海底管道悬跨是海底管道工程中的一项重要挑战,其对管道的安全和可靠性运行造成严重威胁。
本论文旨在研究海底管道悬跨的原因和防护措施。
首先,分析了泥沙冲刷,沙波沙脊等因素导致海底管道出现悬跨现象。
其次介绍了多种防护措施,包括砂袋回填、混凝土压块、复合柔性防护垫等,总结了各种防护措施的优点和局限性。
通过防护措施之间对比,以期本研究对于海底管道工程的设计和维护具有参考价值。
【总页数】4页(P10-12)
【作者】陈祎;李硕鹏;王超;薛强;谭克杨;彭进
【作者单位】中海油能源发展装备技术有限公司;中国石油大学
【正文语种】中文
【中图分类】TE9
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5.海底管道临界悬跨长度及受力分析
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海底管道临界悬跨长度及受力分析
刘成;贾贝贝;陈舒阳;孙富学
【期刊名称】《现代隧道技术》
【年(卷),期】2024(61)1
【摘要】受到非线性波浪荷载的长期作用,浅水区海底管道附近的海床极易发生局部冲刷侵蚀和输移,从而导致管道悬空失稳。
为保证海底管道稳定,需要确定管道的临界悬跨长度。
基于莫里森公式给出浅水区管道悬跨段所受的波浪力,根据管道最大弯曲应力与材料许用应力的关系确定临界悬跨长度。
依据实际工程选取材料参数,采用Flac 3D数值计算软件分析悬跨长度、波浪要素对海底管道受力分布的影响,给出跨中弯矩修正系数k的变化规律。
结果表明:悬跨情形下结构弯矩的数值解大于理论公式解,但随着悬跨长度增加,二者差值有减小趋势;跨长相同时,波高增加、波长减小或周期增长将引起管道变形量和最大弯矩的增大;随着跨长的增大,最大弯矩将向悬跨端附近迁移,说明管道的破坏点位置与跨长有关。
将分析结果应用于实际案例分析,可以为悬跨管道失效判断和维护时机的确定提供依据。
【总页数】9页(P165-173)
【作者】刘成;贾贝贝;陈舒阳;孙富学
【作者单位】南京林业大学土木工程学院;温州大学建筑工程学院
【正文语种】中文
【中图分类】U459.9
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多点地震动作用下海底悬跨管道非线性分析的开题报告一、立题背景海底悬挂管道是一种将海上平台与海底固定设施连接的关键管道，在海洋石油勘探开发中得到广泛应用。
随着水深的加深，海底悬挂管道的尺寸和复杂程度也不断增加，其运行安全问题日益受到关注。
地震是影响海底悬挂管道运行安全的重要因素，多点地震动冲击作用下的海底悬挂管道响应分析是解决这一问题的重要途径。
二、研究内容本研究旨在对多点地震动作用下的海底悬挂管道进行非线性分析，具体研究内容如下：1. 建立分析模型：通过有限元方法建立海底悬挂管道的分析模型，考虑管道结构的非线性特性。
2. 地震动输入：选择适当的地震动记录，确定多点地震动输入下的地震动时程。
3. 管道响应分析：在多点地震动作用下，对海底悬挂管道的响应特性进行分析，包括管道的位移、应变、动应力等。
4. 稳定性分析：通过管道的塑性失稳点分析，探究多点地震动作用下海底悬挂管道的稳定性问题。
三、研究意义本研究通过对多点地震动作用下的海底悬挂管道进行非线性分析，可以更加全面地掌握海底悬挂管道的地震响应特性，为海底悬挂管道运行安全提供理论依据。
同时，研究成果还可以为类似问题的分析提供参考。
四、研究难点海底悬挂管道作为一种非常特殊的结构，其响应分析非常复杂。
本研究在进行分析时需要克服以下难点：1. 地震动输入的时空变化对管道响应的影响没有得到很好的考虑。
2. 管道的非线性特性、海底地形等因素没有完全考虑进去。
3. 稳定性分析方法的可靠性和适用性需要更进一步的研究。
