婁 敏，王艷紅，明海芹

(1. 中國石油大學(xué)(華東) 石油工程學(xué)院，山東 青島 266580；2.中集來福士海洋工程有限公司，山東 煙臺 264000)

拋錨撞擊水下管匯的數(shù)值模擬研究

婁 敏1，王艷紅1，明海芹2

(1. 中國石油大學(xué)(華東) 石油工程學(xué)院，山東 青島 266580；2.中集來福士海洋工程有限公司，山東 煙臺 264000)

船舶拋錨撞擊水下管匯會影響到管匯的正常作業(yè)，基于ANSYS/LS-DYNA動力學(xué)分析軟件，建立錨-水下管匯-海床土體的三維有限元模型，對拋錨碰撞水下管匯的過程進行數(shù)值仿真。通過求解水下管匯受碰撞后的等效應(yīng)力、應(yīng)變的時間歷程及受撞擊部位的凹陷損傷深度，發(fā)現(xiàn)最大等效應(yīng)力點出現(xiàn)在管匯與錨接觸位置處，管匯的碰撞部位最終發(fā)生凹痕變形。同時討論錨與管匯接觸面的形狀以及海床土體對水下管匯損傷程度的影響，當沖擊能量相同時，錨與水下管匯的碰撞接觸面積越小，水下管匯的損傷深度就越大；當錨與管匯接觸的接觸面積相同時，沖擊能量越大，水下管匯的損傷變形越大。海床土體的剪切彈性模量對管匯的凹陷損傷深度以及最大等效應(yīng)力影響與沖擊能量有關(guān)，海床土體的內(nèi)摩擦角對管匯的碰撞影響較小。

水下管匯；碰撞損傷；數(shù)值仿真；船舶拋錨；海床土體；水下生產(chǎn)系統(tǒng)

Abstract: The impact of the ship's anchor on the submarine manifold will affect the normal operation of a manifold. Based on ANSYS/LS-DYNA—the dynamics analysis software, and by establishing a 3D finite element model of anchor, submarine manifold and seabed soil, the process of a submarine manifold impacted by anchor is simulated. By computing the time history of equivalent stress and strain and the dent depths of the impacted elements of submarine manifold, it is found that the maximum equivalent stress appears in the contact position between the manifold and the anchor, eventually the collision part of manifold will have dent deformation. At the same time, the effect of the interface’s shape between anchor and manifold, and the seabed soil are discussed. When the impact energy is identical, the smaller the contact area between anchor and submarine manifold, the greater the damage depth of the submarine manifold; when the contact area between anchor and submarine manifold is definite, the greater the impact energy, the larger the damage deformation the submarine manifold will suffer.The effect of the shear modulus of seabed soil on the depression damage depth of a manifold and the maximum equivalent stress is related to the impact energy, and the internal friction angle of the seabed soil has little effect on the impact of the manifold.

Keywords: submarine manifold; collision damage; numerical simulation; anchor; seabed soil; submarine production system

水下生產(chǎn)系統(tǒng)由于其在開發(fā)深水油氣田和邊際油氣田時具有明顯的綜合經(jīng)濟優(yōu)勢，已被世界上很多國家作為油田開發(fā)的一種重要方式廣泛研究和應(yīng)用[1]。近年來水下生產(chǎn)系統(tǒng)在國內(nèi)的應(yīng)用逐步增多，水下管匯作為水下生產(chǎn)系統(tǒng)中的一個重要組成部分，是一種基于重力的大型水下設(shè)備，作為油、氣生產(chǎn)的匯集和分配中心，主要將不同井口產(chǎn)出的多路流體匯集后，借助盡可能少的管線外輸，同時向各個井口分配流體，進行注水、注氣、注化學(xué)藥劑等操作，能夠極大地優(yōu)化海底生產(chǎn)設(shè)施的布局，減少管線的使用數(shù)量。由于水下管匯生產(chǎn)作業(yè)條件的特殊性，一旦發(fā)生失效，不但會對生產(chǎn)活動與生活造成影響，造成巨大的經(jīng)濟損失，還會造成海洋環(huán)境的污染，甚至引發(fā)生態(tài)災(zāi)難。因此，對水下管匯進行分析研究是很有必要的。

