劉小麗 李喬花 廖周全

(①山東省海洋環(huán)境地質(zhì)工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 青島 266100， 中國(guó)) (②中國(guó)海洋大學(xué)， 環(huán)境科學(xué)與工程學(xué)院， 青島 266100， 中國(guó))

0 引 言

海底管線常被稱為海洋油氣資源開發(fā)中的“生命線”，其安全問題歷來受到眾多研究者和海洋工程設(shè)計(jì)人員的關(guān)注。極端氣候下風(fēng)暴潮掀起的巨浪會(huì)導(dǎo)致管線周圍海床的液化進(jìn)而造成海底管線的失穩(wěn)破壞(張衍濤， 2009; 付長(zhǎng)靜等， 2014)，因此較多文獻(xiàn)對(duì)波浪作用下海底埋置管線周圍海床的響應(yīng)及液化特征進(jìn)行了計(jì)算研究。當(dāng)海床土滲透系數(shù)相對(duì)較小而波浪荷載相對(duì)較大時(shí)，波浪循環(huán)荷載下海床土的塑性變形會(huì)引起超孔隙水壓力的不斷累積，當(dāng)某一深度的累積孔壓超過其上覆有效應(yīng)力時(shí)，即引起該深度位置海床土的液化，進(jìn)而威脅管線的安全。

目前波浪作用下海床累積響應(yīng)的計(jì)算方法主要有兩種，第1種方法是直接利用彈塑性本構(gòu)模型來模擬循環(huán)荷載下孔壓的累積過程(Dunn et al.，2006;Ye et al.，2015; 王小雯等， 2018)，該種方法相對(duì)較為復(fù)雜，本構(gòu)模型的描述需要大量不易測(cè)試的參數(shù)，因而其應(yīng)用受到一定限制； 另一種方法是將循環(huán)剪切試驗(yàn)得到的半經(jīng)驗(yàn)孔壓累積源項(xiàng)表達(dá)式與滲流連續(xù)方程相結(jié)合以計(jì)算累積孔壓的發(fā)展過程(Seed et al., 1978)，該種方法因計(jì)算簡(jiǎn)便參數(shù)較少而得到了較多應(yīng)用(McDougal et al.，1989; 李小均等， 2009;Sumer et al.，2012)?；诳讐豪鄯e源項(xiàng)的方法雖然簡(jiǎn)單，但由于其未考慮累積孔壓與海床應(yīng)力的耦合效應(yīng)，可能會(huì)導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果出現(xiàn)較大偏差，因此，Liu et al. (2019)基于該方法的計(jì)算思想，提出了一種能夠考慮累積孔壓與海床應(yīng)力耦合發(fā)展的計(jì)算模型，且未增加額外的計(jì)算參數(shù)。

基于孔壓累積源項(xiàng)計(jì)算海床累積響應(yīng)的方法已經(jīng)被應(yīng)用于波浪作用下管線-海床系統(tǒng)的響應(yīng)分析中(Zhao et al.，2014; Foo et al.，2019)，但均未考慮累積孔壓與海床應(yīng)力的耦合效應(yīng)。波浪作用下孔壓累積與海床應(yīng)力的耦合效應(yīng)對(duì)埋置管線周圍海床累積響應(yīng)及其液化特征的影響如何，目前還未見相關(guān)的分析研究。為此，基于Liu et al. (2019)提出的計(jì)算模型，考慮累積孔壓與海床應(yīng)力的耦合效應(yīng)，對(duì)非線性行進(jìn)波作用下埋置管線周圍海床土的累積響應(yīng)特征進(jìn)行模擬計(jì)算，并通過與不考慮孔壓累積與海床應(yīng)力耦合計(jì)算結(jié)果的對(duì)比分析，揭示累積孔壓與應(yīng)力的耦合效應(yīng)對(duì)海底埋置管線周圍海床累積響應(yīng)特征的影響及其作用機(jī)制。

為了闡述方便，文中將未考慮孔壓累積與海床應(yīng)力耦合的累積響應(yīng)計(jì)算模型稱為“非耦合模型”，而將能夠考慮孔壓累積與海床應(yīng)力耦合發(fā)展的海床響應(yīng)計(jì)算模型稱為“耦合模型”。

1 數(shù)值模型

波浪作用下含埋置管線的海床響應(yīng)計(jì)算示意圖如圖 1 所示，其中：h為海床厚度，d為水深，H為波高，管線埋置在海床水平方向的中間位置，D為管徑，e為埋深(指管線中心到海床表面的距離)。波浪在海床表面沿x軸正方向傳播，海床土視為均勻各向同性的多孔彈性介質(zhì)。

