孫　青，余承龍，馮曉偉中海油田服務(wù)股份有限公司物探事業(yè)部，天津　300452

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局部拋石用于深水海底管道懸跨治理研究與應(yīng)用

孫青，余承龍，馮曉偉
中海油田服務(wù)股份有限公司物探事業(yè)部，天津300452

摘要：針對局部拋石法用于深水海底管道懸跨治理的失穩(wěn)模式及穩(wěn)定性進(jìn)行了研究。首先以Shields準(zhǔn)則為依據(jù)，對不同大小石塊和坡角能抵抗的海流大小進(jìn)行了計(jì)算；然后用Fluent軟件建立局部石堆三維模型并分析周圍流場；并在試驗(yàn)水槽中進(jìn)行水流沖擊石堆模型試驗(yàn)，觀察石堆的失穩(wěn)模式和不同大小的石塊抵抗水流沖擊的效果。根據(jù)研究，了解局部石堆用于治理海管懸跨的效果，明確石堆失穩(wěn)模式并避開容易造成石堆失穩(wěn)的薄弱環(huán)節(jié)，使石堆形式和尺寸設(shè)計(jì)更加合理，以達(dá)到更加長期穩(wěn)定的治理效果。此外，根據(jù)研究結(jié)果將局部拋石法成功應(yīng)用于番禺海管的懸跨治理。

關(guān)鍵詞：海底管道；懸跨治理；局部拋石；數(shù)值模擬；水槽試驗(yàn)

海底管道懸跨問題一直以來都是海底管道安全運(yùn)營的一大威脅，對于海底管道（以下簡稱海管）的危險(xiǎn)懸跨段必須采取措施使其消除或縮短以保證海管的安全。在眾多海管懸跨治理方法中，拋石法是用于海管懸跨治理的一種常用方法，它是將碎石沿懸跨管道拋擲，形成一個(gè)長條形石壩，對管道起支撐和覆蓋作用。但對于深水海管來說，為了實(shí)現(xiàn)拋石作業(yè)的高效率和準(zhǔn)確定位需采用專業(yè)的落石管拋石船進(jìn)行作業(yè)。鑒于國內(nèi)尚無此類拋石船舶，而租賃國外船舶費(fèi)用昂貴，因此，提出減少拋石長度，采用局部拋石堆區(qū)別于國外的全管道拋石的理念，僅在懸跨段中間拋擲一處塔形石堆（如圖1所示），起到減少懸跨長度的目的。鑒于局部拋石的理念未在國內(nèi)海管上進(jìn)行過應(yīng)用，局部石堆在水流沖擊下的失穩(wěn)模式及穩(wěn)定性不明確，因此有必要對其進(jìn)行研究。

圖1　海底管道局部拋石示意

1　Shields準(zhǔn)則

拋石法最重要的就是保證石堆在水流等環(huán)境載荷作用下能夠長期保持穩(wěn)定，為海管提供持續(xù)有效的支撐［1］。本文研究的深水海管主要受到的環(huán)境載荷為海流，石堆受水流沖擊的失穩(wěn)破壞通常是由初期少量石塊的失穩(wěn)而導(dǎo)致的一個(gè)連鎖破壞過程，因此單個(gè)石塊的起動問題是影響石堆穩(wěn)定性的關(guān)鍵因素［2］。根據(jù)Shields準(zhǔn)則［3］可以計(jì)算出在受某一流速海流沖擊下，保持穩(wěn)定的最小石塊的中值粒徑D50。Shields數(shù)Ψ為環(huán)境載荷作用在石塊上的剪切應(yīng)力值（無量綱），可以按下式計(jì)算：

式中：ρr為石塊的表面質(zhì)量密度，kg/m3；ρw為海水密度，kg/m3；g為重力加速度，m/s2；D為石塊中值粒徑D50，mm；τ為剪應(yīng)力，Pa。

海流引起的剪應(yīng)力τc（單位：Pa）按下式計(jì)算：

式中：U為斷面平均流速，m/s；C為Chézy系數(shù)，m1/2/s。

式中：h為水深，m；ks為水動力粗糙度，m。

當(dāng)Shields數(shù)超過石塊起動的臨界值Ψcr時(shí)，判定石塊起動。《CIRIA巖石手冊》中給出臨界Shields數(shù)的推薦值：Ψcr= 0.03～0.035，石塊開始起動；Ψcr= 0.05～0.055，石塊有限制的運(yùn)動。