目前國外水下生產(chǎn)技術(shù)已較為成熟，有一定的應(yīng)用基礎(chǔ)。我國水下生產(chǎn)系統(tǒng)的設(shè)計、建造和安裝尚處于起步階段，工程經(jīng)驗缺乏，技術(shù)儲備較少，同國外相比差距很大，這一現(xiàn)狀影響了我國深海油氣資源的開發(fā)[2-4]。目前國內(nèi)外對水下管匯的損傷疲勞、動力響應(yīng)等方面的研究寥寥無幾，但對于管道碰撞的研究已有較為成熟的發(fā)展。Wierzbicki等[5]綜合了管道初始軸向力對吸收能量和凹陷深度的影響關(guān)系，提出了管道的凹陷深度-吸收能量的經(jīng)驗公式，并對忽略剪切力作用下的情況提出了撞擊力公式。Bai等[6]提出了圓形管道被擠壓時擠壓部位接觸力的大小和彈性變形的對應(yīng)關(guān)系。Katteland等[7]對水深較大海域中的海底管道受到墜落物撞擊時的風(fēng)險進行分析，并結(jié)合實例給出了幾種不同墜落物體類型的荷載分布。Zeinoddini等[8]考慮到軸向預(yù)壓的影響，結(jié)合數(shù)值模擬參數(shù)給出了側(cè)向點荷載作用下的管線變形和破壞模式。Palmer等[9]在前人研究的基礎(chǔ)上做了海底管道的碰撞實驗，分析不同撞擊能量吸收情況對海底管道碰撞后果評估的影響。Gaudin等[10]從巖土工程的觀點出發(fā)，通過對管土相互作用的研究，可以協(xié)助設(shè)計管道的合理埋深。

基于對管道碰撞的研究方法，借助ANSYS/LS-DYNA建立水下管匯的三維碰撞模型，考慮海床土體的影響，模擬水下管匯受錨撞擊的動態(tài)響應(yīng)過程，分析水下管匯受錨擊后的等效應(yīng)力、應(yīng)變以及凹陷損傷變形行為，可為水下管匯的安全運營提供理論依據(jù)。

1 錨-水下管匯有限元模型的建立

1.1 模型的幾何參數(shù)及材料特性

文中建立的水下管匯模型是以某工程管匯為基礎(chǔ)，經(jīng)過簡化得到。水下管匯模型分為兩個部分：一是上部管道模型。海底管道尺寸參照海洋工程手冊中關(guān)于我國海上油氣田輸油、輸氣和注水管道統(tǒng)計表進行選取，為方便區(qū)分將管道編號為1～6，管道的尺寸如表1表示；管道材料為X65鋼，材料屬性如表2所示，采用隨動強化彈塑性模型模擬海底管道。二是下部基礎(chǔ)桁架模型。對基礎(chǔ)桁架模型，為方便網(wǎng)格劃分，減少單元數(shù)量，進而縮短計算時間，桁架簡化為交叉的長方體框架；文中使用雙線性隨動強化模型模擬基礎(chǔ)桁架，桁架的材料屬性如表3所示。

表1 管道尺寸表Tab. 1 Size of pipe

表2 管道的材料屬性Tab. 2 Material parameters of pipe

表3 基礎(chǔ)桁架的材料屬性Tab. 3 Material parameters of basic truss

在分析水下管匯的碰撞問題時就要考慮管匯與海床土體之間的相互作用。本文建立的土體模型為黏性土，考慮到海床土體的性質(zhì)，選用Drucker-Prager彈塑性有限元模型來模擬海床土體[11]，海床土體的D-P模型材料參數(shù)如表4所示。

表4 海床土體的D-P模型材料參數(shù)Tab. 4 Material parameters of the seabed 's D-P model

GB-T 546-1997規(guī)范中給出了霍爾錨的形狀及尺寸，以GB-T 546-1997規(guī)范為依據(jù)，建立錨的模型。錨的材料為ZG200-400，采用雙線性隨動強化模型來模擬，錨的材料參數(shù)如表5所示。

