引言
海底閥門管線系統是深海油氣生産系統中的關鍵部分，在海洋油氣開發工程中發揮着重要作用。與陸地閥門管線系統不同，安裝運作在複雜環境中的海底閥門管線系統，經常承受波浪、海流、内波以及海底地震等一系列外載荷的影響，這些載荷不僅影響海底閥門管線系統的安全運作，而且增加了海底閥門管線系統的失效機率，導緻油氣洩漏，造成嚴重的環境污染和巨大的經濟損失。對于鋪設在裸露海床上的海底閥門管線系統，由于海床表面的凹凸不平、海流對管線系統周圍土壤的沖刷作用、管道殘餘應力和變形以及海底閥門管線系統分段支撐等因素的影響，都不可避免的産生懸空現象。我國處于兩大地震帶之間(環太平洋地震帶和中亞-地中海地震帶)，尤其是具有豐富油氣資源的南海海域處在環太平洋地震帶上，潛在地震危害極大。在地震時，由于閥門懸跨管線海底支撐處的地震位移和加速度及地震引起的動水壓力，會對閥門管線系統造成潛在威脅。海底管線系統在活躍地震帶上的安全問題受到了越來越多研究人員的關注，海底管線系統不僅造價高、結構複雜，相比陸地管線系統具有更高的安全性要求。
目前，國内外研究人員對水下結構的地震響應分析研究較少，本文參考深水橋墩、水下跨接管和海底管線等水下結構地震響應分析的研究成果，并結合本文研究對象的工程實際情況，在已有的分析方法基礎上，建立地震載荷作用下考慮動水壓力影響的有限元動力學模型。李東方建立了深水橋墩考慮流固耦合效應的有限元數值模型，針對某大橋深水橋墩進行了地震響應分析，研究表明地震動水壓力對深水橋墩的位移響應有較大影響，随着水位的升高，地震動水壓力對橋墩的響應影響也随之增大。李昕等基于Morison公式，提出考慮地震不同輸入方向的海底懸跨管線水動力模型，并推導出有限元動力學離散方程，建立三維模型試驗工況，進行了正弦波和EL Centro地震波作用下海底管線的動力響應分析，研究結果表明數值分析結果和模型試驗結果符合較好。賴文龍等以水下生産系統跨接管結構為研究對象，考慮地震作用下結構的動水壓力效應，沿水準和豎直方向輸入地震荷載，分析水下生産系統跨接管結構的地震響應特性，結果表明豎向地震波對結構響應幅值的影響較小，管土接觸對跨接管響應幅值的影響較大，工程實際中不能忽視地震動水壓力對結構的影響。Datta等建立了海底管線的節點集中品質模型，應用有限元譜分析法對海底埋設和懸空管道進行地震響應分析。Kalliontzis等以海底管道模型為有限元分析對象，研究在豎向地震波作用下海底管道與海床之間的随機接觸問題。Figarov等針對海底管道在地震荷載作用下的穩定性問題作了研究。
1 聲學有限元法理論
聲學有限元法借助ANSYS 聲固耦合數值分析方法來模拟流固耦合問題。在聲學流體-結構(FSI)互相作用問題中，結構動力學方程必須考慮流體動量方程與流體連續性方程。離散結構利用結構單元來建立有限元動力學方程，通過簡化流體動量方程和流體連續性方程獲得聲壓波動方程，作如下假設：
(1)流體是可壓縮的；
(2)流體無粘性；
(3)流體的密度和壓力是均勻的；
則考慮聲學流體-結構互相作用的瞬态響應分析耦合振動方程為：
2 數值計算
2.1 建立有限元模型
采用模組化軟體SolidWorks 建立海底閥門管線系統三維模型，将無零件幹涉的模型導入ANSYS Workbench DM中，海底閥門管線系統淹沒在無限、均勻、無粘性的流體中，在有限元分析中不可能包括整個無限流體域，需要建立外界水體截斷域模型，截斷域的尺寸大小一般設定為5～10倍的閥門通徑。本文截斷域的尺寸為X×Y×Z=15.98×5.27×5.92 (機關：m)。海底閥門管線系統聲學有限元模型如圖1所示。
圖1 海底閥門管線系統聲學有限元法模型圖
2.2 海底閥門管線系統濕模态分析
2.2.1邊界條件和參數的設定
海底閥門管線系統的支撐方式設定一般為進口端固定支撐，出口端簡支；提取最大濕模态階數為12階，求解類型設定為Unsymmetric；将外界流體域視為可壓縮的聲學媒體Acoustics Body，定義流體品質密度為1025Kg/m3，流體聲速為1496m/s，定義聲固耦合算法為非對稱矩陣法；将聲學媒體上的流固耦合面設定為Acoustics FSI Interface；設定截斷域邊界為聲學輻射邊界。
2.2.2 結果分析
為了驗證流固耦合作用對海底閥門管線系統振動特性的影響程度，對系統進行幹模态和濕模态分析。提取海底閥門管線系統前12階幹濕模态固有頻率值如表1所示。
表1 海底閥門管線系統前12階幹濕模态固有頻率值
