引言
海底阀门管线系统是深海油气生产系统中的关键部分，在海洋油气开发工程中发挥着重要作用。与陆地阀门管线系统不同，安装运行在复杂环境中的海底阀门管线系统，经常承受波浪、海流、内波以及海底地震等一系列外载荷的影响，这些载荷不仅影响海底阀门管线系统的安全运行，而且增加了海底阀门管线系统的失效概率，导致油气泄漏，造成严重的环境污染和巨大的经济损失。对于铺设在裸露海床上的海底阀门管线系统，由于海床表面的凹凸不平、海流对管线系统周围土壤的冲刷作用、管道残余应力和变形以及海底阀门管线系统分段支撑等因素的影响，都不可避免的产生悬空现象。我国处于两大地震带之间(环太平洋地震带和中亚-地中海地震带)，尤其是具有丰富油气资源的南海海域处在环太平洋地震带上，潜在地震危害极大。在地震时，由于阀门悬跨管线海底支撑处的地震位移和加速度及地震引起的动水压力，会对阀门管线系统造成潜在威胁。海底管线系统在活跃地震带上的安全问题受到了越来越多研究人员的关注，海底管线系统不仅造价高、结构复杂，相比陆地管线系统具有更高的安全性要求。
目前，国内外研究人员对水下结构的地震响应分析研究较少，本文参考深水桥墩、水下跨接管和海底管线等水下结构地震响应分析的研究成果，并结合本文研究对象的工程实际情况，在已有的分析方法基础上，建立地震载荷作用下考虑动水压力影响的有限元动力学模型。李东方建立了深水桥墩考虑流固耦合效应的有限元数值模型，针对某大桥深水桥墩进行了地震响应分析，研究表明地震动水压力对深水桥墩的位移响应有较大影响，随着水位的升高，地震动水压力对桥墩的响应影响也随之增大。李昕等基于Morison公式，提出考虑地震不同输入方向的海底悬跨管线水动力模型，并推导出有限元动力学离散方程，建立三维模型试验工况，进行了正弦波和EL Centro地震波作用下海底管线的动力响应分析，研究结果表明数值分析结果和模型试验结果符合较好。赖文龙等以水下生产系统跨接管结构为研究对象，考虑地震作用下结构的动水压力效应，沿水平和竖直方向输入地震荷载，分析水下生产系统跨接管结构的地震响应特性，结果表明竖向地震波对结构响应幅值的影响较小，管土接触对跨接管响应幅值的影响较大，工程实际中不能忽视地震动水压力对结构的影响。Datta等建立了海底管线的节点集中质量模型，应用有限元谱分析法对海底埋设和悬空管道进行地震响应分析。Kalliontzis等以海底管道模型为有限元分析对象，研究在竖向地震波作用下海底管道与海床之间的随机接触问题。Figarov等针对海底管道在地震荷载作用下的稳定性问题作了研究。
1 声学有限元法理论
声学有限元法借助ANSYS 声固耦合数值分析方法来模拟流固耦合问题。在声学流体-结构(FSI)相互作用问题中，结构动力学方程必须考虑流体动量方程与流体连续性方程。离散结构利用结构单元来建立有限元动力学方程，通过简化流体动量方程和流体连续性方程获得声压波动方程，作如下假设：
(1)流体是可压缩的；
(2)流体无粘性；
(3)流体的密度和压力是均匀的；
则考虑声学流体-结构相互作用的瞬态响应分析耦合振动方程为：
2 数值计算
2.1 创建有限元模型
采用建模软件SolidWorks 创建海底阀门管线系统三维模型，将无零件干涉的模型导入ANSYS Workbench DM中，海底阀门管线系统淹没在无限、均匀、无粘性的流体中，在有限元分析中不可能包括整个无限流体域，需要创建外界水体截断域模型，截断域的尺寸大小一般设置为5～10倍的阀门通径。本文截断域的尺寸为X×Y×Z=15.98×5.27×5.92 (单位：m)。海底阀门管线系统声学有限元模型如图1所示。
图1 海底阀门管线系统声学有限元法模型图
2.2 海底阀门管线系统湿模态分析
2.2.1边界条件和参数的设置
海底阀门管线系统的支撑方式设置一般为进口端固定支撑，出口端简支；提取最大湿模态阶数为12阶，求解类型设置为Unsymmetric；将外界流体域视为可压缩的声学介质Acoustics Body，定义流体质量密度为1025Kg/m3，流体声速为1496m/s，定义声固耦合算法为非对称矩阵法；将声学介质上的流固耦合面设置为Acoustics FSI Interface；设置截断域边界为声学辐射边界。
2.2.2 结果分析
为了验证流固耦合作用对海底阀门管线系统振动特性的影响程度，对系统进行干模态和湿模态分析。提取海底阀门管线系统前12阶干湿模态固有频率值如表1所示。
表1 海底阀门管线系统前12阶干湿模态固有频率值
