专利名称：：海床上石油管道悬跨安全性的分析测算方法
技术领域：
：本发明涉及石油管道悬跨的安全分析及测算方法，具体是涉及一种海床上石油管道悬跨的安全性进行计算机分析和测算的方法，以便对海洋石油管道在预定及已建海床路线下的悬跨安全性进行评估，为补救处理提供依据。
背景技术：
：海洋石油管道工程是海洋工程技术中难度较大的项目之一，一条完整的海洋石油管道沿预定的海床路线铺设而成，由于海床地形复杂，海洋石油管道在海床上的铺设难免会有悬空跨空现象，这对海洋管道的安全影响非常巨大。一般的海洋工程项目如钻井平台，导管架，管汇结构等的损坏通常是渐进、缓慢及可目测的，即使损坏了也能进行不同程度的维修设计及施工。而海洋石油管道项目往往是位于深达数十、上百米甚至到达上千米以下的海床上，一旦管道因悬跨过长导致失败破损并进水的话，这个失败过程是瞬间、突然并具极大破坏性的，并且很可能导致整条高额投资的管线因此而报废。因此，对于海洋石油管道的前期设计，或者是已经建造好的海洋石油管道，对其悬跨状态，特别是管道多悬跨状态进行分析测算，以获得较为准确的管道悬跨形态、受力以及位移等参数数据，用于安全评估，以便预先或者及时采取补救措施，对管道材料、管道结构、管内运输物的物理数据或海洋石油管道路线进行必要的调整，以满足项目的安全及功能要求就变得尤为重要了。海底管悬跨以往使用传统分析方法进行计算。基于保守的假定和简化，传统分析方法为单个悬跨的位移和应力提供了快速的解答。但此解答是近似的，不能分析置于粗糙海床下出现的海洋石油管道多重悬跨结构。因此，传统的分析方法已难以满足日趋严格的海洋管道悬跨安全性设计要求了。
发明内容本发明的目的是提供一种对海床上石油管道悬跨安全性的分析测算方法，以便为海床上石油管道在预定海床路线下可能出现影响安全的严重悬跨路段进行设计修正，或者为己建海床路线下可能出现影响安全的严重悬跨路段进行补救处理提供依据。本发明利用有限元模拟平台建立海洋石油管道的力学模型进行安全性分析测算。选择ANSYS为本发明的有限元模拟平台。故本发明涉及的管道模型即是指计算机模拟的海洋石油管道的力学模型，模型采用一个基于库仑摩擦原理的3维点对面接触摩擦元素CONTAC49，用于模拟管道一土壤两个表面的接触，间隔和滑动的相互作用。为对本发明的技术方案进行清楚的描述，先就模型涉及的几个概念进行定义。本发明涉及的海管元素定义如下在模型计算和分析过程中，引入海管节点6及海管元素的概念，参见图l，其中，海洋元素由外管ll、内管13和位于内外管之间泡沫层12构成，参见图1，本发明提及的海洋石油管道均是指外管11、内管13和泡沫层12构成的整体结构，外管11、内管13和泡沫层12则分别是指其各自的单体结构。海洋石油管道就是所有海管元素的集合。海洋石油管道的起始端和终结端均称为海洋石油管道即管道模型的末端。本发明涉及的海管元素自由度定义如下参见图2，海洋石油管道的6个自由度分别指竖向(UZ向)、横向(UY向)、纵向(UX向)的3个自由度和竖向轴旋转(ROTZ)、横向轴旋转(ROTY)、纵向轴旋转(ROTX)的3个自由度，所述的竖向(UZ向)是指节点单位坐标轴Z向的方向；横向(UY向)是指节点单位坐标轴Y向的方向；纵向(UX向)是指节点单位坐标轴X向的方向。本发明涉及的海床元素定义如下设定以海洋石油管道为中心线，即沿海洋石油管道横向对称的两行纵向(UX向)等距排列的多个点称为海床节点4，其中以每个海管节点6为中心等距相邻的四个海床节点4构成的面就是模拟的海床元素2a，海床元素2a构成的面模拟为海床面2，也即是模拟的海床面2是由对应海管的多个海床元素2a的集合，参见图4。本发明中的末端弹簧元素定义如下参见图1和图4，在管道模型两端各自接连一非线性弹簧元素，简称为末端弹簧元素3，引入末端弹簧元素主要是为了处理整个模型在边界上的力与位移关系，保证整个模型在不同荷载条件下的力一位移平衡，引入末端弹簧元素后，只允许管道模型沿UX轴方向位移，固定其余各方向位移，UX方向位移将按公式[l]的力一位移关系进行计算。本发明建立的管道模型具备大变形及材料非线性的力学综合模拟器特性，塑性直管元素(PIPE20元素)模拟做内、外管道，外压力和内压力连同温度等荷载可直接应用到管道元素中。本发明中加载的剩余铺管张力是由管道铺装后产生的有效张力，计算时使用预定的剩余铺管张力主要为了平衡由操作中带来的管道轴压力，从而获得一个经适当调整的管道轴合力。本发明的上述目的通过如下技术方案来实现的海床上石油管道悬跨安全性的分析测算方法，其特征是在有限元模拟平台上进行分析测算，包括如下步骤(1)原始数据采集将预定的或者已建好的海洋石油管道的物理参数、环境数据、土壤数据、锚固定状况、作业状态下内管荷载数据输入有限元模拟系统中；(2)整体内外管管线浮力检验步骤分别进行检验外管浮力计算和检验内管浮力计算，综合外管及内管的检验结果，检验发现管道出现浮力过大，则退出整个计算，并对管道尺寸及材料进行更改；(3)以海洋石油管道为空置并平铺在虚拟的完全水平的海床面上的状态建立起海洋石油管道的计算机三维初始力学模型所述空置状态即是指海洋石油管道无任何外力作用下的状态。将所述海洋石油管道平铺在虚拟的完全水平海床面上的具体方法是，根据已知的海洋石油管道外管两端点的数据建立管道模型的两个末端点，限制海洋石油管道外管两端点的竖向(UZ向)、横向(UY向)及纵向(UX向)的轴旋转活动自由度，并且以该两点连线构成海洋石油管道模型的初始状态，设定所有海床节点，建立完全水平的海床面，只允许海洋石油管道上述的两个末端点各自连接的一个末端弹簧元素，允许所述末端点纵向(UX向)位移，固定末端弹簧元素的其余自由度，参见图4;(4)用有限元素法计算内管剩余铺管张力造成的管道初始变形在步骤(3)的管道初始模型的基础上，给内管加载剩余铺管张力，在有限元平台上计算有限元模型在新的力作用下新的力平衡，及在新的力平衡状态下的海洋石油管道初始变形，参见图5;(5)在步骤(4)的管道模型上，固定其中一个外管的末端弹簧元素的纵向(UX向)位移，按照已储存的实际海床轮廓参数，来限制海洋石油管道两端点及所有海床节点竖向(UZ向)位移位置以使海床元素符合实际的海床轮廓，在上述步骤(4)中获得的海洋石油管道初始变形的形状下重新加载剩余铺管张力作用下，在有限元平台上计算有限元模型在新的力作用下新的力平衡，及在新的力平衡状态下的海洋石油管道的进一步变形，参见图6;(6)固定外管另一端的末端弹簧元素的纵向(UX向)位移，并固定管线的中间锚节点，参见图3;基于步骤(5)中获得的海洋石油管道变形形状下，给内外管道加载压力荷载，在有限元平台上计算有限元模型在新的力作用下新的力平衡，及在新的力平衡状态下的海洋石油管道的进一步变形，参见图7;(7)在步骤(6)中获得的海洋石油管道变形形状下通过加载内管受到的温度作用力，在有限元平台上计算有限元模型在新的力作用下新的力平衡，及在新的力平衡状态下的海洋石油管道的进一步变形，参见图8;(8)在步骤(7)中获得的海洋石油管道变形形状下通过加载波浪水流荷载和土壤摩擦力，所述土壤摩擦力包括土壤惯性、推拉及提升力，在有限元平台上计算有限元模型在新的力作用下新的力平衡，及在新的力平衡状态下的海洋石油管道的最终变形，参见图9;(9)将计算所得的结果输出。即根据线性或非线性要求，提取元素力、元素弯矩，元素应力、弹性应变、位移及旋转的计算结果并输出。