根據(jù)上述公式可以計(jì)算得到150 m水深處，不同的海流流速所對應(yīng)的最小穩(wěn)定石塊中值粒徑，如圖2所示。

圖2　流速與中值粒徑關(guān)系曲線

當(dāng)石塊位于一定坡度的石堆面上時(shí)，其水平面上石塊臨界剪應(yīng)力由下式獲得：

式中：τβcr為石塊位于坡上的臨界剪應(yīng)力，Pa；τcr為石塊位于平底上的臨界剪應(yīng)力，Pa；ψ是水流相對坡度的遭遇角，（°）；φ為休止角，（°）；β為坡度傾角，（°）。

在2.23 m/s海流流速（番禺海區(qū)海底百年一遇流速）下，不同坡比對應(yīng)的最小穩(wěn)定石塊粒徑D50見表1。

表1　不同坡比對應(yīng)的最小穩(wěn)定石塊粒徑D50

2　數(shù)值模擬

局部拋石堆與全段整體拋石相比，石堆兩側(cè)與管道中間的空隙容易引起壓差形成漩渦［4］，可能造成石堆側(cè)流面的快速失穩(wěn)。用Fluent軟件建立管道與局部石堆三維模型，模擬石堆周圍流場分布。

2.1幾何模型與網(wǎng)格劃分

本文采用工程實(shí)際管道懸跨以及局部拋石堆尺寸。管道懸跨長度為30 m，其直徑為0.5 m；局部拋石堆位于管道懸跨中央部位，其底邊長為10 m，寬5 m，頂邊長為8 m，寬1 m，呈正梯形臺形狀，建立的管道局部拋石堆模型如圖3所示。

圖3　局部拋石堆與管道模型示意

基于局部拋石堆與管道模型的對稱性，取模型的一半進(jìn)行分析，在ANSYS Workbench平臺Design-Modeler中創(chuàng)建外部流場區(qū)域，其中上游截面及下游截面距離管道中心分別為10、20 m，流場厚度為5 m，具體模型如圖4所示。

圖4　外部流場區(qū)域模型/m

網(wǎng)格生成是計(jì)算流體力學(xué)（CFD）應(yīng)用中的關(guān)鍵技術(shù)之一，生成網(wǎng)格質(zhì)量的好壞直接影響到模擬計(jì)算結(jié)果的精度和所耗用的CPU時(shí)間。在敏感區(qū)域，參數(shù)變化梯度大，需要捕捉流場的重要信息，故而需要選取較密網(wǎng)格；而在流動參數(shù)變化梯度較小區(qū)域，為節(jié)省所耗用CPU時(shí)間，取較稀網(wǎng)格。本模型網(wǎng)格劃分采用混合網(wǎng)格，網(wǎng)格單元為四面體和六面體。管道與拋石堆附近參數(shù)梯度變化較大，采用四面體網(wǎng)格，并且其表面網(wǎng)格通過減小表面單元尺寸進(jìn)行細(xì)化處理；其他區(qū)域采用規(guī)則的六面體網(wǎng)格，如圖5所示。

圖5　外部流場網(wǎng)格劃分

2.2湍流模型與邊界條件

本文拋石堆模型計(jì)算過程取均勻來流，流速為2.23 m/s，湍流模型采用RNG κ-ε模型，近壁處采用非平衡壁面函數(shù)。在基于有限體積法的空間離散格式上，為克服假擴(kuò)散，選擇具有二階精度的二階迎風(fēng)格式，時(shí)間積分選擇二階精度的SIMPLE半隱式方法。流場邊界設(shè)置如下：

（1）入口邊界——速度入口。

（2）出口邊界——出口壓力是不可預(yù)知的，采用自由出口邊界（outflow）。

（3）壁面邊界——管道表面、局部拋石堆表面以及底面均采用無滑移壁面邊界條件。

（4）對稱邊界——由于本模型模擬海管懸跨局部拋石治理情況，流場區(qū)域的上頂面和左、右邊界均設(shè)為對稱邊界條件。

2.3計(jì)算結(jié)果與分析

計(jì)算收斂后，在后處理模塊分別取模型拋石堆中心（x = 0 m）、拋石堆頂邊（x = 4 m）、拋石堆與管道交界（x = 4.75 m）以及管道懸跨2/3處（x = 10 m）的縱剖面，查看拋石堆以及管道附近處的流場分布情況，具體如圖6～9所示。

由圖6～7可知，當(dāng)海流流經(jīng)拋石堆時(shí)，拋石堆頂部來流側(cè)流速顯著增大，此時(shí)可能會導(dǎo)致石堆頂部侵蝕加重，進(jìn)而發(fā)生失效；在石堆背流面流速大大減小，但是由速度矢量圖可以看出，水流在石堆底部形成漩渦，容易引起海底泥沙擾動，從而形成底部侵蝕，造成沙坑，導(dǎo)致石堆失穩(wěn)。

