海底悬跨管道地震反应分析

1、工程力学 增刊 2003年 基金项目：辽宁省科学技术基金资助项目（972240） 作者简介：周 晶（1949.7），男，江苏无锡人，教授，博士，主要从事水工结构工程和防灾减灾研究 李 昕（1971.9），男，吉林长春人，副教授，博士，主要从事结构抗震和防灾减灾研究 范颖芳（1972.5），女，河南开封人，讲师，博士后，主要从事老化结构健康诊断研究海底悬跨管道地震反应分析周晶1，李昕1，范颖芳1（1.大连理工大学土木水利学院 辽宁 大连 116024）摘 要：随着我国海洋油气资源的开发和利用，油气集输过程中的海底管道建设日益增多。在我国有关海域建设海底管道时必须考虑海底管道抗震设计。文章中不仅介

2、绍了国内外对海底管线动力特性的研究现状，并且介绍了利用水下振动台研究海底悬跨管线在地震作用下的动力反应的模型实验。试验中考虑了地震波输入方向、管道端部支撑情况、水深、悬跨高度、悬跨长度和管内是否有水等因素。并组合这些因素完成120组试验，得到海底悬跨管道动力响应特性。并根据Morison方程建立的海底悬跨管道动力控制方程对试验结果进行了有限元数值模拟，计算结果与试验结果符合得较好。关键词：海底管道，动力特性分析，模型试验，数值模拟1 引言1.1 研究意义 石油是工业的血液。随着国民经济的飞速发展，对石油的需求越来越大，我国已经从1993年起成为石油纯进口国。目前，美英大国对石油资源的争夺和控制

3、日益激烈，甚至引起战争。因此，无论从国际形势还是从国内需要出发，加速发展我国的石油工业是实现我国现代化的一项基本战略。尤其是加快开发近海石油资源关系到我国经济能否持续发展。预计环渤海地区海上油田产量将由目前的400万吨提高到2005年的2000万吨，渤海海洋油田将是我国唯一高产油区，将建成为“海上大庆”。 海底管线是海洋油气传输的重要工程设施，被喻为油气田的生命线。从1954年在美国的墨西哥湾由Brown & Root海洋工程公司铺设第一条海底管道以来，在世界各近海海域成功铺设了无数条各种类型、各种管径的海底管道。我国从1985年在埕北油田的钻井平台间铺设了第一条1.6公里长的海底输油

4、管道开始，截止到1999年累计铺设海底油气管道2,000多公里。最近的十多年中，在渤海海域开发生产的八个油气田中，共铺设21条各种类型的管道。今年，胜利油田预计将铺设海底管道160公里。 随着我国海洋油气资源的开发和利用，油气集输过程中的海底管道建设日益增多。资料显示，目前全球每1,000公里管道每年出现损伤/泄漏的概率为0.2。国内外因海底管线破坏造成油田停产、海域大面积被污染的事例已有数百起，使局域生态平衡遭到破坏，几十年内无法恢复。此类灾害造成的直接损失巨大，间接损失难以估计。环境问题是全球关注的基本问题和突出问题。所以，作为生命线工程重要组成部分的海底管线的安全问题正日益受到重视。 我

5、国属于多地震国家，近海油田位于环太平洋地震带上，潜在的地震危险性非常大。中国主要构造体系与震中分布图表明，在渤海由辽河口至黄河口方向有一断裂带，渤海中部有一可能发生破坏性地震的地段。近期，1988年6月和1969年7月在渤海西南部，即渤海湾与莱州湾交界处，发生过7级和7.7级地震；历史上，1910年1月和1932年8月也曾在黄海发生过7级以上地震。根据评估渤海地区地面水平地震加速度在0.2g-0.25g。地震与工作载荷组合成为管道强度设计控制条件1。所以，在我国有关海域建设海底管道时必须考虑海底管道抗震设计。 然而，目前国内外都缺乏海底管线的抗震设计规范或标准，这与在强地震区建造大规模的海底管