本发明所述第(l)步骤中，所述海洋石油管道的物理参数至少包括海洋石油管道总长度，海管元素数量，海管节点以及海床节点数量，内、外管参数；所述环境数据至少包括对应整条管线每个节点的压力数据、温度数据及对应整条管线位置的实际海床轮廓数据，以及计算出来的最大/最小水深参数；所述土壤数据则计算海床土壤各项硬度参数。本发明中在边界条件处理上，上述(4)(8)所有涉及管道受力而变形的计算中，海洋石油管道中的两端变化都是通过在管道模型两端连接的两个非线性末端弹簧元素按以下力-位移关系公式来计算/=V2房忍A[1]f=海洋石油管道与位移相应的ux弹力Y==海洋石油管道的杨氏模量M=海洋石油管道的横截面积5=海床摩擦系数Z=海洋石油管道的掩埋质量A=管道端结点的UX轴向位移本发明中步骤(6)中给内外管道加载压力荷载包括内管中运输物重量、内管管压、外管附着生物层重量和外管管压荷载力；如模型边界为全约束条件，还可能包括内管受到的端盖力和泊松作用力。如模型边界为全约束条件，在应用上述公式模拟管道端部弹性的力位移关系后还需一次性加入相应的端部荷载力到管道两端，这包括端盖力、泊松作用力和端部温度作用力，即本发明步骤(6)中出现的端盖力和泊松作用力以及步骤(7)中的温度作用力。端盖力、泊松作用力和端部温度作用力通过以下的公式计算丄,(&J,—《乂》M,/2w[2]LPLtK,KeMiMeMsJ'JewkVYsocA//=内管受到的端盖力=内管受到的泊松作用力=内管受到的温度作用力=内管受到的内部压力=内管受到的外部压力内管内横截面面积内管外横截面面积内管的横截面面积内管的内直径内管的外直径《2/4《/4(d>r/4=内管的泊松比=内管的杨氏模量=内管的热膨胀系数=内管内外温差与现有技术相比，本发明的有益效果是(1)在有限元模拟平台上使用3维有限元(FE)自由悬跨的模拟管道力学模型，对海洋石油管道在预定及已建海床路线下的悬跨进行安全性分析测算，有效地提高了计算精度，荷载的多样性及收敛能力。(2)通过本发明可以有效地分析海洋石油管道在海床上的悬空状况，对其安全性做出较为准确地判断，从而为已建海洋石油管道的悬空高危部位补救处理提供重要依据，为设计阶段的海洋石油管道的悬空高危部位及时采取措施防患于未然。(3)本发明利用计算机模拟管道的力学模型代替传统的分析方法，提高了测算的准确性，从而能够以较低的成本降低海洋石油管道在建设及使用过程中的安全风险，具有重大的经济效益和社会效益。图l是本发明中管道模型、弹簧元素及海床面的组合示意图；图2是本发明中管道模型的坐标图，显示管道模型的六个自由度；9图3是本发明中管道模型和固定中间锚节点的俯视组合示意图；图4是本发明步骤(3)中管道模型处在空置状态的模型结构示意图；图5是本发明步骤(4)中管道模型初始变形的力学模型结构示意图；图6是本发明步骤(5)中管道模型受力变形得到的力学模型示意图；图7是本发明步骤(6)中管道模型受力变形得到的力学模型示意图；图8是本发明步骤(7)中管道模型受力变形得到的力学模型示意图；图9是本发明步骤(8)中管道模型受力变形得到的力学模型示意图；图IO是本发明实施例的框图。其中图4—图9中，虚线为海洋石油管道模型加载变形后形态。海洋石油管道l，外管ll，内管13，泡沫层12;海床2，海床元素2a;末端弹簧元素3;海床节点4;中间锚节点5;海管节点6;海床弹簧元素具体实施例方式图110所示的一种模拟石油管道的三维力学模型是本发明的实施例之一，本发明实施例中的海床上石油管道悬跨安全性的分析测算方法，在有限元模拟平台上进行分析测算，每一步采用ANSYS软件编程计算，其具体步骤如下1、原始数据釆集步骤；该原始数据包括以下数据输入文件的输入数据单位必须是一致的，因为分析程序里没有内置的核对。a、海洋石油管道物理参数包括该海洋石油管道物理参数包括海洋石油管道长度，海管元素数量，海管节点数量，海床节点数量，模拟海床表面宽度；外管参数外管的外径，壁厚，外管的内径，外包层厚度，外包层密度，水泥层厚度，水泥层密度，内外管中填充物密度，管钢密度，管钢的温度扩张系数，管钢的泊松比，管钢的杨氏模量，管外附着生物层厚度，管外附着生物层密度，钢的等级)内管参数管的外直径，壁厚，管的内直径，内包层厚度，内包层密度，管钢密度,管钢的温度扩张系数，管钢的泊松比，管钢的杨氏模量，内外管中填充泡沫的剪力强度，钢的等级)；以长度为2500米管中管结构海洋石油管道为例，采用ANSYS软件解答如下设海管元素(内管或外管)数量为gele=500个，每个海管元素长kxd=5米，设定在模型中海管元素节点数为simnd=gele+l=501个，海床元素节点为hcnd=gele+2=502个，并设定海床元素宽度为ydfl=60米。外管外直径为od=0.559米，内管外直径为id=0.4064米，外管厚度为owt=0.0159米，内管厚为iwt=0.0214米，外管内直径odi=od-2.0*owt,内管内直径idi=id-2.0*iwt,外管外覆盖层厚度oet=0.004m,内管外覆盖层厚度iet-0.004m,外管外覆盖层密度Oep=1300kg/m3,内管外覆盖层密度iep=1300kg/m3,外管内覆盖层厚度oit=0.004m,内管内覆盖层厚度iit=0.004m,外管内覆盖层密度oip=8140kg/m3,内管内覆盖层密度iip=8140kg/m3,外管水泥层厚度oct=0.01m，内管水泥层厚度ict=O.Om，外管水泥层密度ocp=2250kg/m3,内管水泥层密度icp=2250kg/m3，外管道隔离层密度osp=110kg/m3,内管道隔离层密度isp=0kg/m3,外管的钢密度ostp=7850kg/m3，内管的钢密度istp=7850kg/m3,外管温度膨胀系数ota-1.17e-5(l/degC),内管温度膨胀系数ita=1.12e-5(l/degC)，外管松柏比opoi=0.3，内管松柏比ipoi=0.3,外管杨氏模量oyng=207e9(N/m2),内管杨氏模量iyng=207e9(N/m2),外管附着生物层厚otm=0.01,外管附着生物层密度opm=250(Kg/m3)，管中管内填泡沫剪力强度fm=0.2e6,外管钢品选择为(API5LX70)ostd=70,内管钢品选择为(API5LX65)istd:65，重力zli:9.81，圆周率yzl=4*atan(1.0)b、环境数据包括该环境数据包括海水深度，海水密度，海水温度，浪高，浪周期，冲击管的浪角度，固定水流，水流测量的参考高度，海床粗糙度参数，冲击管道固定水流角度，管外压，波浪公式计算的设置循环数量，计算浪长度的收敛系数，惯性系数，上升系数，拖拉系数；海水深度wtdep=1000m,海水密度wtden=1025.0(kg/m3),海水常温wttem=5.0(degC),浪高blh=22.3米，浪周期blp=15.2秒，浪冲击管道的角度wvdeg=90.0(deg),固定水流速cvelo=0.35(m/sec),水流测量的参考高度chght=1.4(m),海床粗糙度参数rgh=le-5，冲击管道固定水流角度jiaodu=90.0(deg),管外压extyali=wtdep*zli*wtden(N/m3),波浪公式计算的设置循环数量itms=20,计算浪长度的收敛系数btolns=0.001,迭代循环中水力冲击递增角度phigxt=5，惯性系数cin=3.29,上提系数clii.9,拖拉系数cd产l.O。