五、预期成果通过对多点地震动作用下的海底悬挂管道进行非线性分析，可以得出以下预期成果：1. 获得多点地震动作用下海底悬挂管道响应的详细特征。
2. 探究多点地震动作用下海底悬挂管道的稳定性问题。
3. 完善海底悬挂管道在地震作用下的设计规范和安全评价方法。
4. 对近海海底工程结构的地震响应特性进行深入研究，为海洋工程安全提供理论依据。
海洋立管流固耦合动力特性研究随着经济的高速发展，中国的能源需求越来越大。
在海上能源开发技术方面，海洋立管的设计一直是技术难题。
海洋立管由于所处的环境十分复杂，当外界激励频率与立管自身的固有频率接近时易发生共振现象，导致立管的损坏，进而影响海上石油开采工作，甚至会污染海洋环境。
所以，对海洋立管固有频率及其影响因素的研究具有一定的现实和理论意义。
本文通过建立海洋立管模型，分析其所处的环境，根据Hamilton能量方程，建立起海洋立管振动方程，并用幂级数方法对其求解，得到不同边界条件下的固有频率与流速、立管长度之间的关系，给出减少共振现象的方法。
本文研究发现，立管的固有频率与流速和立管长度成反比关系。
标签：海洋立管;固有频率;幂级数法一、课题的研究背景及意义（一）社会背景能源，是我们人类赖以生存的基本条件，也是国民经济发展前行的重要战略物质基础。
目前，深海处石油的探明开采技术仍是中国的薄弱环节。
以钻井平台搭建、海底管线的铺设、水上相关生产系统的构建、保障水下相关生产系统及流动等领域最为典型。
目前，中国在深海作业方面的相关经验是较为匮乏的。
例如，在铺设海底管道时，虽然我国对于深度小于300 米的技术已经能够掌握，但对深海的管道铺设还存在着一定的技术盲区。
海底管线非常脆弱，它们的流动保护性、疲劳强度及涡激振动这些关键因素都必须考虑在内，稍有疏忽就会影响整个勘探开采的过程。
所以，中国想要对大海深处的石油进行开采，不仅仅需要一些高技术的钻井平台，相关支撑技术能否得到突破也显得尤为重要。
因此，我国必须加大对深海技术的开发，特别是一些关键领域的关键技术需要进行深入研究。
（二）海洋立管的现状海洋立管是海底采油系统的重要组成部分，是连接平台设备和水底设备的重要桥梁。
同时，深水立管也是深海工程结构中极易遭到损坏的部件，因为它们通常普遍受到管道内流体的流动和管道外海洋环境的双重负荷。
因为立管的长度与管壁厚度之比很大，并且在中间没有相应的保护结构，所以，在内流与外载荷共同作用下，立管可以产生多阶的高模态涡激振动、浪致振动和立管干涉振动等等。
海底管道悬空原因分析及防护方案对比朱鹏鹏; 甄莹; 曹宇光; 史永晋【期刊名称】《《管道技术与设备》》【年(卷),期】2019(000)006【总页数】5页(P6-10)【关键词】海底管道; 管道悬空; 防护方案; 防护原理【作者】朱鹏鹏; 甄莹; 曹宇光; 史永晋【作者单位】中国石油大学(华东) 山东省油气储运安全重点实验室山东青岛266580; 中石化胜利石油工程有限公司钻井工艺研究院山东东营 257000【正文语种】中文【中图分类】TE80 引言海底管道所处海洋环境复杂，服役期间需要承受内压、重力和温度等载荷作用，同时还可能面临拖网渔具的撞击、拖越和钩拉等第三方破坏。
因此，管道悬空位置极易发生断裂事故，会造成海底油气泄漏，对海洋生态环境造成破坏，管道停输维修会造成损失。
引发海底管道悬空的原因及治理管道悬空问题越来越受到重视。
1 海底管道悬空的原因长期处在复杂的海洋动力环境中，铺设的管道易变成悬空状态，例如，埕岛检测61条管道，其中悬空的管道56条，给正常的油气运输带来了极大的安全隐患[1-2]。
而导致管道悬空现象的因素是多方面的，包括海流、海底地形环境以及施工等因素[3-5]，大致分为如下几方面。
1.1 海底管道和海底构筑物的存在引发海管悬空海底管道和海底构筑物的存在会改变原有的流场，使得海流速度提高并形成漩涡。