圖 1 波浪作用下含埋置管線海床計(jì)算示意圖Fig. 1 Sketch of the wave-induced seabed response around a buried pipeline

1.1 海床響應(yīng)控制方程

海床響應(yīng)耦合計(jì)算模型的控制方程推導(dǎo)詳見Liu et al. (2019)的文獻(xiàn)，此處給出其控制方程為：

(1)

(2)

(3)

(4)

式中：Kf為孔隙水的彈性體積模量，Kf=2×109N·m-2；Sr為海床土體的飽和度；P0為絕對(duì)靜水壓力。

mv為海床土的體積壓縮系數(shù)，可表示為：

(5)

ψ為累積孔壓增長(zhǎng)函數(shù)(孔壓累積源項(xiàng))，可表示為：

(6)

式中： |τmax|為海床周期最大剪應(yīng)力；T為波浪周期；α=0.34Dr+0.084，β=0.37Dr-0.46，均為與海床相對(duì)密度有關(guān)的孔壓累積計(jì)算參數(shù)；Dr為土體相對(duì)密度；σ′0為初始平均有效應(yīng)力。

對(duì)于含埋置管線的海床，管線自重會(huì)影響周圍海床的初始平均有效應(yīng)力，因此，σ′0表達(dá)式為(Zhao et al.，2014)：

(7)

式中：σ′x0和σ′z0分別為重力作用下海床土的水平向和豎向有效正應(yīng)力。

根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)(Jeng et al.，2015)，非耦合模型海床的控制方程為：

(8)

式中：pres為波致累積孔隙水壓力，其余符號(hào)同上述。

1.2 管線計(jì)算控制方程

管線為彈性體，其平衡方程為：

(9)

(10)

式中：up、wp分別為管線的水平位移和豎向位移；Gp和μp分別為管線的剪切模量和泊松比。

1.3 邊界條件

考慮波浪的非線性特征，采用二階Stokes行進(jìn)波。在海床上表面，波致孔隙水壓力為海床表面的波壓力Pb(x，t)，其表達(dá)式為(Jeng et al.， 1997)：

Pb(x，t)=P0(C11cos(λx-ωt)+C02+

C20cos 2(λx-ωt)+C22cos 2(λx-ωt)

(11)

C11=1

(12)

(13)

(14)

(15)

海床底面為不透水剛性邊界，土體位移和孔隙水壓力豎向梯度均為0，即?p/?z=u=w=0； 海床兩側(cè)為周期性邊界； 管線表面為不透水邊界，即?p/?n=0； 設(shè)管線與周圍海床土共同位移，即管土邊界的位移保持連續(xù)。

已有研究表明，海床液化后對(duì)波浪的傳播具有一定的衰減效應(yīng)(Tong et al.，2018)，因而當(dāng)海床液化后，液化區(qū)海床土的性質(zhì)以及海床表面的邊界條件都會(huì)發(fā)生一定的變化，如何考慮這種變化，尚待更深入的理論與試驗(yàn)研究，本文同目前絕大部分文獻(xiàn)的處理方式相同(Ye et al.，2015; Foo et al.，2019)，暫對(duì)此不作考慮。

1.4 模型的求解

利用Comsol Multiphysics多場(chǎng)耦合有限元分析軟件建立數(shù)值計(jì)算模型并求解，耦合模型在求解過程中孔壓累積源項(xiàng)中的最大剪應(yīng)力項(xiàng)隨著波浪作用時(shí)間而進(jìn)行周期性更新。由于管線的存在會(huì)影響其周圍海床土體響應(yīng)，因此管線及其周圍土體區(qū)域?yàn)橹攸c(diǎn)研究區(qū)域，此部分的網(wǎng)格進(jìn)行了局部加密，如圖 2 所示。

2 模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算模型的可靠性，將本文的計(jì)算結(jié)果同Turcotte et al. (1984)的波浪水槽模型試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，試驗(yàn)中海床和管道參數(shù)見表 1，3組波浪參數(shù)分別標(biāo)注在圖 3 中； Cheng et al.(1986)也利用與此試驗(yàn)參數(shù)進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算結(jié)果的對(duì)比驗(yàn)證，對(duì)比結(jié)果如圖 3 所示。