c、土壤数据；包括土壤种类，土壤密度，对应内部摩擦的土壤角度，无绑定土壤剪力强度，摩擦系数，竖向土壤硬度，切线土壤密度，泥土的初位移，土壤的允许移动距离；土壤种类tr-l(如果土壤属于沙类tr=l，如果土壤属于黏土类tr=2)，土壤密度tr一rd二0.35(只是土壤属于沙类是有效)，对应内部摩擦的土壤角度tr_p=35(deg),无绑定土壤剪力强度tr—su=1400(N/m2)，土壤摩擦系数mocha=0.5，竖向土壤硬度yingm=19.0e6(N/m2),切线土壤密度yingk=l.le6(N/m2),泥土的初位移inim=0.001(m)，土壤的允许移动距离alhn=0.0075(m)。d、锚固定状况；包括中置锚固定位置，包括锚固定总数，各锚之间间距；设有中置锚锚固定总数n—mao=4，使用*dim,mao_p,army，20,l去读取各锚之间间距mao_p(l,1)=100,200,300,400,500,600,700,800，900,1000mao_p(11，1)=1100，1200,1300,1400,1500,1600,1700,1800,1900,2000e、作业状态下内管荷载数据；包括作业状态下内压，剩余铺管张力，作业状态下温度；操作状态下内管内壁压力选项popt=0(p叩t0代表采用统一的内管内壁压力,popt=l代表程序将读取一连串沿管线变化的内壁压力数据)，内管内壁统一压力intyali=500.0e3(N/M3)，剩余铺管张力tenn=600.0e3(N),操作状态下内管内壁温度选项topt-O.O(topt二O.O代表采用统一的内管内壁温度，topt=l代表程序将读取一连串沿管线变化的内壁温度数据),opwd^lOCC摄氏度,操作状态下统一内壁温度)。f、读入对应整条管线每个节点的内管内壁压力数据；操作状态下内管内壁压力选项popt:O,代表采用统一的内管内壁压力，所以整条管线将采用统一的内管内壁压力opyali(mm,l)—ntyali;否则，pc3pt^,读入内管内壁压力文件赋值opyali(simnd,l)。g、读入对应整条管线每个节点的内管内壁温度数据；操作状态下内管内壁温度选项topt-O.O，代表采用统一的内管内壁温度，所以整条管线将采用统一的内管内壁温度wdv(mm,l"opwd;否则，topt^，读入内管内壁温度文件赋值wdv(simnd,l)。h、读入对应整条管线每个节点的海床数据；由用户提供真实的海底测量数据文件。模型釆用"点一面"接触单元用于模拟海床作用力，模拟的海床元素由两行沿管道横向对称的纵向(UX向)等距排列的每两个海床节点，共四个海床节点所构成。海床节点左端作为第一个节点，右端作为最后一个节点；每列沿线方向的海底节点数一倍多于管道节点数。在模型里，假设两列海床节点的竖向UZ(即海床深度)相等，文件仅需要提供一组对应于每个海床节点的海床深度作为海床元素垂直坐标UZ初始赋值。读入海床数据文件赋值cod(simnd,l)。i、建立最大/最小水深；通过从1到hcnd迭代，找到海床的最大/最小海深:ZDSS和ZXSSj、计算内外管参数；包括有效管直径，横切面面积；外管有效管直径为oef=od+2*(oet+oct),外管横切面面积oca=yzl*(od**2-odi**2)/4，内管有效管直径为iefHd+2*(iet+ict)，内管横切面面积ica=yzl*(id**2-idi**2)/4,外内管总横切面为fca=oca+icak、计算海床土壤硬度参数；竖向土壤硬度trst=yingm*sele，切线土壤密度s—tang=yingk*sele2、整体内外管管线浮力检验步骤；开始检验外管浮力计算除去外管内覆盖层厚度的外管内直径odit=0di-2*oit外管内覆盖层质量zwnc=yzl*(odi**2-odit**2)*oip/4外管钢部分的质量zwg二yzl气od"2-odi"2"ostp/4外管钢部分的横切面面积mwg=yzl*(od**2-odi**2)/4外管外覆盖层质量zwf=yzl*((od+2*oet)**2-od**2)*oep/4外管道隔离层质量zw卜yzl气odit"2-oef^2)+osp/4外管水泥层质量zws=yzl*((od+2*oet+2*oct)**2-(od+2*oet)**2)*ocp/4外管附着生物层质量zswg=yzl*((od+2*oet+2*oct+2*otm)**2陽(od+2*oet+2*oct)**2)/4*opm夕卜管质量总禾口zggc=zwnc+zwg+zwf+zwl+zws外管浮力质量zfli=yzl*oeP*2*wtden/4外管淹没质量mym=zggc-zfli外管道隔离层重量wwl=zwl*zli外管附着生物层重量zhy=ZSWg*zli外管淹没总重量zym=(mym*zli)+zhy等效密度dxmdl=mym/mwg如果dxmdl小于零dxmd1=0.0;开始检验内管浮力计算除去内管内覆盖层厚度的内管内直径idit=idi-2*iit内管内覆盖层质量zniK^yzP(idi"2-idit"2)4ip/4内管钢部分的质量zng二yz"(id"2-idi"2)"stp/4内管钢部分的横切面面积mng=yzl*(id**2-idi**2)/4内管外覆盖层质量znf=yzl*((id+2*iet)**2-id**2)*iep/4内管道隔离层质量zn卜yzP(idit"2-ief^2)^sp/413内管水泥层质量zns=yzl*((id+2*iet+2*ict)**2-(id+2*iet)**2)*icp/4内管附着生物层质量znwg=yzl*((id+2*iet+2*ict+2*itm)**2-(id+2*iet+2*ict)**2)/4*ipm内管质量总禾口zngc=znnc+zng+znf+znl+zns内管浮力质量zfln=yzl*ieP*2*wtden/4内管淹没质量myn=zngc-zfln内管道隔离层重量nWl=znl*Zli内管附着生物层重量zny=zsng*zli内管淹没总重量zyn=(myn*zli)+zny内管等效密度dxmd2=myn/mng如果dxmd2小于零dxmd2=0.0;综合外管及内管的检验结果mymnKmym+myn)小于等于零，检验发现管道出现浮力过大现象，退出整个计算，并对管道尺寸及材料进行更改。3、模型生成步骤；生成节点生成海洋石油管道节点*do，mn,l，simnd，ln,mn,(mn-l)*kxd,0.0，0.0n,(1000+mn)，(mn-l)*kxd,0.0,0.0*enddo生成海床节点n，2001,-kxd/2,-ydfl/2,0.0ngen,hcnd,1,2001，，1,kxdn,3001，-kxd/2，ydfl/2，0.0ngen，hcnd,1,3001,,1,kxd生成海床摩擦节点n,薩l，O.O,O.O,O.Ongen，simnd,1，10001，，1，kxd生成左端轴弹簧节点n,90000,-kxd,,0，生成右端轴弹簧节点(开始循环)外管节点(在海床表面)内管节点(在海床表面)(结束循环)n,90001,simnd*kxd,,0生成元素首先确定模型为塑性非线性模拟a、元素定义模型是具备大变形及材料非线性的力学综合模拟器。