冲刷与淤积是泥沙水力输移趋向平衡的结果[6]，若水流流速大于海床泥沙的启动速度，泥沙将被水流携带冲蚀掉，最终造成海底管道悬空或海底构筑物周围出现冲刷凹坑。
1.2 海底地形变化引发海管悬空海底地形通常是不规则且凹凸不平的，其给管道的保护带来了风险和安全隐患。
海底地形中有两类易引发海管悬空现象：(1)海底沙坡和沙脊变化迁移。
海底沙波和沙脊受控于水动力条件和沉积物粒度的组成，形成的地形易发生变化，导致铺设在其上的管道形成悬空，所以铺设管道时应该远离沙坡和沙脊。
(2)大范围的海床侵蚀，其容易引起整条海底管道悬空或多段管线部分悬空。
考虑流固耦合时的海底管道悬跨段非线性动力分析Ξ祖 楠,黄维平(中国海洋大学海岸与海洋工程研究所,山东青岛266071)摘 要: 通过对管道的涡激振动试验,提出了考虑流固耦合的非线性涡激升力表达式,并用该式进行了海底管线悬跨段非线性动力响应时程分析。
对考虑流固耦合与未考虑流固耦合情况下得到的管道动力响应时程进行对比,算例表明:当管外流场流速与管道顺流向振动速度值较接近时,不考虑流固耦合时的计算结果明显小于考虑流固耦合时的计算结果。
分析认为,在管外流场流速与管道顺流向振动速度值较接近的情况下,管道的涡激振动计算宜采用非线性涡激力模型。
关键词: 涡激升力;流固耦合;海底管道;时程分析中图法分类号: P756.2 文献标识码: A 文章编号: 167225174(2006)012168205 随着陆上石油资源的减少,海上油田的开发愈受重视,铺设了大量的海底输液管道。
由于海床不平坦或海流对不稳定海床的长期冲蚀等复杂因素的作用,埋设于海底的输液管道不可避免地出现悬空段。
当海流流经管道悬空段时,在一定的条件下,从结构两侧周期性地发生漩涡泄放现象从而产生作用在结构上的交变荷载。
当涡泄频率接近于结构的某一阶固有频率时,结构将发生垂直于流向的强烈共振现象,并且导致沿流向的振动和曳力增大。
因此研究海流引起的涡激升力及其对海底管道的动力作用是十分重要的[126]。
在对某油田铺设的数十条海底输液管道进行动力分析及损伤机理的试验研究时,发现实测的涡漩脱落作用在管道上的动水压力并非规则的简谐扰力,而是一窄带随机扰力(见本文2)。
在分析试验结果的基础上,本文提出了考虑流固耦合的非线性涡激升力表达式,并根据实验数据,应用有限元的方法,计算比较管道在考虑及未考虑流固耦合2种情况下由涡激振动引起的动力响应。
1 非线性涡激升力表达式现行的涡激升力表达式为[7]:F L ′=12ρLDV 2C L sin (ωs ′t )(1)其中:ρ为管外流体密度,L 为管道悬跨段长度,D 为管道外径,V 为管外流体流速,C L 为升力系数,其涡泄频率ωs′=2πS t V D,S t 为斯特哈尔数。
(1)式中,涡激升力在振幅和涡泄频率两方面含有速度项,在流场流速恒定情况下,涡激升力应为一振幅恒定、单一频率的规则简谐扰力。
图1 结构顺流向振动速度时程Fig.1 Timehistor yofhorizontalvibrationvelocityof pipeline据实验所得(实验已另文发表,见图1),为在某一恒定管外流场流速下,管道悬跨段中点处的顺流向振动速度时程。
由图1可知,在管外流场流速恒定情况下,结构也可产生顺向振动。
分析认为,当管外流体流经管线时,由于流体与结构相互作用,使管线周围的流体因结构的运动产生脉动分量,该脉动分量既而引起结构的振动。
由此可知,(1)式中速度项应是流体与结构之间的顺流动方向上的相对速度,需要考虑流固耦合。
因此当考虑流固耦合时,(1)式可写为:F L =12ρLD (V -U t )2C L sin (ωs t )(2)其中:U t 为管道振动时的顺流向速度,ωs 为漩涡泄放频率,ωs =2πS t (V -U t )D。