表 1 試驗(yàn)參數(shù)Table 1 Parameters of the flume test

從圖 3 中可以看出，本文數(shù)值模型計(jì)算得到的結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果(Turcotte et al.，1984)以及文獻(xiàn)中數(shù)值計(jì)算結(jié)果(Cheng et al.， 1986)吻合較好，表明了本文數(shù)值計(jì)算模型的可靠性。

圖 3 波浪作用下埋置管線周圍孔壓對(duì)比圖Fig. 3 Comparison of wave-induced pore pressure around a buried pipeline

3 結(jié)果與討論

考慮管線自重對(duì)海床初始應(yīng)力場(chǎng)的影響，利用耦合模型和非耦合模型分別對(duì)波浪作用下含埋置管線的海床響應(yīng)進(jìn)行模擬計(jì)算，并通過對(duì)比分析，揭示管線周圍海床土響應(yīng)特征與機(jī)制。根據(jù)近海區(qū)域可能出現(xiàn)的極端波浪條件和海床土特征(常方強(qiáng)， 2009； 李佳峻等， 2017)，數(shù)值模型計(jì)算參數(shù)見表 2。

表 2 數(shù)值模型計(jì)算參數(shù)Table 2 Parameters of the numerical model

圖 4 海床初始豎向有效應(yīng)力分布圖Fig. 4 Isosurface of the initial vertical effective stress

圖 5 初始平均有效應(yīng)力分布圖Fig. 5 Isosurface of the initial mean effective stress

3.1 管線影響下的海床初始應(yīng)力場(chǎng)

為考慮管線自重對(duì)海床初始應(yīng)力場(chǎng)的影響，首先計(jì)算重力作用下含埋置管線海床的初始應(yīng)力場(chǎng)，結(jié)果如圖 4 和圖 5 所示，分別為管線周圍海床的初始豎向有效應(yīng)力與初始平均有效應(yīng)力等值面分布圖(應(yīng)力以拉為正，壓為負(fù))。

由圖 4 和圖 5 可以看出，受管線自重的影響，管線周圍海床的初始應(yīng)力不再是簡(jiǎn)單的線性分布，與無管線時(shí)相比，管線頂部和底部周圍海床的初始豎向有效應(yīng)力和平均有效應(yīng)力均有所增加，而在管線兩側(cè)靠近管線處則有所減小，例如，管線底部初始豎向有效應(yīng)力由無管線時(shí)的25 kPa增加為現(xiàn)在的30 kPa，增加量為20%。海床的初始應(yīng)力場(chǎng)對(duì)于累積孔壓的發(fā)展和海床液化都有重要影響，經(jīng)數(shù)據(jù)分析可知，在距離管線邊界約1.8 m處，管線自重對(duì)海床應(yīng)力的影響小于5%，可知管線自重的影響范圍約為距管線中心2倍管徑(2D)的區(qū)域。

海床初始應(yīng)力場(chǎng)會(huì)影響孔壓累積源項(xiàng)，進(jìn)而會(huì)對(duì)累積孔壓的發(fā)展產(chǎn)生影響(Zhao et al.，2014)，因此，本文基于上述考慮管線自重影響的海床初始應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行累積孔壓的發(fā)展計(jì)算。

3.2 管線周圍海床累積孔壓響應(yīng)特征與機(jī)制

3.2.1 海床累積孔壓發(fā)展特征

如圖 6 所示，為管線頂面、底面和側(cè)面各點(diǎn)以及相對(duì)應(yīng)的遠(yuǎn)端各點(diǎn)(遠(yuǎn)點(diǎn)，即不受管線影響的區(qū)域)累積孔壓隨時(shí)間的發(fā)展曲線。耦合模型的計(jì)算結(jié)果表明，管線周圍各點(diǎn)海床的累積孔壓發(fā)展速度均遠(yuǎn)快于同一深度遠(yuǎn)端各點(diǎn)的累積孔壓發(fā)展速度； 而非耦合的計(jì)算結(jié)果表明，管頂接觸點(diǎn)(點(diǎn)1)位置累積孔壓的發(fā)展速度小于其對(duì)應(yīng)遠(yuǎn)點(diǎn)(點(diǎn)2)累積孔壓的發(fā)展速度； 管中接觸點(diǎn)(點(diǎn)3)與其對(duì)應(yīng)遠(yuǎn)點(diǎn)(點(diǎn)4)的累積孔壓發(fā)展速度差異不大； 管底接觸點(diǎn)(點(diǎn)5)累積孔壓的發(fā)展則快于其遠(yuǎn)點(diǎn)(點(diǎn)6)處，至100個(gè)波浪作用周期(100T)時(shí)，兩者的累積孔壓相差約4 kPa。同時(shí)，可以發(fā)現(xiàn)，無論是管線周圍還是遠(yuǎn)端各點(diǎn)，考慮累積孔壓與海床應(yīng)力耦合效應(yīng)時(shí)的累積孔壓發(fā)展速度均快于非耦合模型，且兩種模型的計(jì)算結(jié)果在管線周圍各點(diǎn)處的差異相對(duì)更為顯著，例如，在管底接觸點(diǎn)處，波浪作用100T時(shí)耦合模型的累積孔壓相對(duì)于非耦合模型增大了約19%，而在對(duì)應(yīng)遠(yuǎn)點(diǎn)處耦合模型的累積孔壓較非耦合模型增大約6%。