塑性直管元素(PIPE20元素)模拟做内外管道。外压力和内压力连同温度等荷载可直接应用到管道元素。通过ET,100，20选取管道元素PIPE20建立外管道，定义外管壁厚R，100,od,owt,定义外管道杨氏模量MP,EX,100,oyng,定义外管道钢材密度MP,DENS,lOO,dxmdl,定义外管道钢材的松泊比MP,NUXY,100，opoi，定义外管道钢材的温度扩展MP,ALPX,100,ota。通过ET,101，20选取管道元素PIPE20建立内管道，定义内管壁厚R，101,id,iwt,定义内管道杨氏模量MP,EX,101,iyng,定义内管道钢材密度MP,DENS,100,dxmd2,定义内管道钢材的松泊比MP,NUXY,l00,ipoi,定义内管道钢材的温度扩展MP,ALPX，100,ita。模型采用一个基于库仑磨擦原理的3维'点-面'接触磨擦元素CONTAC49构成'海管-海床'模型，用于模拟'海管-海床'两个表面的接触、间隔和滑动的相互作用，意味着管道和海底表面的交互作用由接触单元来联系。因此，每个接触单元对应着一个交互作用的管道节点和海底表面区域。通过ET,200,49建立接触元素CONTAC49，接触硬度及接触忍受值r,200，trst，s—tang，le-3,1,接触元素摩擦mp,mu,200,mocha;举例，管节点从1到501标出，管单元从1到500标出。通过ET,300,14建立弹簧抑制元素COMBIN14,并设定为非线性在UY轴有活动自由的弹簧抑制元素COMBIN14元素，硬度及抑制系数0.5*wtden*cdr*oef*kxd在管道模型两端各自接连一非线性弹簧元素COMBIN39，简称为末端弹簧元素。引入末端弹簧元素主要是为了处理整个模型在边界上的力与位移关系，保证整个模型在不同荷载条件下的力-位移平衡。通过ET,400,39,0，0，0建立只有UX轴自由度的非线性末端弹簧元素COMBIN39。通过ET,401,39,0,0,0建立只有UZ轴自由度的非线性弹簧元素COMBIN39做轴土壤磨擦，r,401，0.0,0.0,allml,(mymn*kxd*mocha),(100*allml),(mymn*kxd*mocha)通过ET,402，39，0,0，0建立只有UX自由度的非线性弹簧元素COMBIN39作为管中管泡沫硬度r,402,0.0,0.0,1.0,(fm*kxd)，设定轴方向的管中管泡沫硬度为yzl*iePfm*kxdb、元素生成生成外管元素type,100mat,100real,100EN,1,1,2*repeat，gele，l,l，l生成内管元素type,101mat,lOlreal,lOlEN,麵,1001,1002*repeat，gele,1,1,1生成海床元素type,200mat,200real,200en,2001，2001，2002,3002,3001，1*repeat,simnd，1,1,1，1,1,1生成海床摩擦元素type,401real,401EN,IOOOU,10001*repeat,simnd,1,1,1生成管中管(外管节点与内管节点之间)泡沫弹簧元素，用以模拟管中填充泡沫材料的物理上的特性。泡沫弹簧元素用以模拟管中管内泡沫的UX轴向弹性变化。type,402real,402EN,20001,1,1001*repeat,simnd，1,1,1生成末端弹簧元素type,400real,400EN,卯000,90000,1EN,90001,卯001,simndc、边界条件及公式通过按照实际尺寸位置生成节点，并以此生成相关管道元素，海床元素，接触元素，最后通过边界条件公式把模型以力学形式固定下来。通过使用以下端部的力位移条件公式，以更加实际的端部弹性固定形式把模拟管道及海床结构组合模型确定下来。这个由添加一个非线性弹性单元到模型端部管结点来完成。这更加精确的表现出管道邻近区域嵌入荷载段管道导致约束管道移动的张力效果。弹性端部的力一位移特性由以下数学公式表示。/=扭M5ZA[1]f=海洋石油管道与位移相应的UX弹力Y=海洋石油管道的杨氏模量M=海洋石油管道的横截面积5=海床摩擦系数Z=海洋石油管道的掩埋质量A=管道端结点的UX轴向位移以代码形式表示为*do,ndian，1,20,1(开始循环)zf(ndian,l)=(2*oyng*fca*mocha*mymn*zad(ndian，l))**0.5*enddo(结束循环)r,400,zad(1,1),zf(1,1)，zad(2，1),zf(2,1),zad(3,1),zf(3，1)画re,zad(4,1),zf(4,1),zad(5,1),zf(5,1),zad(6,1),zf(6,1)画re,zad(7,1),zf(7,1)，zad(8,1),zf(8,1),zad(9,1),zf(9,1)画re,zad(10,1)，zf(10,1),zad(11,1),zf(11,1),zad(12,1),zf(12,1)rmore,zad(13,l)，zf(13，l)，zad(14，l)，zf(14,l),zad(15,l)，zf(15,1)腿re,zad(16,l),zf(16,l),zad(17,l)，zf(17，l),zad(18，l),zf(18,1)rmore,zad(l9,1),zf(19,1),zad(20,1)，zf(20,1)为保持模型在全约束条件下的力平衡，在应用上述公式模拟管道端部弹性的力位移关系后还需一次性加入相应的端部荷载力到管道两端，这包括端盖力、泊松作用力和端部温度作用力。加载安排为端盖力、泊松作用力在内管加载压力荷载阶段步骤(5)中以端部荷载力形式加载；端部温度作用力在内管加载温度荷载段阶段步骤(6)中以端部荷载力形式加载。需注意这些端部荷载力仅在全约束状态时应用，也就是，加入模型边界选择参数efix，并设置为l。在efix设置为0时，这些荷载力在边界部分约束状态时不应用。以下是计算这些荷载力的方程。丄,(《,W》乾/2v^[2]丄，=T^"A//[3]Ze=《M,-[4]=内管受到的端盖力=内管受到的泊松作用力=内管受到的温度作用力=内管受到的内部压力=内管受到的外部压力LeLpLtKiKeMiMeMsJiJeWkVYsaA//内管内横截面面积内管外横截面面积内管的横截面面积内管的内直径内管的外直径《/4《/4(Ce2-C,卞/4=内管的泊松比=内管的杨氏模量=内管的热膨胀系数=内管内外温差其中以代码形式表示端盖力及柏松作用力为(作用力将出现在模型荷载解答过程中,参阅在4.c中的压力引至纵向力加载中说明)Extyali1=cod(1,1)*zli*wtdenExtyali2=cod(simnd,1)*zli*wtdenfyalisl=ica*(opyali(l,l)*idi**2-Extyalil*id**2)/(id**2-idi**2)fyalis1=fyalis1+ica*ipoi*(Extyali1十opyali(l,1))/2-ica*ipoi*(opyali(l,1)*idi-Extyali1*id)/(2*iwt)fyalis2=ica*(opyali(gele，1)*idi**2-Extyali2*id**2)/(id**2-idi**2)fyalis2=fyalis2+ica*ipoi*(Extyali2+opyali(gele，1))/2-ica*ipoi*(opyali(gele，1)*idi-Extyali2*id)/(2*iwt)以代码形式表示温度作用力为(作用力将出现在模型荷载解答过程中，参阅在4.d中的温度荷载加载中说明)wdv1=wdv(1,1)-wttemwdv2=wdv(nelem,l)-wttemf_wdl=iyng*ica*ita*(labl*wdvl/tlssl)f—wd2=iyng*ica*ita*(labl*wdv2/tlssl)4、采用自动牛顿-拉夫逊方法解答静态塑性大变形行为步骤；选择静态、大变形行为、自动牛顿-拉夫逊方法作为解答模型的标准。