6、线的局面是很不协调的。通常，在海底管道设计过程中，参照的设计规范主要是美国石油学会（API）推荐的设计规程、挪威船级社（DnV）的海底管道规程和中国船级社的海底管道系统规范。而这些规程和规范中只是原则性的提到在地震设防区要考虑地震对管道的作用和影响，却没有具体条文叙述地震荷载的考虑方法和具体计算方法。因此，明确海底管线在地震作用下的破坏机理，确定抗震计算方法，评价海底管线的地震安全性和制定设防标准迫在眉睫。1.2 国内外研究现状 随着海上油田开采方式和技术的发展，海底管道已广泛应用于海上油田的开发。按海底管道所处的位置分类有：海上油田内部的油/气集输管道和注水管道，海上油田到陆地（陆地处理厂、

7、炼厂和储油装置）的输油/气管道，陆地到装卸油品的系泊装置间的海底管道及岛屿与岸连接的海底管道。从输送介质可分为：海底输油管道，海底输气管道，海底油气混输管道和海底输水管道等。从结构上可分为：双重保温管道和单层管道。从布置方式可以分为两种：一种是铺设在海床面上；另一种是埋设在海床面下。1.2.1 管道在波流作用下的反应研究 无论哪种布置方式，海中管线由于其环境、荷载和边界条件的特殊性，构成了海水-管道-地基相互作用的复杂系统，分析难度要比陆地管线大许多。铺设在海床面上的管线要遭受波浪、海流引起的动水作用力和冰荷载、偶然荷载（包括浅水区船舶的碰撞、船锚的撞击、拖网渔具的撞击、坠落物的撞击）的影响。

8、另外，由于海底面高低不平、海流的长期冲刷在海底泥沙和管线间形成孔洞等原因，管线悬跨段的出现不可避免，因此当水流横向流过管线时管道受到涡激振动和波激振动，由此产生的疲劳破坏或因“频率锁定”现象产生的失稳破坏是这种管道破坏的主要方式。 埋设在海床面下的管线，因波浪引起土中孔隙水压力变化导致管线受到动水升力作用而失稳破坏。根据Herbich等人2报告，经过一次剧烈暴风雨后，建设中的直径为10英尺的埋设管道浮到了海底面上。埋在管沟内的管线遭冲刷后，也有可能裸露于水中，出现悬空现象。例如，东海平湖油气田往上海输送天然气和原油的管道，运行半年后经对海底管线检测，在近海海域发现海床冲刷变化，部分埋设在沟内的

9、管线裸露并出现悬空状态，施行紧急加固措施，加固管线总长470 m。流场和波浪场的存在是海中管道与陆地管道最根本的区别。 各国学者对悬跨管线因涡激振动导致疲劳破坏机理作了大量试验和数值模拟工作，并且挪威船级社（DnV）（1997）发布了悬跨管线设计指南。国内有特色的研究工作主要包括：余建星等人分别对管跨在稳定流和随机流作用下的动力响应规律进行了测定3。高福平等人在U型槽中对铺设在海床面上的管道在波浪作用下的稳定性进行了实验研究4。金俐测量了加有压块的海底管道和压块本身的阻力和升力5。 铺设在海床面上的管道属于小尺度杆件在流场和波浪场中的受力问题。其数值模拟方法主要有以下几种：求解速度势函数的La

10、place方程；在势流场中布置势流基本解的离散涡或网格涡法；求解涡量-流函数的Navier-stokes方程；求解原始变量的Navier-Stokes方程（又分为层流模式，湍流模式和直接数值模拟三种）6。数值模拟使用的空间离散方法有有限差分法（FDM），有限体积法（FVM）和有限单元法（FEM）。Lam等人对在流作用下海床附近的海底管道进行了流体-结构非线性相互作用分析7。Xu和Lauridsen等人8对因波激振动导致悬跨管线疲劳情况进行了分析。王维根据梁的强度理论提出了确定海底埋设输油管线允许冲刷长度的方法9。 埋设在海底面下的管道，因为海底土受到周期性波浪作用，引起孔隙水压力升高，土体失稳