表5 錨的材料參數(shù)Tab. 5 Material parameters of anchor

另外，將附加水質(zhì)量以密度的形式加到錨上[12]?？紤]附加水質(zhì)量后的等效密度：

式中：ρe為考慮附加水質(zhì)量后的等效密度，kg/m3;ρd為錨的密度，kg/m3；ρw為海水的密度，1025kg/m3；Ca是附加質(zhì)量系數(shù)。

1.2 模型的建立

根據(jù)上節(jié)相關(guān)參數(shù)建立水下管匯的有限元模型如圖1所示，管道采用SHELL163殼單元，設(shè)置管道的材料屬性，建立管道單元模型；基礎(chǔ)桁架采用SOLID164實體單元，設(shè)置桁架的材料屬性，建立基礎(chǔ)桁架模型；墜落物采用SOLID164實體單元，設(shè)置墜落物的材料屬性，建立剛體模型；海床土體采用SOLID164實體單元，設(shè)置土體的材料屬性，建立海床土體模型。

海床的邊界條件：上表面為自由邊界不定義約束，下表面固定垂向位移(RY=0)，側(cè)面分別固定側(cè)向位移，即與YOZ平面平行的面約束X方向位移(RX=0)、與XOY平行的面約束Z方向位移(RZ=0)。

圖1 水下管匯的模型及網(wǎng)格Fig. 1 Model and mesh of submarine manifold

2 拋錨撞擊水下管匯的結(jié)果分析

研究水下管匯受錨撞擊后的動力響應(yīng)，重點是分析水下管匯中管道的動力響應(yīng)。管道動力響應(yīng)過程中錨與管道垂直碰撞時的應(yīng)力值最大[13]，因此在數(shù)值模擬時，假設(shè)錨從管匯正上方墜落。

DNV規(guī)范[14-15]指出：錨在水中的墜落速度取決于錨的形狀和質(zhì)量，并給出了錨在水中最終墜落速度的計算公式。根據(jù)DNV-RP-F107，物體下沉50～100 m時會達到一個終端速度，之后速度不再改變，該終端速度的計算公式：

式中：m為下沉物體的質(zhì)量，kg；V為下沉物體的體積，m3；CD為阻力系數(shù)；A為下沉物體在流向上的投影面積；vT為終端速度。

根據(jù)式(2)可以得到在一定水深時拋出錨的終端速度，對于文中建立的錨模型，當1 000 kg的錨在水中下落，能夠達到的最終墜落速度約為5 m/s。

2.1 管匯的mises應(yīng)力時程分析

當錨的質(zhì)量為1 000 kg，錨的墜落速度為5 m/s，水下管匯中的管道受撞擊部位不同時刻的應(yīng)力云圖如圖2所示。

圖2 不同時刻水下管匯的應(yīng)力云圖Fig. 2 Stress of submarine manifold at different time

分析圖2可知：錨最先與管道5開始接觸，t=0.019 5 s，管道5的應(yīng)力發(fā)生明顯變化。錨繼續(xù)下降，管道的應(yīng)力不斷增大，且應(yīng)力區(qū)域沿管道6(管道4與管道5的連接管)的軸向擴展。t=0.021 s，管道5的應(yīng)力達到第一個峰值(844.6 MPa)，此時，管道連接處的應(yīng)力發(fā)生明顯變化，在t=0.025 4 s達到最大值(最大應(yīng)力693.5 MPa)。t=0.028 5 s，管道5的應(yīng)力再次達到峰值(最大應(yīng)力781.1 MPa)，應(yīng)力的最大值出現(xiàn)在管道與錨的接觸位置。

另外，應(yīng)力沿管道5的軸向發(fā)展的同時，還沿管道6發(fā)展，但最大應(yīng)力值小于撞擊接觸位置的最大應(yīng)力值。因此，在整個撞擊過程中，應(yīng)力的最大值出現(xiàn)在錨與管道5的碰撞位置(如圖3和圖4所示)。

圖3 水下管匯受撞擊部位單元示意Fig. 3 The schematic diagram of the impact element of submarine manifold

圖4 水下管匯受撞擊部位單元的等效應(yīng)力Fig. 4 The equivalent stress of the impact element of submarine manifold