采用ANSYS软件解答如下荷载分步及解答参数设定计算剩余铺管张力的总步长tlSS0=5，计算剩余铺管张力的子步长slss(^5，计算海床竖向变化的总步长tlss2二5，计算海床竖向变化的子步长slss2=5,计算压力荷载的总步长tlss3=3，计算压力荷载的子步长slss3=5，计算温度总步长tlssl=20，使用*dim,slss,array，50,l对计算温度的子步长进行设定slss(l，l)=5,5,5,5,5,10,10,10,10,10slss(ll,l)=IO,IO,IO,IO,IO,IO，IO，IO,IO，IOslss(21，l)=20，20，20,20,20，20,20，20，20，20slss(,l)=20，20,20,20,20，20,20,20,20,20slss(41,l)=20,20,20,20,20,20,20,20,20,20计算波浪荷载总步长tlss4=5，计算波浪荷载子步长slss4=5，位移的收敛参数utor=0.01，力的收敛参数fto产l，旋转的收敛参数rtor=l，弯矩的收敛参数mtor-l，最大允许循环数itrnk=200,起初海床嵌入位置，加载横向荷载开始及结束节点，使用*dim，zad,array，20,l设置末端的弹簧固定zad(l,l)=0.0，5e-5,le-4，5e-4,7,5e-4,le-3,2.5e-3,5e-3,7.5e-3,le-2zad(ll,l)=0.025，0.05,0.075,0.1,0.15,0.2，0.25，0.3,1.0,5.0自动步长zidsp^(l表示选取，0表示放弃)，线寻lsrch^(l表示选取，0表示放弃)，应力硬化s—ying=0(1表示选取，0表示放弃)，解答控制solc=0(1表示选取，O表示放弃)。定义位移，力，旋转和力矩的收敛系数cnvtol,u,，(utor/100)cnvtol,f,，(ftor/则)ctivtol,rot,，(rtor/100)cnvtol,m，加tor/100)建立各位移数组*dim,uxo，array，simnd，1(旧ux轴位移数组)*dim,uyo,array,simnd,1(旧uy轴位移数组)*dim,uzo,array,simnd,1(旧uz轴位移数组)*dim,wy_z,array,simnd,1(累计uz轴位移)*dim，wy—x，array，simnd，(累计ux轴位移)*dim,status，array,simnd,2(管道节点位置数组)*dim,xkgd，array，simnd，1(悬跨高度管道节点)初始化所有数组归零*do,mm,l,simnd，l(开始循环)uyo(mm，l)=0.0uxo(mm,l)=0.0uzo(mm,l)=0.0wy—z(mm,l)=0,0wy—x(mm，1)=0.0xkgd(mm,l)=0.0status(mm，1)=mm^enddo(结束循环)连接末端节点的ux，uy，uzcp，next,ux，l，lOOlcp,next,uy,l,lOOlcp，next,uz,l，lOOlcp，next,ux，simnd，(l000+simnd)cp,next,uy，simnd，(1000+simnd)cp,next,uz，simnd，(l000+simnd)沿管线连接管道的uy，uz轴节点*do，mn,2,simnd-1，1(开始循环)cp，next,uy,mn,(1000+mn)20cp,next,uz,mn,(l000+mn)*enddo(结束循环)a、如图4所示，首先把海洋石油管道1设置为空置状态，该空置状态即无任何外力作用下的状态，将海洋石油管道1平铺在虚拟的完全水平海床面2上，限制海洋石油管道外管两端点的竖向(UZ向)、横向(UY向)及纵向(UX向)的轴旋转活动自由度，并限制所有海床节点4,只允许与海洋石油管道1两端相连的末端弹簧元素3纵向(UX向)位移，固定末端弹簧元素3的其余自由度；得到的模型如图4所示。然后在内管13加载剩余铺管张力作用下计算在水平海床面上空置状态下海洋石油管道的初始变形。步骤(a)中的端部弹性力位移关系边界条件均通过公式[I]计算;计算得到的结果如图5所示。采用ANSYS软件解答限制外管末端除横向，竖向及纵向位移其他活动自由d,l,allddele,l,uzddele，l，uxddele,l,uyd,simnd,allddele,simnd,uzddele,simnd，uxddele,simnd，uy限制所有海床节点d,10001,all,，,(10000+hcnd),1限制末端弹簧元素除ux轴外所有自由d,90000,a11d,90001,a11ddde,90000,uxddele,90001，ux加载剩余铺管张力到内管当中f,1001,fx,-lab1*tenn/tlssOf,(1000+simnd)，fx,lab1*tenn/tlssO在已输入的边界条件及荷载条件下，计算整个模型结构在达到力学平衡后海洋石油管道的初始变形，将计算获得的ux,uy,uz赋值到旧ux,uy,uz数组，并计算各位置的悬跨高度*do,mm,l，simnd,l(开始循环)uyo(mm,1)=uy(mm)uxo(mm，1)=ux(mm)uzo(mm,1)=uz(mm)status(mm，2)=0.0xkl=uz(2000+mm)xk2=uz(2000+mm+l)xk3=uz(3000+mm)xk4=uz(3000+mm+l)xkgd(mm,l)=uz(mm)-0.25*(xkl+xk2+xk3+xk4)*enddo(结束循环)b、加入外管11起始端的末端弹簧元素3的纵向(UX向)位移固定，按照输入的实际海床轮廓，限制海洋石油管道两端点及所有海床节点竖向(UZ向)位移位置以符合实际海床轮廓，在步骤(a)中获得的海洋石油管道初始变形形状下重新加载剩余铺管张力后计算海洋石油管道的进一步变形。步骤(b)中的端部弹性力位移关系边界条件均通过公式[l]计算；计算得到的结果如图6所示。