圖 6 不同位置處累積孔壓隨時(shí)間變化對(duì)比圖Fig. 6 Comparison of development of residual pore pressures at different locations

兩種計(jì)算模型下累積孔壓的水平分布和發(fā)展特征，可以在圖 7 中得到更為清晰的展示。如圖 7 所示，耦合模型下管線對(duì)海床累積孔壓的發(fā)展影響相對(duì)較大，一方面管線周圍累積孔壓的數(shù)值遠(yuǎn)大于遠(yuǎn)端各點(diǎn)，另一方面，水平方向上管線對(duì)累積孔壓的影響范圍隨著波浪作用時(shí)間的增加而有所增大，例如，當(dāng)波浪作用時(shí)間為10T時(shí)，管底處的累積孔壓為13.6 kPa，遠(yuǎn)點(diǎn)處為8.6 kPa，管底處的累積孔壓相對(duì)于遠(yuǎn)點(diǎn)增大了58%，此時(shí)水平方向管線的影響范圍共約14D； 當(dāng)波浪作用時(shí)間為40T時(shí)，管底處的累積孔壓為27 kPa，相應(yīng)遠(yuǎn)點(diǎn)的累積孔壓為16.6 kPa，管底處累積孔壓相對(duì)于遠(yuǎn)點(diǎn)增大了63%，此時(shí)水平方向管線的影響范圍約32D。非耦合模型的計(jì)算結(jié)果表明，管線對(duì)累積孔壓的影響相對(duì)較小，首先，管線周圍累積孔壓的數(shù)值與遠(yuǎn)端相比差異較小，其次，水平方向上管線的影響范圍也相對(duì)較小，且該影響范圍基本不受波浪作用時(shí)間的影響，例如，波浪作用時(shí)間為10T和40T時(shí)，管底處累積孔壓分別為9.4 kPa和19 kPa，相對(duì)于遠(yuǎn)端累積孔壓均增加了約22%，且水平方向上管線的影響范圍約為9D。累積孔壓在管線頂面和中部水平截線上的分布特征與管線底部截面基本一致，只是在管線頂部端點(diǎn)處的累積孔壓相對(duì)有所減小，具體如圖 7 所示。

圖 7 管線附近海床的累積孔壓水平分布圖Fig. 7 Lateral distribution of residual pore pressure in the vicinity of the pipeline

耦合模型與非耦合模型下累積孔壓沿深度的分布特征如圖 8 所示，圖 8a和圖8b分別為耦合模型與非耦合模型下管線中心豎向截面與遠(yuǎn)端海床豎向截面的累積孔壓分布曲線。從圖 8 中可以明顯看出，當(dāng)考慮海床應(yīng)力與累積孔壓的耦合效應(yīng)時(shí)，管線周圍海床的累積孔壓明顯增大，且豎直方向上管線對(duì)累積孔壓的影響范圍隨著波浪作用時(shí)間的增加而有所增大，波浪作用為10T時(shí)管線對(duì)其下部海床累積孔壓的影響深度約為6D，當(dāng)波浪作用時(shí)間為40T時(shí)，管線對(duì)其下部海床累積孔壓的影響深度擴(kuò)大至18D。而當(dāng)不考慮海床應(yīng)力與累積孔壓的耦合效應(yīng)時(shí)，管線對(duì)其下部海床累積孔壓的影響深度約為2D，其影響深度相對(duì)較小且基本不隨波浪作用時(shí)間而變化。

圖 8 管線中心豎向截面與海床遠(yuǎn)端豎向截面的累積孔壓分布對(duì)比圖Fig. 8 Comparison of residual pore pressures along the vertical section across the central of the pipeline and that in the far field