与(1)式相比,(2)式在涡激升力的振幅以及漩涡Ξ收稿日期:2005203214;修订日期:2005204220作者简介:祖 楠(19812),男,硕士生。
E 2mail:zunan81@第36卷 第1期 2006年1月 中国海洋大学学报PERIODICALOFOCEANUNIVERSITYOFCHINA36(1):168～172Jan.,2006泄放频率两方面考虑流固耦合,所得F L 为非线性涡激升力。
图2为某一恒定流场流速下(v =32cm/s ),按(2)式计算所得涡激升力频谱图。
图3为同一实验条件下实测涡激升力频谱图。
图2 计算涡激升力频谱Fig.2 S pectrumofcalculatedliftforcesforvortex 2inducedvibration图3 实测涡激升力频谱Fig.3 S pectrumofobservedliftforcesforvortex 2inducedvibration由图2可知,在考虑流固耦合情况下,涡激升力为一窄带随机扰力。
该涡激升力的频率,也即漩涡发放的频率,主要分布在0.5～0.68Hz 的频率范围内,其频程带中心频率为0.55Hz 。
该中心频率与按ωs ′=2πS t V D所得涡激升力频率值0.582Hz 相近。
由图3得,实测的涡激升力的频率主要集中在0.45～0.75Hz 的频率范围内,其频程带中心频率为0.578Hz,这与图4所得理论结果符合较好。
2 数值算例本文为了计算(2)式所示的非线性涡激升力下的管道动力响应,以实测涡激力的物理管道模型为计算模型,模型技术参数如下:模型材料采用UPVC 管。
模型长度L =10m ,外径D =110mm ,壁厚t p =3.2mm ,模型材料弹性模量E m =3.0GPa ,密度ρ为1546kg/m 3。
斯特哈尔数S t 取0.2,升力系数C L 取0.3[7]。
管外流场流速取5cm/s 和32cm/s2种情况。
管道两端固支。
图4 力传感器配置图Fig.4 Arran gementofforcesensors模型放在长50m,宽30m,深1m 的水池中,配备循环式潜水泵造流系统。
测试仪器为:OA 型直读多功能测速仪,可测定水流速。
力传感器,INV306G型智能数据采集分析仪,与微机连接可多通道同步采集处理数据。
在管道的顺流向方向上安装力传感器,如图6所示。
①～④为4个力传感器,用以测量顺流向动水压力及涡激升力。
D 为管道外径。
当来流向速度达到试验要求,流速稳定一段时间,开始记录实验数据。
采用Hermit 插值函数,管道涡激振动方程的有限元形式为[7]:[M ]{¨X }+[C ]{ X }+[K]{X}=[F ](3)其中[F ]是外部激励力矢量,[M ]是管道一致质量矩阵,[K ]是一致刚度矩阵,[C ]是瑞丽阻尼矩阵。
[C ]=a 0[M ]+a 1[K ],系数a 0和a 1由结构的一、三阶固有频率ω1和ω3,及其阻尼比求得,见式(4)。
ζ1ζ3=121ω1 ω11ω3 ω3a 0a 1(4)本算例中,用管线所受实测顺流向力作为外激励力,以求得管道振动时的顺流向速度U t 的时程,将其代入(2)式即得出考虑流固耦合情况下的涡激升力F L 。
以F L 作为外激励力,求解式(3),即得管道的涡激振动动力响应。
本文采用威尔逊θ法求解结构振动方程,θ取为1.4。
图5、图6分别给出了管外流场流速为5cm/s,32cm/s 时,得到的管道悬跨段中点处顺流向速度图(本算例计算了1000s 时程曲线,为便于观察,仅取其9611期祖 楠,等:考虑流固耦合时的海底管道悬跨段非线性动力分析中一段时程)。