2.2 水下管匯凹陷變形時程分析

當錨的質(zhì)量為1 000 kg，錨的墜落速度為5 m/s，水下管匯受錨撞擊部位不同時刻的凹陷變形橫截面圖如圖5所示。

圖5 不同時刻水下管匯受撞擊部位凹陷變形橫截面圖Fig. 5 Cross-section deformation of the impact site of submarine manifold in different time

圖6 節(jié)點A、B示意圖Fig. 6 The schematic diagram of nodes A and B

管匯受錨擊后先發(fā)生彈性變形，隨著錨繼續(xù)下落，管匯的變形加劇，開始產(chǎn)生塑性變形。t=0.019 5 s時刻，錨與管匯開始接觸，管匯開始產(chǎn)生明顯變形；t=0.022 5 s，管匯變形首次達到一個峰值(11.2 mm)；一段時間后，錨與管匯慢慢發(fā)生分離，管匯上產(chǎn)生的彈性變形慢慢恢復(fù)，管匯的凹陷變形變??；t=0.03 s，由于管匯受撞擊后，在豎直方向上會產(chǎn)生振動，錨與管匯發(fā)生二次接觸，管匯的凹陷變形再次變大，達到新的峰值(12.2 mm)，短時間的接觸后，錨與管匯再次分離，管匯的凹陷變形再次減小，漸漸趨于穩(wěn)定。由于在管匯上產(chǎn)生的塑性變形是不可恢復(fù)的，最終在管匯的錨擊部位會留下一個凹痕，最終凹陷變形深度為2.7 mm。

這里認為水下管匯的凹陷損傷深度為錨與水下管匯碰撞中心位置橫截面的最上端的節(jié)點A與最下端的節(jié)點B的y方向的位移的差值(如圖6～8所示)。

圖7 節(jié)點A、B的垂向位移時程曲線Fig. 7 The vertical displacement time history curve of nodes A and B

圖8 節(jié)點A、B的垂向位移差值時程曲線Fig. 8 The vertical displacement difference between nodes A and B

2.3 錨與管匯接觸面的形狀對碰撞結(jié)果的影響

考慮錨與管匯接觸面的形狀對碰撞損傷的影響主要是通過改變錨的墜落角度來實現(xiàn)的，如圖9是計算時考慮的三種錨與管匯接觸面的形狀。計算不同沖擊能量下水下管匯的凹陷損傷深度及應(yīng)力，計算結(jié)果如圖10所示。

圖9 錨與管匯接觸面的三種形狀Fig. 9 The interface’s shape between the anchor and manifold

當沖擊能量為2 kJ，錨與管匯接觸為形狀一時，造成水下管匯的凹陷損傷深度為0.2 mm；錨與管匯接觸面為形狀二時，造成水下管匯的凹陷損傷深度為0.3 mm；錨與管匯接觸面為形狀三時，造成水下管匯的凹陷損傷深度為3.2 mm。

當沖擊能量為12.5 kJ，錨與管匯接觸面為形狀一時，造成水下管匯的凹陷損傷深度為1.2 mm；錨與管匯接觸面為形狀二時，造成水下管匯的凹陷損傷深度為2.7 mm；錨與管匯接觸面為形狀三時，造成水下管匯的凹陷損傷深度為6.9 mm。

當沖擊能量為24.5 kJ，錨與管匯接觸面為形狀一時，造成水下管匯的凹陷損傷深度為3.3 mm；錨與管匯接觸面為形狀二時，造成水下管匯的凹陷損傷深度為7.0 mm；錨與管匯接觸面為形狀三時，造成水下管匯的凹陷損傷深度為17.5 mm。

由此可得：在同一沖擊能量下，錨與管匯接觸面為形狀三時對水下管匯的損傷最大，錨與管匯接觸面為形狀二時次之，錨與管匯接觸面為形狀一時最小。這是因為錨與水下管匯的接觸面積越小，水下管匯損傷面積越小，損傷深度就越大。