11、，甚至发生液化，造成管线的上浮或下沉。这是与陆地埋地管道的重要区别。Sumer等人10对波浪引起土体液化进行了试验研究，并分析了管线下沉/上浮的影响因素。Magda11和Wang12数值模拟了波浪引起的海底土体孔隙水压力的循环变化，及其对海底管线的影响。1.2.2 海底管道在地震作用下的反应研究 地震荷载和波流荷载的动力特性完全不同。与波浪荷载相比，地震荷载具有持时短、频率高、强度大，短时间内使管道周围流体产生剧烈往复运动的特点。管道因地震产生破坏的原因是：(a)地震行波的波动效应导致管道破坏；(b)管线穿过地震断层导致破坏；(c)地震引起土壤液化导致破坏等。 对于陆地管道，尤其是埋地管道在地

12、震作用下的研究，国外13-18和国内19-23都取得了丰硕的成果。论述海中管道在地震下反应的文献则很少。最新的挪威船级社规范DnV1997有关悬跨管道部分只规定了因波激振动和涡流振动导致管道疲劳破坏的设计方法和准则24，但缺少地震设计准则。马良提出了海底管道抗震设计的简化算法25。Datta等人26采用谱方法分析了悬跨海底管线对随机地震输入的反应。张悉德27等考虑管道-流体相互作用建立振动微分方程。Kallontzis28使用有限单元法研究了管线同竖向运动海床的随机接触问题。Kershenbaum29等人研究了海底管道穿越地震断层的反应。唐友刚30,31对海底悬空管道的动力特性进行了研究。Ch

13、en32分析了海床-海水-岸边结构在地震作用下的相互作用问题。文献33对管线因地震导致土壤液化引起的反应进行了分析。 自1998年以来，本课题组在辽宁省科技基金的资助下，通过试验建立了波浪升力模型，并利用此模型对因波激振动导致悬跨管线疲劳破坏情况进行了数值分析34；同时还通过模型实验开始研究海底悬跨管道在地震作用下的动力特性35,36，并初步建立了简化分析模型37。2 海底悬跨管道模型实验2.1 模型设计采用的相似理论 考虑到海底管道破坏后果的严重性和维修费用的昂贵性，实际海底管道设计仅考虑管道的弹性变形范围。所以本试验主要采用弹性力相似理论38。2.1.1 弹性力相似律 利用惯性力与弹性恢复

14、力相似得到： (1)式中：、和分别代表原型和模型间的几何比尺、时间比尺、质量密度比尺和弹性模量比尺。参数比尺是参数原型量与模型量的比值。2.1.2 刚度相似 海底管线悬跨段长度一般达到几十米甚至上百米，受到振动台尺寸的限制，模型的几何比尺一般较大。如果严格按照弹性力相似律，模型管道的截面积过小，不利于量测传感器的布置和量测精度的保证。 对于串联多自由度系统而言，如杆件，在保持弹性恢复力相似的基础上，可只保持杆件长度方向的几何相似，而对杆截面形状相似的要求放松，只保持截面的刚度相似。 对于梁的弯曲振动： (2)式中：。、和分别为模型和原型间的惯性半径比尺截面面积比尺和惯性矩比尺。2.1.3 液体

15、-固体相似 由于模型试验中液体材料的选择受到限制，本试验模型周围液体采用与实际情况相同的水，因此原型和模型中液体质量密度的比值与模型和原型管道材料质量密度比值相等。 =1.0 (3)式中：和分别为原型和模型中液体质量密度；和分别为原型和模型中管道材料质量密度。2.2 试验设备2.2.1 水下振动台介绍 在从美国MTS公司引进的一维水平单向大型电-液伺服控制地震模拟系统基础上，将原MTS振动台改为水平与垂直两项激振的水下振动台。图1为水下振动台平面图。在水槽中间为振动台台面；沿振动台水平振动方向在水槽两边设置消能网，消除波浪的反射作用。水槽内最大水深1.0米。 图1 水下振动台平面图（单位：毫米