沿管土交界面的海床累積孔壓分布如圖 9 所示，耦合模型與非耦合模型的計(jì)算結(jié)果均表明，管周下半部分海床的累積孔壓均較其上半部分發(fā)展更快，其中尤以管線底端點(diǎn)處孔壓的累積最為顯著，例如，考慮累積孔壓與海床應(yīng)力的耦合效應(yīng)， 30T時(shí)管線底端點(diǎn)累積孔壓相對(duì)于10T時(shí)累積孔壓的增加量為83%，而管線頂端點(diǎn)處的相應(yīng)累積孔壓增加量為33%。總體而言，在波浪作用的前30個(gè)周期管周孔壓增加較快，之后隨著波浪作用時(shí)間的增加，海床累積孔壓的發(fā)展速度有所減緩，這從圖 6 中累積孔壓隨時(shí)間的發(fā)展變化曲線中也可以看出。

圖 9 累積孔壓沿管土交界面分布對(duì)比圖Fig. 9 Comparison of residual pore pressures along the interface of pipeline and soils

3.2.2 海床累積孔壓發(fā)展機(jī)制

由前述分析可知，當(dāng)考慮累積孔壓與海床應(yīng)力的耦合效應(yīng)時(shí)，管線周圍和遠(yuǎn)端海床的累積孔壓發(fā)展速度均有所增大，尤其是管線附近區(qū)域，累積孔壓的增大較為顯著。根據(jù)Liu et al. (2019)的分析可知，在耦合模型下，水平方向累積孔壓的不均勻分布會(huì)導(dǎo)致海床循環(huán)剪應(yīng)力的不斷增加，從而會(huì)在較大程度上促進(jìn)累積孔壓的快速發(fā)展。如前述圖 7 所示，在管線周圍海床的累積孔壓沿水平方向的差異相對(duì)較大，這會(huì)導(dǎo)致該區(qū)域剪應(yīng)力的增加，如圖 10 所示，可以看出，隨著波浪作用周期的增加，管線周圍的海床剪應(yīng)變(剪應(yīng)力)也有所增大，而剪應(yīng)變的增大會(huì)明顯促進(jìn)累積孔壓的發(fā)展，因此，在管線附近區(qū)域海床的累積孔壓相較于遠(yuǎn)端海床有明顯的增大。當(dāng)不考慮累積孔壓與海床應(yīng)力的耦合效應(yīng)時(shí)，海床剪應(yīng)力因不受累積孔壓的影響而保持不變，因此其累積孔壓的發(fā)展相對(duì)較慢，且管線對(duì)海床累積響應(yīng)的影響范圍也相對(duì)較小。綜上所述，對(duì)于管線附近區(qū)域的海床，累積孔壓沿水平方向分布不均勻而導(dǎo)致的循環(huán)剪應(yīng)力的增大，是耦合模型相對(duì)于非耦合模型累積孔壓明顯增大的主要原因。

圖 10 海床剪應(yīng)變水平分布圖Fig. 10 Lateral distribution of soil shear strain

對(duì)于遠(yuǎn)離管線的區(qū)域，管線對(duì)累積孔壓的影響可以忽略，這些區(qū)域的累積孔壓在水平方向上分布均勻，因而剪應(yīng)力不隨波浪作用時(shí)間而變化； 這些區(qū)域內(nèi)耦合模型計(jì)算的海床累積孔壓大于非耦合模型計(jì)算得到的累積孔壓，其根本原因在于累積孔壓豎向分布的不均勻而導(dǎo)致的海床平均有效正應(yīng)力的差異(Liu et al.，2019)，不同深度處耦合模型和非耦合模型平均有效正應(yīng)力的差異曲線如圖 11 所示，深度越大，平均有效正應(yīng)力的差異就越大，因而兩種模型計(jì)算所得到的累積孔壓的差異也就越大。

圖 11 遠(yuǎn)點(diǎn)處海床平均有效正應(yīng)力差值Fig. 11 Difference of the mean effective stress in the far field

3.3 含埋置管線海床漸進(jìn)液化特征

當(dāng)海床某深度位置的超靜孔隙水壓力大于其初始豎向有效應(yīng)力時(shí)，該深度位置的土體會(huì)發(fā)生液化(Okusa， 1985)，液化準(zhǔn)則的表達(dá)式為(有效應(yīng)力以拉為正)：

pres+σ′z0>0

(16)