另外，從圖10中還可以得到：錨與管匯接觸面的形狀相同時，沖擊能量越大，水下管匯的損傷變形越大。

在撞擊過程中，當應(yīng)力的最大值大于管材的屈服強度448 MPa時，就會產(chǎn)生塑性變形。針對三種錨與管匯的接觸面形式，分別計算不同沖擊能量對管匯的最大應(yīng)力的影響，比較不同碰撞接觸面下，應(yīng)力最大值達到管匯的屈服強度448 MPa所需要的沖擊能量，計算結(jié)果如圖11所示。

當錨與管匯接觸面為形狀一時，應(yīng)力最大值達到管匯的屈服強度448 MPa對應(yīng)的沖擊能量為1.13 kJ；當錨與管匯接觸面為形狀二時，應(yīng)力最大值達到管匯的屈服強度448 MPa對應(yīng)的沖擊能量為0.76 kJ；當錨與管匯接觸面為形狀三時，應(yīng)力最大值達到管匯的屈服強度448 MPa對應(yīng)的沖擊能量為0.55 kJ。

由此可得：在碰撞過程中，錨與管匯接觸面為形狀三時，水下管匯的應(yīng)力達到屈服強度所需要的沖擊能量最小，最易發(fā)生塑性變形；錨與管匯接觸面為形狀二時次之，錨與管匯接觸面為形狀一時所需要的沖擊能量最大。

圖10 接觸面形狀對管匯損傷深度的影響Fig. 10 The influence of the interface’s shape on the manifold damage depth

圖11 最大等效應(yīng)力隨沖擊能量變化圖Fig. 11 The maximum equivalent stress with impact energy change

2.4 海床土體對碰撞的影響

2.4.1 海床土體的剪切彈性模量影響分析

剪切彈性模量是指在彈性變形比例極限范圍內(nèi)，切應(yīng)力與切應(yīng)變的比值。剪切彈性模量越大，則表示土體的剛性越強。

分別取不同的海床土體的剪切彈性模量，沖擊能量為12.5 kJ、24.5 kJ及100 kJ時，管匯的凹陷損傷深度及最大等效應(yīng)力的計算結(jié)果如圖12和圖13所示。

沖擊能量為12.5 kJ：海床土體的剪切彈性模量為5 MPa時，管匯的凹陷損傷深度為2.75 mm，最大等效應(yīng)力為831.6 MPa；海床土體的剪切彈性模量為15 MPa時，管匯的凹陷損傷深度為2.75 mm，最大等效應(yīng)力為831.6 MPa；當海床土體的剪切彈性模量為25 MPa時，管匯的凹陷損傷深度為2.75 mm，最大等效應(yīng)力為832.2 MPa。

圖12 剪切彈性模量對凹陷損傷深度的影響Fig. 12 The effect of shear elastic modulus on the depth of the dent damage

圖13 剪切彈性模量對最大等效應(yīng)力的影響Fig. 13 The effect of shear elastic modulus on the maximum equivalent stress

沖擊能量為24.5 kJ：海床土體的剪切彈性模量為5 MPa時，管匯的凹陷損傷深度為7.05 mm，最大等效應(yīng)力為883.13 MPa；海床土體的剪切彈性模量為15 MPa時，管匯的凹陷損傷深度為7.1 mm，最大等效應(yīng)力為883.09 MPa；當海床土體的剪切彈性模量為25 MPa時，管匯的凹陷損傷深度為7.1 mm，最大等效應(yīng)力為883.32 MPa。

沖擊能量為100 kJ：海床土體的剪切彈性模量為5 MPa時，管匯的凹陷損傷深度為41.15 mm，最大等效應(yīng)力為1 000.49 MPa；海床土體的剪切彈性模量為15 MPa時，管匯的凹陷損傷深度為41.975 mm，最大等效應(yīng)力為1064.3 MPa；海床土體的剪切彈性模量為25 MPa時，管匯的凹陷損傷深度為42.6 mm，最大等效應(yīng)力為1 079.3 MPa。

由此可知：沖擊能量較小時，伴隨海床土體的剪切彈性模量的增大，管匯的凹陷損傷深度和管匯的最大等效應(yīng)力的變化較小，而沖擊能量較大時，管匯的凹陷損傷深度和管匯的最大等效應(yīng)力隨海床土體的剪切彈性模量的增大而增大。