由表1可以看出，海底阀门管线系统干模态的首阶固有频率为9.2979Hz，声学有限元法湿模态的首阶固有频率为8.4184Hz，采用声学有限元法得到的固有频率要比干模态的固有频率小，随着阶数的增加，干模态与湿模态的固有频率偏差保持在20%左右。
2.3 海底阀门管线系统地震响应分析
2.3.1 地震载荷的选取
地震波的选取应该按照抗震设防烈度、特征周期分区、场地土类别和结构自振周期来确定，参考文献《建筑结构抗震设计》，本文采用两条国内外最常用的地震加速度记录曲线来进行地震响应分析，分别是EL Centro波和天津波，地震持续时间为8 s，时间间隔为0.02 s。根据该海底阀门的抗震设防烈度，选择设计基本加速度为0.20g。设强震记录加速度峰值为amax，调整为设计基本加速度armax，比例系数λ=armax/amax，将强震记录的加速度乘以比例系数，调整后的加速度只有强度发生了变化，持续时间保持不变，设计基本加速度曲线保持实际地震动的特性不变。EL Centro波加速度时程曲线如图2所示，天津波加速度时程曲线如图3所示。
图2 EL Centro波加速度时程曲线
图3 天津波加速度时程曲线
2.3.2 数值结果分析
EL Centro波作用下阀体水平方向节点位移如图4所示，天津波作用下阀体水平方向节点位移如图5所示，EL Centro波作用下阀体水平方向节点正应力如图6所示，天津波作用下阀体水平方向节点正应力如图7所示，EL Centro波作用下阀体水平方向节点加速度如图8所示，天津波作用下阀体水平方向节点加速度如图9所示。
图4 EL Centro波作用下阀体水平方向节点位移
图5天津波作用下阀体水平方向节点位移
图6 EL Centro波作用下阀体水平方向节点正应力
图7 天津波作用下阀体水平方向节点正应力
图8 EL Centro波作用下阀体水平方向节点加速度
图9 天津波作用下阀体水平方向节点加速度
EL Centro波作用下阀体节点水平响应峰值如表2所示，天津波作用下阀体节点水平响应峰值如表3所示，地震波作用下阀体节点水平响应峰值偏差如表4所示。
表2 EL Centro波作用下阀体节点水平响应峰值
表3 天津波作用下阀体节点水平响应峰值
表4 地震波作用下阀体节点水平响应峰值偏差
海底阀门管线系统-水耦合地震响应分析考虑动水压力对系统的影响，由图4～图9可以看出，地震载荷作用下，考虑动水压力时得到的悬跨段阀体水平方向节点位移、节点正应力和节点加速度相比无水时均有较大程度的增加。对比无水和有水情况，悬跨段阀体节点水平位移响应峰值出现的时刻不同。以图4为例，在EL Centro波作用下，无水时悬跨段阀体节点水平位移在2.47s时刻最大，有水时悬跨段阀体节点水平位移在2.61s时刻最大。由图6和图7可以看出，地震作用下悬跨段阀体水平方向节点正应力的大小随时间的增大而逐渐衰减，在大约0～2s时间内衰减速率最快。由表2和表3可以看出，在EL Centro波和天津波作用下，考虑动水压力时得到的响应峰值均比无水时的要大，由表4可以看出，在相同计算方法和不同地震波作用下，悬跨段阀体节点水平位移峰值偏差介于25%～50%，悬跨段阀体节点水平正应力峰值偏差均介于15%～35%，悬跨段阀体节点水平加速度峰值偏差在10%左右。水的存在不仅增大了结构的地震响应，还改变了结构响应的峰值时刻，在实际工程中，不能忽略动水压力对海底阀门管线系统的影响。
2.3.3 地震响应影响因素分析
(1)悬跨长度的影响
本节仅考虑不同悬跨长度对海底阀门管线系统地震响应的影响，不考虑其他影响因素对系统的作用，支撑方式为一端固定另一端简支，系统悬跨长度分别为14m、20m和25m，不同跨长条件下悬跨段阀体节点水平位移如图10所示。由图可知，悬跨段阀体节点水平位移地震响应随跨长的增加而增大，这是因为悬跨长度越长，系统的柔性越大，其固有频率更加接近地震卓越频率范围，系统则更容易发生共振，地震卓越频率将显著增大系统的地震响应。
图10 不同跨长条件下悬跨段阀体节点水平位移
(2)支撑方式的影响
本节仅考虑支撑方式对海底阀门管线系统地震响应的影响，取跨长为14m的管线系统为研究对象，不同支撑条件下悬跨段阀体节点水平位移如图11所示，由图可知，系统两端简支条件下，悬跨段阀体节点水平位移响应最显著，系统两端固定支撑条件下阀体节点水平位移响应最小，所以在两端简支条件下，海底阀门管线系统更容易发生共振失效，实际工程中，海底阀门管线系统的支撑方式介于固支和简支之间。
图11 不同支撑条件下悬跨段阀体节点水平位移