16、） 图2 PVC管道尺寸图（单位：毫米）2.2.2 管道模型介绍 模型材料采用PVC管。模型外径=110mm，壁厚=2.8mm，模型材料动弹性模量=5000MPa，密度。模型管道尺寸见图2。 为了保证原型和模型中液体质量密度的比值与模型和原型管道材料质量密度比值相等，要对模型管道进行配重。采用铅环对模型管道进行配重，配重重量根据式（3）计算。2.2.3 量测设备和内容 本试验的试验目的是测量海底悬跨管道的动力反应和影响管道反应的因素。为了解管道的动力特性，试验过程中量测了管道应变和加速度。加速度传感器和应变传感器布置及编号分别见图3和图4。海底悬跨管线模型见图5。图3 加速度传感器布置及编号图

17、（单位：毫米）图4 应变传感器布置及编号图（单位：毫米） 图5 水下振动台及海底悬跨管线模型 图6 正弦波输入波形2.2.4 台面振动波（正弦波和El-centro波） 试验中动力输入为规则波和随机波。其中，规则波为各种工况下悬跨管道模型基频正弦波，波形见图6；随机波为水平方向和垂直方向Elcentro地震波，见图7(a)为水平向地震输入，图7(b)为垂直向地震输入。 图7(a) 水平随机波时间历程曲线 图7(b) 垂直随机波时间历程曲线2.2.5 试验工况 影响海底管道动力反应的因素非常复杂。为了较全面的研究海底悬跨管道在动力荷载下的响应，为将来理论建模和数值模拟提供依据和验证样本，本试验考

18、虑了多种影响因素，共进行了120组工况试验。该试验共比较了以下八个方面的影响，见表1：表1 模型试验考虑因素及工况编号影响因素试验工况1悬跨长度 (m)2.8，2.4，2.02激励波形基频正弦波，Elcentro波3激励方向水平激励，垂直激励4支撑情况简支支撑，固端支撑5悬跨高度 (cm)5.0，7.5，10.06水深 (cm)25.0，45.0，65.0，85.07管外状态管外有水，管外无水8管内状态管内有水，管内无水 在每组工况中，分别测量了管道基频和振型，各测点加速度时程和应变时程。以这些测试结果为基础，分析各种因素对海底悬跨管道动力反应的影响。2.2 模型实验结果分析2.2.1 陆地管

19、道与水中管道结果比较2.2.1.1 加速度的变化 (a) 水平输入正弦波 (b) 水平输入随机波 (c) 垂直输入正弦波 (d) 垂直输入随机波图8 陆地管道和水中管道最大加速度放大倍数沿管轴方向的变化 图8为陆地管道和水中管道加速度放大倍数（amax/amax0，amax为管道加速度时程最大值，amax0为动力输入最大值）沿管轴方向（x/L0，x为加速度传感器位置，L0为管道总长度）的变化。其中水中管道为管内无水情况。从图8可以看出，陆地悬空管道加速度要大于水中悬空管道加速度。2.2.1.2 应变的变化 从图9和图10可以看出，主要反映结构基频的最大反应频率不同。由于动水附加质量的存在34，

20、海底管道的最大反应频率要低于陆地管道的最大反应频率。因为管-水之间的相互作用，海底管道谱特性要比陆地管道复杂。从图10可以看出，由于水的滤波作用导致管道中间应变反应的高频分量衰减。 (a) 1号应变测点 (a) 1号应变测点 (b) 4号应变测点 (b) 4号应变测点 图9 陆地管道上测点的应变富氏变换谱 图10 海底管道上测点的应变富氏变换谱 图11为跨长2.8 m、简支约束、管内无水下陆地管道和水中管道最大应变（emax）沿管轴方向（x/L0，x为应变传感器位置，L0为管道总长度）的变化。水平激励下陆地悬空管道应变要小于水中悬空管道应变；而在垂直激励下陆地悬空管道应变要大于水中悬空管道应变