采用ANSYS软件解答如下固定左端弹簧连接的纵向位移d，卯000,ux,ux(90000)加载剩余铺管张力到内管当中*do,labl,l,tlss2,l(开始循环)time,1—last+lablnsubst,slss2，,，onf，訓l,fx,-tennf,(1000+simnd),fx,tenn*enddo(结束循环)限制海床元素节点的uz轴位移为最大海深与海床深度之间差值*do,mn,l,hcnd,l(开始循环)d,(10000+mn),uz,labl*(zdss-cod(mn,l))/tlss2*enddo(结束循环)22限制海洋石油管道末端弹簧元素的UZ轴位移为最大海深与海床深度之间差值d，90000,uz，labl*(zdss-cod(l，l))/tlss2d,90001,uz，labl*(zdss-cod(hcnd,l))/tlss2在已有边界及荷载条件及新加入海床环境下，计算模型结构在达到新的力学平衡后海洋石油管道的进一步变形，将计算获得的ux,uy,uz赋值到旧ux,uy,uz数组，并计算各位置的悬跨高度*do，mm,l，simnd,l(开始循环)uyo(mm,1)=uy(mm)uxo(mm,1)=ux(mm)uzo(mm,1)=uz(mm)status(mm,2)=0.0xkl=uz(2000+mm)xk2=uz(2000+mm+l)xk3=uz(3000+mm)xk4=uz(3000+mm+l)xkgd(mm,1)=uz(mm)-0.25*(xkl+xk2+xk3+xk4)*enddo(结束循环)c、加入外管11的末端弹簧元素3的纵向(UX向)位移固定，并固定中间锚节点5，基于步骤(b)中获得的海洋石油管道变形形状下，加载内管13受到的端盖力、泊松作用力、内管中运输物重、内管压、外管附着生物层重和外管压荷载力作用下计算海洋石油管道的进一步变形，其中外管压荷载力为管道所处的海深、海水密度及重力相乘之积。该步骤中的端部弹性力位移关系边界条件均通过公式[1]计算，其中组成压力引至纵向力的端盖力和泊松作用力荷载通过公式[2]和[4]来计算；所述的中间锚节点5如图3所示，计算得到的结果如图7所示。采用ANSYS软件解答如下限制末端弹簧连接的纵向位移d,90000,ux,ux(1)d,90001,ux，ux(90001)计算内管组成压力引至纵向力的端盖力和泊松作用力荷载Extyali1=cod(1,1)*zli*wtdenExtyali2=cod(simnd,1)*zli*wtdenfyalisl=ica*(opyali(l,l)*idi"2-ExtyaUl*id**2)/(id**2-idi**2)fyalis1=fyalis1+ica*ipoi*(Extyali1十opyali(1,1))/2-ica*ipoi*(opyali(1,1)*idi-Extyali1*id)/(2*iwt)fyalis2=ica*(opyali(gele，l)*idi**2-Extyali2*id**2)/(id**2-idi**2)fyaIis2=fyalis2+ica*ipoi*(ExtyaIi2+opyali(gele,l))/2-ica*ipoi*(opyali(geIe，l)*idi-Extyali2*id)/(2*iwt)执行步长*do,labl,l,tlss3,l(开始循环)nsubst，slss3，，，on*enddo(结束循环)按设置中置锚位置给予ux，uy，uz位移固定*do,mn,l,n-mao，l(开始循环)d,nint((maoj)(mn，1)/kxd)+1),uxd,nint((mao_p(mn,1)/kxd)+1)，uyd,nint((maoj)(mn,1)/kxd)+1),uz，-inim*enddo(结束循环)加载海水压力，操作压力及剩余铺管张力到内管当中f,1001，6c,(lab1*fyalis1/tlss3-tenn)f,(1000+simnd),fic,(term-Iabl*fyalis2/tlss3)加载内容物压力，管内压力到内管*do,mm,l,gele,l(开始循环)sfe，(1000+mm)，4，pres,,-nwl(内容物压加载到uz方向)sfe,(1000+mm),l,pres，,labl*opyali(mm，l)/tlss3(管内压力直接加载到元素内表面)*enddo(结束循环)加载生物附着层压力，海水压力到外管esel,，type,，lOOsfe,all,4,pres,，-zhy(生物附着层压力加载到uz方向)sfe,all,5,pres，，labl*extyali/tlss3(海水压力直接加载到元素外表面)在已有边界和海床条件，及新加入的荷载环境下，计算整个模型结构达到新的力学平衡后海洋石油管道的进一步变形，将计算获得的ux,uy,uz赋值到旧ux,uy,uz数组，并计算各位置的悬跨高度*do,mm,l,simnd，l(开始循环)uyo(mm，1)=uy(mm)uxo(mm,1):ux(mm)uzo(mm,1)=uz(mm)status(mm，2)=0■0xkl=uz(2000+mm)xk2=uz(2000+mm+l)xk3=uz(3000+mm)xk4=uz(3000+mm+l)xkgd(mm，1)=uz(mm)-0.25*(xkl+xk2+xk3+xk4)*enddo(结束循环)d、在步骤(c)中获得的海洋石油管道变形形状下通过加载由内管13受到的温度荷载引致的纵向力，计算海洋石油管道的进一步变形。该步骤中的端部弹性力位移关系边界条件均通过公式[1]计算，由温度荷载引致的纵向力荷载通过公式[3]来计算；计算得到的结果如图8所示。采用ANSYS软件解答如下加载温度引出的轴力荷载到全限制管线*do,labl，l,tlssl,l(开始循环)time，(l一last+labl)nsubst,slss(lab1,1)，,，onf—wdl=iyng*ica*ita*((labl*wdv(l，l)/tlssl)-wttem)f_wd2=iyng*ica*ita*((labl*wdv(gele,l)/tlssl)-wttem)*enddo(结束循环)加载温度引出的轴力，海水压力，操作压力及剩余铺管张力到内管当中f,1001，fx,(f_wdl+fyalisl-tenn)f,(1000+simnd),fk，(-f一wd2-fyalis2+tenn)加载温度温度到内管元素中*do,mm,l，gele,l(开始循环)bfe，(1000+mm),temp,1，(lab1*wdv(mm,1)/tlss1)*enddo(结束循环)在已有边界和海床条件，及新加入的荷载环境下，计算整个模型结构达到新的力学平衡后海洋石油管道的进一步变形，将计算获得的ux,uy,uz赋值到旧ux，uy,uz数组，并计算各位置的悬跨高度*do,mm,l，simnd,l(开始循环)uyo(mm,1)=uy(mm)uxo(mm,1)=ux(mm)uzo(mm，1)=uz(mm)status(mm,2)=0.0xkl=uz(2000+mm)xk2=uz(2000+mm+l)xk3=uz(3000+mm)xk4=uz(3000+mm+l)xkgd(mm，1)=uz(mm)-0.25*(xkl+xk2+xk3+xk4)*enddo(结束循环)e、在步骤(d)中获得的海洋石油管道变形形状下通过加载波浪水流荷载和土壤摩擦力，计算海洋石油管道的最终变形，其中，土壤摩擦力包括土壤惯性、推拉及提升力。该步骤中的端部弹性力位移关系边界条件均通过公式[1]计算；计算得到的结果如图9所示。采用ANSYS软件解答如下计算有效的平均固定水流速度us=cveIo/(log(chght/rgh+l))us=us*((1+rgh/oef)*log(oef/rgh+1)-1)计算波浪参数bl_a=(zli*(blp**2))/(2*yzl)bl—b=2.