2.4.2 海床土體的內(nèi)摩擦角影響分析

保持土體的其他參數(shù)不變，分別取不同海床土體的內(nèi)摩擦角，沖擊能量為12.5 kJ、24.5 kJ及100 kJ時，管匯的凹陷損傷深度及最大等效應(yīng)力的計算結(jié)果如圖14和圖15所示。

沖擊能量為12.5 kJ：海床土體的內(nèi)摩擦角為5°時，管匯的凹陷損傷深度為2.7 mm，最大等效應(yīng)力為844.61 MPa；海床土體的內(nèi)摩擦角為20°時，管匯的凹陷損傷深度為2.7 mm，最大等效應(yīng)力為844.61 MPa；海床土體的內(nèi)摩擦角為40°時，管匯的凹陷損傷深度為2.7 mm，最大等效應(yīng)力為844.61 MPa。

沖擊能量為24.5 kJ：海床土體的內(nèi)摩擦角為5°時，管匯的凹陷損傷深度為7.0 mm，最大等效應(yīng)力為872.5 MPa；海床土體的內(nèi)摩擦角為20°時，管匯的凹陷損傷深度為7.0 mm，最大等效應(yīng)力為872.5 MPa；海床土體的內(nèi)摩擦角為40°時，管匯的凹陷損傷深度為7.0 mm，最大等效應(yīng)力為872.5 MPa。

沖擊能量為100 kJ：海床土體的內(nèi)摩擦角為5°時，管匯的凹陷損傷深度為41.975 mm，最大等效應(yīng)力為1 064.1 MPa；海床土體的內(nèi)摩擦角為20°時，管匯的凹陷損傷深度為41.975 mm，最大等效應(yīng)力為1 064.1 MPa；海床土體的內(nèi)摩擦角為40°時，管匯的凹陷損傷深度為41.975 mm，最大等效應(yīng)力為1 064.1 MPa。

由此可知：對于黏性土而言，伴隨海床土體內(nèi)摩擦角的增大，管匯的凹陷損傷深度及最大等效應(yīng)力值的變化較小。

圖14 內(nèi)摩擦角對凹陷損傷深度的影響Fig. 14 The effect of internal friction angle on the depth of the dent damage

圖15 內(nèi)摩擦角對最大等效應(yīng)力的影響Fig. 15 The effect of internal friction angle on the maximum equivalent stress

3 結(jié) 語

基于ANSYS/LS-DYNA動力學(xué)分析軟件，建立錨-管匯-海床土體的碰撞計算模型。分析了管匯受墜物沖擊時等效應(yīng)力和變形的變化情況，最大等效應(yīng)力點出現(xiàn)在管匯與錨接觸位置處，管匯受撞擊后，錨與管匯的接觸位置會發(fā)生明顯的變形，最終在管匯上留下變形凹痕。錨與水下管匯的碰撞接觸面積越小，水下管匯的損傷深度就越大，且水下管匯的應(yīng)力達到屈服強度所需要的沖擊能量也越小，即越易發(fā)生塑性變形。錨與管匯接觸面的形狀相同時，沖擊能量越大，水下管匯的損傷變形越大。沖擊能量較小時，海床土體的剪切彈性模量對管匯的凹陷損傷深度以及最大等效應(yīng)力影響較小，而沖擊能量較大時，管匯的凹陷損傷深度和管匯的最大等效應(yīng)力隨海床土體的剪切彈性模量的增大而增大。對于黏性土體而言，海床土體的內(nèi)摩擦角對管匯的碰撞影響作用非常微弱。

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Numerical simulation of anchor impacting submarine manifold

LOU Min1, WANG Yanhong1, MING Haiqin2

(1. College of Petroleum Engineering, China University of Petroleum (East China), Qingdao 266580, China; 2. CIMC Raffles Offshore Engineering Co.， Ltd., Yantai 264000, China)

1005-9865(2016)04-0038-09

P756.2

A

10.16483/j.issn.1005-9865.2016.04.006

2015-07-11

國家自然科學(xué)基金(51309241，51579245)

婁 敏(1981-)，女，博士，副教授，主要從事海底管道設(shè)計、建造及在位研究。E-mail:shidaloumin@163.com