21、。 陆地悬空管道在输入水平正弦波激励作用下水平方向应变与在输入垂直正弦波激励作用下垂直方向应变基本相等。同样，陆地悬空管道在输入水平随机波激励作用下水平方向应变与在输入垂直随机波激励作用下垂直方向应变也基本相等。说明陆地悬空管道应变反应与地震波输入方向无关。 水中悬空管道在水平（正弦波和随机波）激励作用下水平方向应变要远大于在垂直（正弦波和随机波）激励作用下垂直方向应变，相差5-10倍。说明水中悬空管道加速度反应与地震波输入方向有关。 在幅值相同情况下，正弦波输入下管道最大应变要比随机波输入下管道最大应变要大。 由于管道周围水体的存在，导致管道质量因动水附加质量而增加，管道阻尼也因动水阻尼的存

22、在而增加，引起水中管道反应大于陆地管道反应。垂直方向动力输入时，因为管道下部受到台面（海床）的约束，垂直向流体运动受到制约，管道-流体相互作用减小，所以垂直向反应要小于水平向反应。输入的正弦波频率与管道的基频相同，引起管道共振，所以在输入正弦波激励下管道反应要比在随机波激励下管道反应大许多。 (a) 水平输入正弦波 (b) 水平输入随机波 (c) 垂直输入正弦波 (d) 垂直输入随机波图11 陆地管道和水中管道最大应变沿管轴方向的变化2.2.2 支撑的影响 图12为跨长2.8 m、管内有水情况下固端和简支约束管道最大应变（emax）沿管轴方向（x/L0）的变化。从图中可以看出，对于简支支撑的管

23、道，管道中间反应最大，然后向两端逐渐减小；对于固端支撑的管道，虽然也是管道中间反应最大，向两端逐渐减小，但距离端部1/4处达到最小，然后又逐渐增大。 (a) 水平输入地震波 (b) 垂直输入地震波图12 固端和简支约束管道最大应变沿管轴方向的变化 无论是水平输入还是垂直输入，简支约束的应变反应大约是固端约束的应变反应的3倍。实际海底管道端部支撑介于固端与简支之间。如何合理确定管道端部约束情况对管道动力反应结果有很大影响。如果人为的每隔一段对管道施加一定的约束，可以很好的控制管道的反应。2.2.3 悬空高度的影响 图13为跨长2.8 m、简支约束、管内有水情况下管道上各测点（测点编号见图3）最大

24、应变（emax）随悬空高度（e/D，e为悬跨高度，D为管道直径）的变化。输入地震波，应变随悬高的增加而增加，与按照传统波浪理论分析结果不一致39。地震波与波浪相比，具有持时短、频率高、强度大的特点，短时间内使管道周围流体产生往复剧烈运动。从试验结果看，输入地震波时管-水间相互作用比较复杂，建立计算模型时应考虑多种影响因素。 (a) 水平输入地震波 (b) 垂直输入地震波图13 管道上各测点最大应变随悬跨高度的变化2.2.4 悬跨长度的影响 图14为简支约束、管内有水情况下管道最大应变（emax）随跨长（L0/D）的变化。管道应变随悬跨长度的增加而增加。管跨越长反应增加得越明显。与控制海底悬跨管

25、道因波和流导致疲劳破坏一样，控制管跨长度是控制海底悬跨管道动力反应的决定因素。 (b) 水平输入地震波 (d) 垂直输入地震波图14 管道最大应变随跨长的变化2.2.5 管内有水和管内无水的比较 图15为为跨长2.8 m、简支约束情况下管道内有水和无水情况最大应变（emax）沿管轴方向（x/L0）的变化。管内没水时，管道的应变要小于管内有水时的应变。特别是在垂直波输入下，管内无水时的应变仅为管内有水应变的1/5。管道内有水时管道受到的地震力要大于管道内无水时的情况。因此，管道内有水时管道动力反应要大于管道内无水时的情况。 (b) 水平输入地震波 (d) 垂直输入地震波图15 管道内有水和无水情