圖6　x=0m處流場分布/（m·s-1）

圖7　x=4m處流場分布/（m·s-1）

從圖8可知，在管道與拋石堆交界處，管道上部流速大大增加，此時(shí)容易吹起管道與拋石堆交界處上部的石子，導(dǎo)致石堆發(fā)生侵蝕。在管道懸跨處，管道上下兩側(cè)的水流流速都增大，此時(shí)會導(dǎo)致海底泥沙的擾動，從而形成沖刷，導(dǎo)致管道懸跨加劇。

圖8　x=4.75m處流場分布/（m·s-1）

圖9　x=10m處流場分布/（m·s-1）

由圖9可知，在管道懸跨處，管道與海床之間的流速增大，此時(shí)會引起海底泥沙的擾動，形成沖刷，導(dǎo)致管道懸跨加劇。

圖10為局部拋石堆與管道表面壓力分布情況。

圖10　局部拋石堆與管道表面壓力分布/kPa

由圖10可以看出，拋石堆底部壓力最大，頂部壓力最小，從下至上逐步遞減，這樣容易造成石堆頂部石子發(fā)生擾動，被水流沖走，導(dǎo)致失穩(wěn)；管道上壓力最大部位并不是位于來流方向，而是來流方向靠下位置，這樣會使得管道發(fā)生上頂現(xiàn)象，更容易使得管道與石堆交界處的石子產(chǎn)生擾動，從而失穩(wěn)。

3　水槽模擬試驗(yàn)

為了模擬局部石堆用于治理海管懸跨的效果及穩(wěn)定性，在長方形透明玻璃循環(huán)水槽中進(jìn)行水流沖擊模型試驗(yàn)。水流由泵控制實(shí)現(xiàn)無級調(diào)速，并用流速計(jì)對上游流速大小進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測，從水槽頂面和側(cè)面可觀測、拍攝試驗(yàn)情況，如圖11所示。

圖11　水槽模擬試驗(yàn)示意

試驗(yàn)中石堆和管道模型遵循幾何相似，流體遵循弗洛德相似：選取試驗(yàn)尺度比為λ，由弗洛德數(shù)Fr= U /（g·l）0.5，l為特征長度，則流速比為。本試驗(yàn)以番禺海管為原型進(jìn)行模擬，選取模型與實(shí)際縮尺比為1∶5。管道模型外徑為100 mm，石堆分為內(nèi)、外兩層，分別采用不同大小石塊，外層石塊用于抵擋水流沖擊，內(nèi)層石塊用于充分填補(bǔ)管道下方的懸跨間隙，石堆模型及參數(shù)如圖12所示，水流方向垂直于管道軸線。

圖12　石堆模型

石堆拋好后，逐漸增加水流速度，觀察石堆變化情況，石堆俯視圖如圖13所示。

圖13　水流沖擊石堆現(xiàn)象

當(dāng)流速較?。ㄐ∮?.9 m/s）時(shí)，石堆基本保持原狀，只有個(gè)別石子有滾動現(xiàn)象，但很快在新的位置獲得穩(wěn)定，隨著流速增加，管道底部開始發(fā)生緩慢掏空，管側(cè)下部邊緣石子滑向下游，石堆側(cè)流面與管交叉位置向內(nèi)凹陷；當(dāng)試驗(yàn)流速加到1.0 m/s時(shí)，管側(cè)內(nèi)層小石子在管側(cè)被掏出，石堆受侵蝕速率劇增，石堆再也無法重新獲得穩(wěn)定，進(jìn)而很快失穩(wěn)，石堆在整個(gè)水流沖擊過程中逐漸向流線型發(fā)展，石堆側(cè)面繞流導(dǎo)致管與石堆交叉位置優(yōu)先發(fā)生破壞，由該位置引發(fā)石堆整體失穩(wěn)。試驗(yàn)中，通過將側(cè)流面外層石堆加厚，石堆整體抵擋水流穩(wěn)定性明顯加強(qiáng)。因此，增加外層石堆厚度可有效提高石堆穩(wěn)定性。

通過一系列不同石塊大小組合，考察其承受逐漸增大的水流沖擊的試驗(yàn)結(jié)果，得到不同石塊大小能夠抵擋的最大水流速度，見表2。

表2　不同石塊大小能夠抵擋的最大水流速度

此外，試驗(yàn)中還進(jìn)行了全段拋石的二維模擬，發(fā)現(xiàn)石堆最先發(fā)生失穩(wěn)的位置在石堆頂部，且其能抵擋的最大流速與局部石堆相比，并沒有明顯增加，說明局部石堆形式對水流的抵擋能力足夠強(qiáng)，選取合適大小的石塊便可抵擋極限海流流速，且拋石工作量較全段拋石大大減少。