*yzl*wtdepbio=bl一a计算浪长*do,jj，l,itrns,l(开始循环)bl=bl_a*tanh(bl—b/wlo)bltor=abs((bl-blo)/bl)blo=bl*enddo(结束循环)检査浪长计算cck=0*if，bltor，lt，(btolns/lOO),thencck=l*endif假如cck小于等于0，就输出信息"在程序输入数据中加大itrns或者减小btolns"输出错误信息"波浪长度计算没有收敛"计算最大波浪速度和加速度ftis=0.0*do,phi,0.0,360,phigxt(开始循环)bljsd=sin(yzl*phi/180)*sin(yzl*wvdeg/180)*((yzl**2)*blh*2/((blp**2)*sinh(2*yzl*wtdep/wl)))blsd=cos(yzl*phi/180)*sin(yzl*wvdeg/180)*(yzl*blh/(blp*sinh(2*yzl*wtdep/wl)》计算联合波浪及水流水力荷载fgxO=(wtden*yzl*cin*bljsd*(oef**2))/4fsplO=f—tuiO+fgxOftisO=(((us*sin(yzl*jiaodu/180)+blsd)**2)*cli*wtden*oef)/2f—tuiO=abs(us*sin(yzl*jiaodu/l80)+blsd)*(us*sin(yzl*jiaodu/l80)+blsd)f—tuiO=(cd"wtden伞oePf—tui0)/2假如fsplO的绝对值大于0，然后phimax=phif—tui=f—tuiOfgx=fgxOfspl=fsplOftis=ftisO*enddo(结束循环)限制外管uy轴上的位移d，l,uy,uy(l)d,simnd，uy,uy(simnd)加载温度引出的轴力，海水压力，操作压力及剩余铺管张力到内管当中27*do,labl,l,tlss4,l(开始循环)time，(l」ast+labl)nsubst,slss4,，，onf,1001,fx,(f一wdl+fyalisl國tenn)f,(1000+simnd),fx,(國f一wd2-fyalis2+tenn)*enddo(结束循环)加载拖拉，惯性及上提力*do,mm,l,simnd，l(开始循环)f,mm,fz,labl*ftis*kxd/tlss4(应用上提力)f,mm,fy,labl*fspl*kxd/tlss4(应用联合拖拉及惯性力)*enddo(结束循环)在已有边界和海床条件，及新加入的荷载环境下，计算整个模型结构达到新的力学平衡后海洋石油管道的最终变形，将计算获得的ux,uy,uz赋值到旧ux，uy，uz数组，并计算各位置的悬跨高度*do,mm，l，simnd,l(开始循环)uyo(mm,1)=uy(mm)uxo(mm，1)=ux(mm)uzo(mm,1)=uz(mm)status(mm,2)=0.0xkl=uz(2000+mm)xk2=uz(2000+mm+l)xk3=uz(3000+mm;>xk4=uz(3000+mm+l)xkgd(mm,l)=uz(mm)-0.25*(xkl+xk2+xk3+xk4)*enddo(结束循环)5、后执行处理步骤根据线性或非线性要求，提取元素力、元素弯矩，元素应力、弹性应变、位移及旋转的计算结果并输出。采用ANSYS软件解答如下选择所有外管及内管元素为提取的目标元素，使用ETABLE命令输出所有PIPE20两个节点的UX，UY，UZ轴力和力矩，etable,mfor—x_l,smisc，1LCS坐标中单元UX向第i个结点的荷载力etable，mfor—y1，smisc,2etable，mfor—z—1，smisc,3etable,mfor—X—2,smisc,7etable，mfor—y—2，smisc，8etable，mfor_z—2,smisc，9etable,mmom一x一l,smisc，4etable,mmom—y—1，smisc,5etable,mmom一z—1，smisc，6etsble，mmom一x一2，smisc，10etable，mmom—y—2，smisc,11etable,mmom—z—2,smisc，12LCS坐标中单元UY向第i个结点的荷载力LCS坐标中单元UZ向第i个结点的荷载力LCS坐标中单元UX向第j个结点的荷载力LCS坐标中单元UY向第j个结点的荷载力LCS坐标中单元UZ向第j个结点的荷载力LCS坐标中单元UX向第i个结点的力矩LCS坐标中单元UY向第i个结点的力矩LCS坐标中单元UZ向第i个结点的力矩LCS坐标中单元UX向第j个结点的力矩LCS坐标中单元UY向第j个结点的力矩LCS坐标中单元UZ向第j个结点的力矩UX,UY和UZ术语分别代表管结点的轴向，横向和垂向及其方向之位移。ROTX,ROTY和ROTZ术语分别表示关于X轴，Y轴和Z轴的结点旋转。结果由笛卡尔坐标系(GCCS)给出用户需注意这些旋转和垂直和水平面内初始直结构管相关，不是平放的管结构。元素外部角度0'C处温度，etable,wdl，lbfe，4管单元第i节点的温度etable,wd2，lbfe,12管单元第j节点的温度环绕管道四个方向轴位移和等效应力etable,s一ax0,Is,1管单元在3点钟(右端)位置的轴应力etable，s一axl80,ls,17管单元在9点钟(左端)位置的轴应力etable，s一ax90,ls,9管单元在12点钟(顶部)位置的轴应力etable,s一ax270,ls,25管单元在6点钟(底部)位置的轴应力etable,eq0,nmisc,5管单元在3点钟(右端)位置的等效应力etable,eql80,nmisc,25管单元在9点钟(左端)位置的等效应力etable，eq90,nmisc,15管单元在12点钟(顶部)位置的等效应力etable,eq270,nmisc,35管单元在6点钟(底部)位置的等效应力管单元第i个节点的直接应力元素外部角度o'c处的轴应力和外表面最大弯曲应力etable,sdir—1,smisc,13管单元第i个etable,s—dir—2,smisc,15管单元第j个节点的直接应力etable,sbendj,nmisc,81管单元第i个节点的弯曲应力etable，sbend—2,nmisc,83管单元第j个节点的弯曲应力环绕管道四个方向轴，环绕应变，等效塑性应变etable,eelh—0,lepel,3管单元在3点钟位置(右端)的弹性环绕应变etable,eelh—卯，lepel，11管单元在9点钟位置(左端)的弹性环绕应变etable,eelh—180，l印el,19管单元在12点钟位置(顶部)的弹性环绕应变etable,eelh—270,lepel,27管单元在6点钟位置(底部)的弹性环绕应变etable，e—el—0,lepel,1管单元在3点钟位置(右端)的弹性纵向应变etable,e_el—90,lepel,9管单元在9点钟位置(左端)的弹性纵向应变etable，e—el—180,lepel,17管单元在12点钟位置(顶部)的弹性纵向应变etable,e_el_270，lepel,25管单元在6点钟位置(底部)的弹性纵向应变etable,eqpl一O，nlin,4管单元在3点钟位置(右端)的相当弹性应变etable,eqpl90,nlin,12管单元在9点钟位