26、况最大应变沿管轴方向的变化2.2.6 水深的影响 (a) 管内有水情况下 (b) 管内无水情况下图16 水平输入正弦波管道上各测点最大应变随水深的变化 在浅水区因地震产生的波和流会发大管道反应；而在深水区因地震产生的波和流强度要弱。管内有水时，在水平激励下应变随水深增加而增加，在H/D=6.5时达到最大；管内无水时，在水平激励下应变随水深增加而减小，在H/D=4.5时达到最大。 水深对海底悬跨管道动力反应有影响，在深水影响较稳定，而在浅水反应的变化较大。3 海底悬跨管道动力数值模拟 将海底悬跨管线简化为两端支撑的梁模型。假定：管线的竖直和水平地震反应之间没有耦合振动出现；材料性能为线弹性；只考

27、虑地震荷载，不考虑海流和波浪的作用。3.1 考虑动水作用力海底悬跨管线地震作用下运动方程39当管线在水平方向垂直于管轴振动时，作用在管线上的海流和波浪产生的水平力用Morison方程表示如下： (4)式中：为水体密度；为管道外径；为水质点速度；为管道水平位移；为管线水平运动速度；为阻力系数；为惯性系数，和可由试验测得；为附加质量系数，附加质量系数与惯性系数具有如下关系： (5)则水平振动的悬跨管线的运动方程如下： (6)式中：为单位长度管体质量；为管体结构阻尼系数；为管体结构弹簧常数，为管道水平运动加速度。假定，将线性化，引入附加质量： (7)并假定在任何环境条件下附加质量都相同。对于大直径管

28、道，因阻力效应引起管道反应的阻尼不大，在实际分析中可以忽略阻力效应的影响26。忽略动水激励力的影响，即，设水平地震加速度为，则只考虑水平地震作用海底悬跨管线运动方程如下： (8)3.2 运动方程的离散 海底悬跨管道运动控制方程（8）按有限元方法离散为： (9)式中：为管道动位移；为考虑动水作用力的质量矩阵；为阻尼矩阵；为刚度矩阵；为地震输入加速度。在此引入Rayleigh阻尼28，见公式（10），近似表达阻尼矩阵。和由结构的一阶固有频率和三阶固有频率及阻尼比求得，如（11）式所示。 (10) ， (11) 本文采用Wilson-法求解动力平衡方程。取为1.4。3.2 管道试验基频与计算基频的比

29、较 根据连续体动力学理论40，对于两端固定的梁，其第一阶圆频率 (12)对于两端简支的梁，其第一阶圆频率 (13)式中：为管道弹性模量；为管道截面惯性矩；为管道单位长度质量，包括动水附加质量、管道质量和管道内输送物质质量；为管道跨长。 表2列出了海底悬跨管线在各种工况下模型基频的理论值和试验值。从中可以看出，固端约束基频试验值与理论值相差较大，表明实际试验中没有达到理想化的固端约束；而简支约束基频试验值与理论值相差不大，基本达到理想简支约束情况。表2 各种工况基频理论计算值与模型试验值比较类型跨长(m)固端梁基频 (Hz)简支梁基频 (Hz)理论计算模型试验理论计算模型试验陆地空管2.813.

30、811.06.085.92.4-8.288.82.0-11.9313.0水中空管2.8-4.023.9水中满管2.87.295.03.212.92.4-4.374.22.0-6.305.93.3 管道反应计算值与实验值的比较 计算中地震动输入为水平正弦波，同时与在水平正弦波输入下的试验结果进行比较。3.3.1 陆地管道与水中管道结果比较 图17显示出原型计算值通过参数比尺换算成的模型值，可以看出计算值与试验值符合得很好。 图17 陆地和水中管道最大应变沿管轴方向的变化 图18 固端和简支约束管道最大应变沿管轴的变化3.3.2 支撑的影响 从图18可以看出，试验测试结果的分布趋势与梁在简支和固端