由表1可以看出，海底閥門管線系統幹模态的首階固有頻率為9.2979Hz，聲學有限元法濕模态的首階固有頻率為8.4184Hz，采用聲學有限元法得到的固有頻率要比幹模态的固有頻率小，随着階數的增加，幹模态與濕模态的固有頻率偏差保持在20%左右。
2.3 海底閥門管線系統地震響應分析
2.3.1 地震載荷的選取
地震波的選取應該按照抗震設防烈度、特征周期分區、場地土類别和結構自振周期來确定，參考文獻《建築結構抗震設計》，本文采用兩條國内外最常用的地震加速度記錄曲線來進行地震響應分析，分别是EL Centro波和天津波，地震持續時間為8 s，時間間隔為0.02 s。根據該海底閥門的抗震設防烈度，選擇設計基本加速度為0.20g。設強震記錄加速度峰值為amax，調整為設計基本加速度armax，比例系數λ=armax/amax，将強震記錄的加速度乘以比例系數，調整後的加速度隻有強度發生了變化，持續時間保持不變，設計基本加速度曲線保持實際地震動的特性不變。EL Centro波加速度時程曲線如圖2所示，天津波加速度時程曲線如圖3所示。
圖2 EL Centro波加速度時程曲線
圖3 天津波加速度時程曲線
2.3.2 數值結果分析
EL Centro波作用下閥體水準方向節點位移如圖4所示，天津波作用下閥體水準方向節點位移如圖5所示，EL Centro波作用下閥體水準方向節點正應力如圖6所示，天津波作用下閥體水準方向節點正應力如圖7所示，EL Centro波作用下閥體水準方向節點加速度如圖8所示，天津波作用下閥體水準方向節點加速度如圖9所示。
圖4 EL Centro波作用下閥體水準方向節點位移
圖5天津波作用下閥體水準方向節點位移
圖6 EL Centro波作用下閥體水準方向節點正應力
圖7 天津波作用下閥體水準方向節點正應力
圖8 EL Centro波作用下閥體水準方向節點加速度
圖9 天津波作用下閥體水準方向節點加速度
EL Centro波作用下閥體節點水準響應峰值如表2所示，天津波作用下閥體節點水準響應峰值如表3所示，地震波作用下閥體節點水準響應峰值偏差如表4所示。
表2 EL Centro波作用下閥體節點水準響應峰值
表3 天津波作用下閥體節點水準響應峰值
表4 地震波作用下閥體節點水準響應峰值偏差
海底閥門管線系統-水耦合地震響應分析考慮動水壓力對系統的影響，由圖4～圖9可以看出，地震載荷作用下，考慮動水壓力時得到的懸跨段閥體水準方向節點位移、節點正應力和節點加速度相比無水時均有較大程度的增加。對比無水和有水情況，懸跨段閥體節點水準位移響應峰值出現的時刻不同。以圖4為例，在EL Centro波作用下，無水時懸跨段閥體節點水準位移在2.47s時刻最大，有水時懸跨段閥體節點水準位移在2.61s時刻最大。由圖6和圖7可以看出，地震作用下懸跨段閥體水準方向節點正應力的大小随時間的增大而逐漸衰減，在大約0～2s時間内衰減速率最快。由表2和表3可以看出，在EL Centro波和天津波作用下，考慮動水壓力時得到的響應峰值均比無水時的要大，由表4可以看出，在相同計算方法和不同地震波作用下，懸跨段閥體節點水準位移峰值偏差介于25%～50%，懸跨段閥體節點水準正應力峰值偏差均介于15%～35%，懸跨段閥體節點水準加速度峰值偏差在10%左右。水的存在不僅增大了結構的地震響應，還改變了結構響應的峰值時刻，在實際工程中，不能忽略動水壓力對海底閥門管線系統的影響。
2.3.3 地震響應影響因素分析
(1)懸跨長度的影響
本節僅考慮不同懸跨長度對海底閥門管線系統地震響應的影響，不考慮其他影響因素對系統的作用，支撐方式為一端固定另一端簡支，系統懸跨長度分别為14m、20m和25m，不同跨長條件下懸跨段閥體節點水準位移如圖10所示。由圖可知，懸跨段閥體節點水準位移地震響應随跨長的增加而增大，這是因為懸跨長度越長，系統的柔性越大，其固有頻率更加接近地震卓越頻率範圍，系統則更容易發生共振，地震卓越頻率将顯著增大系統的地震響應。
圖10 不同跨長條件下懸跨段閥體節點水準位移
(2)支撐方式的影響
本節僅考慮支撐方式對海底閥門管線系統地震響應的影響，取跨長為14m的管線系統為研究對象，不同支撐條件下懸跨段閥體節點水準位移如圖11所示，由圖可知，系統兩端簡支條件下，懸跨段閥體節點水準位移響應最顯著，系統兩端固定支撐條件下閥體節點水準位移響應最小，是以在兩端簡支條件下，海底閥門管線系統更容易發生共振失效，實際工程中，海底閥門管線系統的支撐方式介于固支和簡支之間。
圖11 不同支撐條件下懸跨段閥體節點水準位移