置(左端)的相当弹性应变etable,eqpl—180,nlin，20管单元在12点钟位置(顶部)的相当弹性应变etable,eqpl_270,nlin,28管单元在6点钟位置(底部)的相当弹性应变同理提取:eplh一O:管单元在3点钟位置(右端)的塑性环绕应变eplh_90:管单元在9点钟位置(左端)的塑性环绕应变eplh_180:管单元在12点钟位置(顶部)的塑性环绕应变eplh—270:管单元在6点钟位置(底部)的塑性环绕应变e_pl—0:管单元在3点钟位置(右端)的塑性纵向应变e_pl_90:管单元在9点钟位置(左端)的塑性纵向应变e_pl—180:管单元在12点钟位置(顶部)的塑性纵向应变e_pl—270:管单元在6点钟位置(底部)的弹性纵向应变eqpl—0:管单元在3点钟位置(右端)的相当塑性应变eqpl一90:管单元在9点钟位置(右端)的相当塑性应变eqpl—180:管单元在12点钟位置(顶部)的相当塑性应变eqpl—270:管单元在6点钟位置(底部)的相当塑性应变然后使用smax及smin找寻ETABLE各结果提取数组中最低值，并输出。模型最终从管道元素uz值及海床数据之间差值计算出管道的悬空高度，及从悬空部分某点与上一个管道元素贴地位置的对应距离计算为悬跨长度。有关悬跨及应力数据将用于制作海洋石油管道项目的悬跨安全评估。30权利要求1、海床上石油管道悬跨安全性的分析测算方法，其特征是在有限元模拟平台上进行分析测算，包括如下步骤(1)原始数据采集(2)整体内外管管线浮力检验步骤(3)以海洋石油管道为空置并平铺在虚拟的完全水平的海床面上的状态建立起海洋石油管道的计算机三维初始力学模型(4)用有限元素法计算内管剩余铺管张力造成的管道初始变形在步骤(3)的管道初始模型的基础上，给内管加载剩余铺管张力，在有限元平台上计算有限元模型在新的力作用下新的力平衡，及在新的力平衡状态下的海洋石油管道初始变形；(5)在步骤(4)的管道模型上，固定其中一个外管的末端弹簧元素的纵向(UX向)位移，按照已储存的实际海床轮廓参数，来限制海洋石油管道两端点及所有海床节点竖向(UZ向)位移位置以使海床元素符合实际的海床轮廓，在上述步骤(4)中获得的海洋石油管道初始变形的形状下重新加载剩余铺管张力作用下，在有限元平台上计算有限元模型在新的力作用下新的力平衡，及在新的力平衡状态下的海洋石油管道的进一步变形；(6)固定外管另一端的末端弹簧元素的纵向(UX向)位移，并固定管线的中间锚节点；基于步骤(5)中获得的海洋石油管道变形形状下，给内外管道加载压力荷载，在有限元平台上计算有限元模型在新的力作用下新的力平衡，及在新的力平衡状态下的海洋石油管道的进一步变形；(7)在步骤(6)中获得的海洋石油管道变形形状下通过加载内管受到的温度作用力，在有限元平台上计算有限元模型在新的力作用下新的力平衡，及在新的力平衡状态下的海洋石油管道的进一步变形；(8)在步骤(7)中获得的海洋石油管道变形形状下通过加载波浪水流荷载和土壤摩擦力，所述土壤摩擦力包括土壤惯性、推拉及提升力，在有限元平台上计算有限元模型在新的力作用下新的力平衡，及在新的力平衡状态下的海洋石油管道的最终变形；(9)将计算所得的结果输出。2、根据权利要求1所述的海床上石油管道悬跨安全性的分析测算方法，其特征在于所述第(l)步骤原始数据采集是指将预定的或者已建好的海洋石油管道的物理参数、环境数据、土壤数据、锚固定状况、作业状态下内管荷载数据输入有限元模拟系统中。3、根据权利要求2所述的海床上石油管道悬跨安全性的分析测算方法，其特征在于所述海洋石油管道的物理参数包括海洋石油管道总长度，海管元素数量，海管节点以及海床节点数量，内、外管参数；所述环境数据包括对应整条管线每个节点的压力数据、温度数据及对应整条管线位置的实际海床轮廓数据，以及计算出来的最大/最小水深参数；所述土壤数据则计算海床土壤各项硬度参数。4、根据权利要求1所述的海床上石油管道悬跨安全性的分析测算方法，其特征在于所述步骤(2)整体内外管管线浮力检验步骤是指分别进行检验外管浮力计算和检验内管浮力计算，综合外管及内管的检验结果，检验发现管道出现浮力过大，则退出整个计算，并对管道尺寸及材料进行更改。5、根据权利要求1所述的海床上石油管道悬跨安全性的分析测算方法，其特征在于所述步骤(3)中，所述空置状态即是指海洋石油管道无任何外力作用下的状态，将所述海洋石油管道平铺在虚拟的完全水平海床面上的具体方法是，根据己知的海洋石油管道外管两端点的数据建立管道模型的两个末端点，限制海洋石油管道外管两端点的竖向(UZ向)、横向(UY向)及纵向(UX向)的轴旋转活动自由度，并且以该两点连线构成海洋石油管道模型的初始状态，设定所有海床节点，建立完全水平的海床面，只允许海洋石油管道上述的两个末端点各自连接的一个末端弹簧元素，允许所述末端点纵向(ux向)位移，固定末端弹簧元素的其余自由度。6、根据权利要求1所述的海床上石油管道悬跨安全性的分析测算方法，其特征在于上述步骤(4)(8)所有涉及管道受力而变形的计算中，海洋石油管道中的两端变化都是通过在管道模型两端连接的两个非线性末端弹簧元素按以下力-位移关系公式来计算<formula>formulaseeoriginaldocumentpage3</formula>[1]f=海洋石油管道与位移相应的ux弹力Y=海洋石油管道的杨氏模量M=海洋石油管道的横截面积^=海床摩擦系数Z=海洋石油管道的掩埋质量△=管道端结点的UX轴向位移7、根据权利要求1所述的海床上石油管道悬跨安全性的分析测算方法，其特征在于上述步骤(6)中所述的给内外管道所加载压力荷载包括内管中运输物重量、内管管压、外管附着生物层重量和外管管压荷载力。8、根据权利要求1所述的海床上石油管道悬跨安全性的分析测算方法，其特征在于本发明在步骤(6)中，内管受到的压力荷载包括端盖力和泊松作用力，所述端盖力和泊松作用力以及步骤(7)中的温度作用力通过以下的公式计算i:,^,,-^^)^^^[2]丄，=;r,风.aA//[3]4=《风-^风[4]=内管受到的端盖力Lp=内管受到的泊松作用力Lt=内管受到的温度作用力Ki=内管受到的内部压力Ke=内管受到的外部压力Mi=内管内横截面面积=力Me=内管外横截面面积=力Ms=内管的横截面面积=(<Ji=内管的内直径Je=内管的外直径wk=内管管壁厚度V=内管的泊松比Ys=内管的杨氏模量a=内管的热膨胀系数A//=内管内外温差全文摘要本发明提供了一种对海床上石油管道悬跨安全性的分析测算方法，在有限元模拟平台上进行分析测算，包括原始数据采集步骤、整体内外管管线浮力检验步骤、以海洋石油管道为空置并平铺在虚拟的完全水平的海床面上的状态建立起海洋石油管道的计算机三维初始力学模型、用有限元素法计算内管剩余铺管张力造成的管道初始变形以及在内、外管上逐步加载压力荷载、温度作用力等载荷，从而获得海洋石油管道的最终变形，并将计算所得的结果输出。本发明的分析测算方法可以为海床上石油管道在预定海床路线下可能出现影响安全的严重悬跨路段进行设计修正，也可以为已建海床路线下可能出现影响安全的严重悬跨路段进行补救处理提供依据。文档编号G06F17/50GK101561839SQ20091020380公开日2009年10月21日申请日期2009年5月13日优先权日2008年5月13日发明者赵汝江申请人:赵汝江