31、约束下理论分析结果的趋势相同。表2显示固端约束试验中端部没有达到理想固端约束，因此靠近端部管道反应的试验值要低于理论计算值。3.3.3 悬跨长度的影响 图19为管道跨中点最大应变（emax）随跨长（L0/D，D为管道直径）的变化。管道应变随悬跨长度的增加而增加。计算值与试验值相符。 图19 管道最大应变随跨长的变化 图20 管内有水和无水情况最大应变沿管轴的变化3.3.4 管内有水和管内无水的比较 图20为管道内有水和无水情况最大应变（emax）沿管轴方向（x/L0）的变化。计算结果与试验结果相近，也显示出管内没水时，管道的应变要小于管内有水时的应变。3.3.5 悬跨高度的影响图21为管道中点

32、最大应变（emax）随悬跨高度（e/D，e为悬跨高度）的变化。虽然计算结果与试验结果趋势相同，但存在一定误差。因为输入地震波时管-水间相互作用比较复杂，简化计算模型只能考虑因悬跨高度不同引起惯性系数变化影响管道反应。图21 管道中点最大应变随悬跨高度的变化4 结论与展望 海底悬跨管道在动力荷载作用下是一个管道-流体相互作用的复杂系统，其反应受到多种因素的影响。 根据Morison方程导出的在水平输入地震波下海底悬跨管道动力控制方程进行有限元数值计算，其结果与模型试验结果符合得较好。但有限元分析中附加质量系数（或惯性系数）和管道阻尼比要根据试验选取。 水平输入地震波时海底悬跨管道的动力反应要大于

33、陆地悬空管道的反应，而垂直输入地震波时海底悬跨管道的动力反应要小于陆地悬空管道的反应。海底管道因为周围水的滤波作用，动力反应中高频分量被过滤。越靠近管道中部管-水间相互作用越大，滤波效果越明显。 相同幅值输入下，海底悬跨管道在水平地震输入时的动力反应要大于在垂直地震输入时的动力反应，水平地震输入对海底悬跨管道动力反应起控制作用。 实际海底悬跨管道端部的支撑情况介于固端和简支之间，更偏向于简支。简支支撑的管道反应要大于固端支撑管道的反应。 水深对海底悬跨管道动力反应有影响，在深海影响较稳定，而在浅海反应的变化较大。 悬跨段越长管道反应越大，越对管道的安全不利。海底悬跨管道抗震设计主要是控制悬跨长

34、度。 管内有水和管内无水时的动力反应存在差别。管内没水时（输气管道），管道的应变要小于管内有水时（输油管道）的应变。 悬跨高度对管道动力反应的影响非常复杂，在地震波作用下与按波浪理论得到的结果相反。因此，建立海底悬跨管道地震反应模型应仔细分析地震作用下管道周围流体的变化。 海底管线的安全运行不仅关系到海上油气田的开采，而且关系到生态环境的保护。因此，应着重于研究海底管线的健康诊断和安全评估方法。本课题组将利用水下振动台和不规则造波机研究海底管线在地震和波浪联合作用下的响应和破坏过程的试验研究。建立管线流体地基体系在地震和波浪作用下的相互作用的理论分析和数值计算模型。提出海底管线抗震安全评价标准

35、与防震减灾工程对策。利用管线损伤和变形的光纤测试技术、PIV流场的流速测试技术、以及结合时-频联合分析技术分析处理管线响应的复杂信号，初步建立海底管线的现代化损伤监测技术。参考文献：1 王金英，赵冬岩. 渤海海底管道工程的现状和问题J. 中国海上油气（工程），1992，4（1）：1-6.2 J.B. Herbich, R.E. Schiller, W.A. Dunlap et al. Seafloor Scour, Design Guidelines for Ocean-Founded Structures M. 1984.3 余建星，罗延生，方华灿. 海底管线管跨涡激振动响应的实验研究J.