4　局部拋石海上施工

番禺氣田位于香港以南平均水深約140 m的中國南海，該氣田中一段長約130 km的天然氣輸送管道所處的地質(zhì)環(huán)境復(fù)雜，部分管段受局部沖刷嚴(yán)重，懸跨問題嚴(yán)峻。從2006年海管建成以來，針對海管懸跨問題分別進(jìn)行了水泥漿袋和砂袋修復(fù)處置，后續(xù)的調(diào)查發(fā)現(xiàn)兩者抵抗沙波移動和海床淘蝕的能力不足，有部分水泥漿袋和砂袋傾覆失效，同時(shí)還有多處新的懸跨段出現(xiàn)。

經(jīng)過評估分析，于2014年5月在番禺海管的懸跨段中選取一處實(shí)施了局部拋石的海上施工，該處懸跨長度32.4 m，最大懸跨高度0.32 m，所處海床無溝壑，但分布有中型沙波。拋石后石堆的3D示意如圖14所示，石堆分布于懸跨管段的中部，長度為11m，覆蓋管頂0.25 m。2015年4月又對海上拋石點(diǎn)進(jìn)行了調(diào)查，如圖15所示，發(fā)現(xiàn)石堆整體效果保持較好，石堆對管道起到有效支撐作用，并且石堆整體下沉在可控范圍內(nèi)。

圖14　2014年海上拋石石堆3D示意

圖15　2015年海上拋石石堆3D示意

5　結(jié)論

對局部拋石用于治理海管懸跨的理論研究、數(shù)值模擬以及水槽試驗(yàn)研究和海上應(yīng)用結(jié)果表明，局部拋石法應(yīng)用于深水海底管道懸跨治理的理念是可行的，只要石堆形式和尺寸設(shè)計(jì)合理，局部拋石法用于海床較穩(wěn)定的懸跨段治理具有良好的穩(wěn)定性，并且根據(jù)石堆失效模式避開石堆的薄弱環(huán)節(jié)可使石堆實(shí)現(xiàn)長期穩(wěn)定的效果。局部拋石法在番禺海管上的成功實(shí)踐，也為該方法的推廣應(yīng)用提供了前景。

參考文獻(xiàn)

［1］CHAMIZO D J，CAMPBELL D R，JAS E P，et al. Rock Berm Design for Pipeline Stability［C］// Proceedings of the ASME 2012 31st International Conference of Ocean，Offshore and Arctic Engineering..

［2］何源，張?jiān)霭l(fā)，劉曙光，等.拋石護(hù)岸穩(wěn)定粒徑不同計(jì)算公式的比較分析［J］.浙江水利科技，2012，4（1）：20- 25.

［3］CIRIA C683（2007），The Rock Manual - The use of rock in hydraulic engineering（2nd edition）［S］.

［4］HINWOOD J B，LIPSKI W. Failure Modes of Rock Berms for Offshore Pipeline Protection［C］// Proceedings of the 12th International Offshore and Polar Engineering Conference. Japan：The International Societ of Offshore and Polar Engineers，2002：32- 37.

Research and Application of Local Rock Dumping for Treating Free Span of Deepwater Pipeline

SUN Qing，YU Chenglong，F(xiàn)ENG Xiaowei
Geophysical Department，China Oilfield Services Limifed，Tianjin 300452，China

Abstract：The research on instability modes and stability of treating free span of deepwater pipeline by local rock dumping method is conducted. Based on Shields criterion，the current resistance abilities with deferent rock sizes and slopes are calculated；Then the local 3D berm model is built with Fluent software and the around current field is analyzed. The model test under current impact is performed in a laboratory flume to investigate berm instability modes and stability as well as the effect of different rock sizes on resisting water impact，which enables the design of berm form and size to be more reasonable and get more stable treatment effect. These research results have successfully been used in treating free span of Panyu subsea pipeline.

Keywords：subsea pipeline；free span treatment；localrock dumping；numericalsimulation；test in laboratory flume

doi:10.3969/j.issn.1001- 2206.2016.02.004

作者簡介：

孫青（1987 -），女，天津人，工程師，2013年畢業(yè)于大連理工大學(xué)船舶與海洋結(jié)構(gòu)物設(shè)計(jì)制造專業(yè)，碩士，現(xiàn)從事海底管道結(jié)構(gòu)分析工作。Email：sunqing2@cosl.com.cn

收稿日期：2015- 08- 25；修回日期：2015- 12- 25