图5 结构顺流向振动速度时程(v =5cm/s )Fig.5 Timehistor yofhorizontalvibrationvelocityof pipeline (v =5cm/s)图6 结构顺流向振动速度时程(v =32cm/s )Fig.6 Timehistor yofhorizontalvibrationvelocityof pipeline (v =32cm/s )由图5可知,管道振动时的顺流向速度U t 的最大值达到1.78cm/s,与流场流速5cm/s 相比,达到后者的35.6%。
与恒定管外流场流速相比,将两者的相对速度作为(2)式中的速度项,将对考虑流固耦合情况下涡激升力F L 的最大幅值及频率产生较大影响。
由图6可知,管道振动时的顺流向速度U t 的最大值达到3.13cm/s,与流场流速32cm/s 相比,是后者的9.78%。
由于两者的顺流向相对速度,与原恒定的管外流场流速差距较小,因此对于涡激升力F L 的最大幅值及漩涡泄放频率范围,流固耦合因素所能引起的改变也较小。
图7、图8分别给出了管外流场流速为5cm/s,32cm/s 时,在考虑和未考虑流固耦合2种情况下得到的管道悬跨段中点处横向加速度时程图。
图7 管道横向加速度比较(v =5cm/s )Fig.7 Comparisonoftransverseaccelerationsof pipeline (v =5cm/s)图8 管道横向加速度比较(v =32cm/s )Fig.8 Comparisonoftransverseaccelerationsof pipeline (v =32cm/s )由图7可知,在考虑流固耦合情况下,管道悬跨段中点处横向加速度的最大幅值为0.56mm/s 2,未考虑时为0.32mm/s 2,前者是后者的1.75倍。
且考虑时的加速度频率随时间变化较大。
表明当管道振动时的顺流向速度U t (见图5)与管外流场流速值在同一量级时,流固耦合的作用对管道的动力反应影响很明显。
由图8可知,考虑流固耦合情况下最大加速度值为4.6cm/s 2,未考虑时为6.4cm/s 2,前者是后者的71.9%。
加速度的波形平稳,频率变化不大。
表明当管道振动时的顺流向速度U t (见图6)与管外流场流速相比很小的时候,流固耦合的作用对管道的动力反应影响较弱。
图9、图10分别给出了管外流场流速为5cm/s,32cm/s 时,在考虑和未考虑流固耦合2种情况下得到的管道悬跨段中点处横向位移图。
071中 国 海 洋 大 学 学 报2006年图9 管道横向位移比较(v =5cm/s )Fig.9 Comparisonoftransversedisplacementsof pipeline (v =5cm/s)图10 管道横向位移比较(v =32cm/s )Fig.10 Comparisonoftransversedisplacementsof pipeline (v =32cm/s )3(Thesolidlinere presentsthefluid 2structureinteractionisconsid2eredandthedashedlinerepresentsres ponseswithoutconsiderin g ) 由图9可知,当管外流场流速较小时,考虑流固耦合情况下的管道最大横向位移为0.25mm,未考虑时为0.16mm,前者是后者的1.56倍。
考虑时的位移波形周期随时间变化较大。
由图10可知,考虑流固耦合情况下的管道最大横向位移为3.3mm,未考虑时为3.8mm,两者差异13.2%。
2种情况下得到的波形周期均相对保持平稳,变化不大。
3 结语本文提出了考虑流固耦合的非线性涡激升力模型,该模型与初步的实验结果吻合,并分别采用线性、非线性的涡激升力模型对管道悬跨段进行涡激振动分析,算例表明:当管外流体流速与管道顺流向振动速度较接近时,不考虑流固耦合时的计算结果明显小于考虑流固耦合时的计算结果,因此偏于不安全。