基于上述液化準(zhǔn)則，對(duì)不同波浪作用時(shí)間下的海床液化區(qū)進(jìn)行分析，結(jié)果如圖 12 所示。耦合模型下管線周圍海床的液化深度相對(duì)較大，隨著波浪作用時(shí)間的增加，液化區(qū)在豎向自上而下不斷發(fā)展，水平方向上液化區(qū)從管線附近逐漸向兩側(cè)不斷擴(kuò)展，至20T時(shí)，管線頂部周圍海床發(fā)生液化； 至60T時(shí)，管線底部附近的海床開始液化，此時(shí)管線周圍海床的最大液化深度約為3.5 m。而對(duì)于非耦合模型，由于累積孔壓發(fā)展相對(duì)較慢，相應(yīng)波浪作用時(shí)間海床尚未液化。因此，當(dāng)不考慮累積孔壓與海床應(yīng)力的耦合效應(yīng)時(shí)，可能會(huì)一定程度地低估管線周圍海床的液化深度，不利于管線的安全設(shè)計(jì)。

圖 12 管線埋深2 m時(shí)海床的液化區(qū)分布圖Fig. 12 Liquefaction zone of the seabed around the pipeline at a buried depth of 2 m

管線的埋深對(duì)其周圍海床累積孔壓的發(fā)展和液化具有重要影響(Zhao et al.，2014)，一般而言，管線埋置深度越深，其周圍海床液化發(fā)展速度越慢。如圖 13 所示，為管線埋置深度為3 m時(shí)不同波浪作用時(shí)間下海床的液化區(qū)分布，在20T時(shí)，液化深度尚未達(dá)到管線頂端，而在60T時(shí)，管線底部區(qū)域的海床也尚未全部液化，與管線埋置深度為2 m時(shí)的液化區(qū)分布圖對(duì)比可知，管線埋置深度越深，越有利于管線的安全。

圖 13 管線埋深為3 m時(shí)海床的液化區(qū)分布圖Fig. 13 Liquefaction zone of the seabed around the pipeline at a buried depth of 3 m

需要注意的是，上述分析是基于滲透系數(shù)較小的相對(duì)松散的深厚均質(zhì)粉砂或細(xì)砂層地基，且波浪條件相對(duì)極端情況下的計(jì)算結(jié)果，由于海床滲透系數(shù)較小且相對(duì)松散，孔壓極易累積，因此，液化深度相對(duì)較大。在實(shí)際工程中，宜充分考慮管線周圍海床的實(shí)際地層條件，準(zhǔn)確確定計(jì)算參數(shù)，在保證管線安全的前提下避免設(shè)計(jì)過度保守。

4 結(jié) 論

對(duì)非線性行進(jìn)波作用下含埋置管線海床的累積響應(yīng)特征和液化進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，探討了孔壓累積與海床應(yīng)力耦合效應(yīng)下管線周圍海床累積響應(yīng)特征及其發(fā)展機(jī)制，并與不考慮孔壓累積與海床應(yīng)力耦合效應(yīng)的結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析，主要得到以下結(jié)論：

(1)行進(jìn)波作用下，埋置管線附近海床的累積孔壓發(fā)展相對(duì)較快，其中管周下半部分海床的累積孔壓發(fā)展速度較其上半部分發(fā)展更快，尤以管線底端點(diǎn)的累積孔壓發(fā)展最為顯著。

(2)孔壓累積與海床應(yīng)力的耦合效應(yīng)會(huì)顯著增大管線對(duì)其周圍海床累積孔壓特征的影響，這種影響一方面體現(xiàn)在管線周圍海床累積孔壓的更快發(fā)展，另一方面體現(xiàn)在管線對(duì)孔壓影響范圍的擴(kuò)大。結(jié)果分析表明，考慮累積孔壓與應(yīng)力的耦合效應(yīng)時(shí)，管線的影響范圍隨波浪作用時(shí)間會(huì)有所增大； 當(dāng)忽略累積孔壓與應(yīng)力的耦合效應(yīng)時(shí)，管線的影響范圍基本不隨波浪作用時(shí)間而變化。

(3)由于累積孔壓與應(yīng)力的耦合效應(yīng)，管線附近累積孔壓的不均勻分布會(huì)引起海床循環(huán)剪應(yīng)力的增大，從而導(dǎo)致管線周圍海床累積孔隙水壓力的快速發(fā)展，并促進(jìn)海床的液化，忽略這種耦合效應(yīng)會(huì)在一定程度上低估海床液化深度，不利于管線安全。實(shí)際工程設(shè)計(jì)中，應(yīng)充分考慮管線周圍海床的實(shí)際地層條件，合理確定計(jì)算參數(shù)，保證管線的安全。