36、地震工程与工程振动，2001，21（4）：93-97.4 F.P.Gao, X.Y.Gu etc. An experimental study for wave-induced instability of pipelines: the breakout of pipelines J. Applied Ocean Research, 2002, 24: 83-90.5 金俐. 有压块海底管线水动力特性的实验研究J. 河南师范大学学报（自然科学版），2001，29（3）：30-36.6 陈兵. 波浪场中小尺度杆件受力的有限元数值模拟D. 大连理工大学博士学位论文，1998.7 K.Y.Lam,

37、Q.X.Wang, Z.Zong. A nonlinear fluid-structure interaction analysis of a near-bed submarine pipeline in a current. Journal of Fluids and Structures, 2002, 16(8): 1177-1191.8 T. Xu, B. Lauridsen, Y. Bai. Wave-induced fatigue of multi-span pipelines J. Marine Structure, 1999, 12, 83-1069 王维. 确定海底埋设输油管线

38、允限冲刷长度的一种实用方法J. 西南石油学院学报，1996，18（3）：94-97.10 B.M. Sumer, J. Fredsoe, et al. Sinking/floatation of pipelines and other objects in liquefied soil under waves J. Coastal Engineering, 1999, 38: 53-90.11 W. Magda. Wave-induced cyclic pore-pressure perturbation effects in hydrodynamic uplift force acting

39、on submarine pipeline buried in seabed sediments J, Coastal Engineering, 2000, 39: 243-272.12 X. Wang, D.S. Jeng, Y.S. Lin. Effects of a cover layer on wave-induced pore pressure around a buried pipe in an anisotropic seabed J. Ocean Engineering, 2000, 27: 823839.13 J.C. Anderson, S. B. Johnson. Sei

40、smic behaviour of above ground pipelines J. Earthquake Eng. Struct. Dyn., 1975, 3: 319-336.14 T.K. Datta, E.A. Mashaly. Pipeline response to random ground motion by discrete model J. Earthquake Eng. Struct. Dyn., 1986, 14: 559-572.15 A. Hindy, M. Novak. Pipeline response to random ground motion J. J

41、. Eng. Mech. Div., ASCE, 1980, 106: 339-360.16 H. G. Powell. Seismic response analysis of above ground pipelines J. Earthquake Eng. Struct. Dyn., 1978, 6: 157-165.17 K.C. Wong, A. H. Shah, T.K. Datta. Three dimensional motion of buried pipeline J. J. Eng. Mech, Div. ASCE, 1986, 112: 1319-1345.18 G.E

42、. Muleski, T. Ariman, C.P. Aumen. A shell model for buried pipes in earthquakes J. J. Soil Dyn. Earthquake Eng., 1979, 4: 43-51.19 赵林，冯启民. 埋地管线有限元建模方法研究J. 地震工程与工程振动，2001，21（2）：53-57.20 梁建文，何玉敖. 通过不均匀土介质管线的三维地震反应J. 天津大学学报，1994，27（2）：200-204.21 梁建文，何玉敖. 地下管线的轴向动态失稳分析J. 工程力学，1994，11（3）：129-136.22 甘水文，侯

43、忠良. 液化土中埋设管线的上浮反应J. 特种结构，1989，6（3）：3-7.23 赵成刚. 地震波作用下地下管道的模糊随机反应何可靠性分析. 结构与介质相互作用理论及其应用M, 南京：河海大学出版社，1993.24 O. Fyrileiv, K. Mork, et al. Assessment of free spanning pipelines using the DNV guideline A. Proceedings of the Eighth International Offshore and Polar Engineering Conference C, 1998：100-106.25 马良. 海底管道抗震设计初探J. 中国海洋平台，1998，14（4）：26-29. 26 T.K. Datta, E.A. Mashaly. Transverse response of offshore pipelines to random ground motion J. Earthquake Engineering and Structural Dynamics, 1990, 19(2): 217-228.27 张悉德，张玮. 侵入水中输运流体管道振动微分方程的