海洋管线与海床土体接触作用的数值模拟

第４６卷第６期　２０１７年ｌ２月　船海工程　ＳＨＩＰ＆ＯＣＥＡＮ　ＥＮＧＩＮＥＥＲＩＮＧ　Ｖｏ１．４６　Ｎｏ．６　Ｄ８Ｃ．２０１７　ＤＯＩ：１０．３９６３／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７１－７９５３．２０１７．０６．０３６　海洋管线与海床土体接触作用的数值模拟　程宇骁，薛鸿祥，唐文勇　（上海交通大学ａ．海洋工程国家重点实验室．ｂ．高新船舶与深海开发装备协同创新中心，上海２００２４０）　摘要：针对海洋管线在铺设、安装和作业过程中与土体的复杂接触，产生的管线外载荷诱发的管线强度　问题，采用非线性有限元软件ＡＢＡＱＵＳ对管土接触过程进行数值模拟，分析触地管线贯入和回弹过程中的主　要影响参数，数值模拟结果与挪威岩土工程研究院的大尺度试验结果一致，表明该方法能较好地反映土体抗　力和吸力的产生和释放过程，验证了数值分析的可行性。参数分析结果表明摩擦角和粘聚力对管土间的接触　作用有显著影响。　关键词：海洋管线；管土作用；土体吸力；摩擦角；粘聚力　中图分类号：Ｐ７５１　文献标志码：Ａ　文章编号：１６７１－７９５３（２０１７）０６－－０１５９－０６　海洋管线是深海油气资源开发的重要装备。　由于深海环境条件复杂，在安装、铺管以及作业阶　段，海洋管线会受到浮体运动及波浪海流的共同　作用，与海床土体发生复杂的接触。管土接触作　用对管线的极限强度和疲劳寿命都有极大的影　响…。目前，管土接触问题的分析方法主要有２　模拟结果与试验结果进行比较。分析影响管土作　用的主要因素，为海洋管线外载荷的计算和结构　安全性评估提供参考。　１　海洋管线触地段管土作用过程　海洋管线一般由悬垂段和触地段２个部分组　成，其中触地段会在外界环境载荷及顶部浮体运　动的激励下产生周期性的运动。这种运动使得触　种：①开展不同尺度的模型试验＿２引。通过模型试　验可以得到较为真实的管土作用载荷，但是试验　研究对模型及环境条件模拟要求较高，并且由于　管土相互作用的参数影响因素较多，试验成本较　大。②数值模拟。在以往的研究工作中，管土作　用的数值模拟主要集中于管土初次接触贯入阶　地管线与海床土体间发生持续的相互作用，进而　在触地段形成沟渠，并导致管土分离、土体刚度衰　减和土体吸力等非线性行为，严重影响管线触地　段的疲劳寿命。　触地管线和土体间的垂向作用过程一般可采　用Ｐ＿ｙ曲线表示，可分为以下４个阶段，见图１。　段，对管土接触抗力的模拟较为充分，对于管线脱　离和回弹阶段的土体吸力作用模拟比较缺乏　ｊ。　土体吸力作为管土接触作用力的一个重要组成部　分，对触地区沟槽的形成和土体刚度的衰减都有　重大影响。有必要采用数值方法对该问题开展研　究。考虑采用非线性动态显、隐式分析相结合的　方法，基于ＡＬＥ自适应网格技术和修正硬接触算　法模拟管线初次贯人、管线回弹与脱离的全过程，　度　重点模拟土体吸力的产生和释放过程，并将数值　初始状态初次贯入　管线回弹　完全脱离　再次贯入　收稿日期：２０１６—１１—２２　图１管土作用过程　修回日期：２０１７—０３—０１　基金项目：国家自然科学基金项目（５１４９０６７４，５１５７９１４６）；　１＿２为初次贯入阶段，对应Ｐ．Ｙ曲线中的骨　干曲线部分，触地管线在外载荷及自身重量的作　上海市自然科学基金项目（１５ＺＲ１４２３５００）；　上海市青年科技启明星计划（１６ＱＡ１４０２３００）　第一作者：程宇骁（１９９３一），男，硕士生　研究方向：船舶与海洋工程结构动力学　用下贯人土体，使土体产生塑性变形，并形成沟　槽；２—３为管线回弹阶段：在外部载荷消失或反　向后，管线从贯入位置开始向上运动，此时土体抗　１　５９　２０１７年　第６期　程宇骁，等：海洋管线与海床土体接触作用的数值模拟　船海工程　第４６卷　力急剧减小，随着回升的高度增加，土体开始产生　吸力；３－＿４为管土分离阶段：管线继续上升，土体　吸力持续减小直至管线与土体完全脱离；４－５为　再次贯人阶段：管线再次向下运动贯入土体，沟槽　深度增加。当贯人深度超过初次贯人深度时，土　用的弹塑性模型，其中塑性部分采用摩尔．库伦模　型。摩尔一库伦模型用土体破坏时的内摩擦角和　粘聚力来描述土体抗剪强度，当土体内某一平面　的剪应力达到土体的抗剪强度时，土体就发生破　坏。管土间的接触采用面一面接触算法定义，接　触面的法向采用硬接触，切向采用罚刚度算法来　控制摩擦，管土摩擦系数设为０．５，允许的最大剪　体抗力．深度曲线将与骨干曲线的延长线重合。　２　管土作用的数值模拟　２．１数值分析模型　应力为１　ｋＰａ。土体模型两边约束横向位移，底部　为固端约束。管线参考点约束横向和转动位移。　根据模型和载荷的对称性，计算时取半宽模型。　挪威岩土工程研究院（ＮＧＩ）对管土的垂向作　用开展了大尺度模型试验，试验装置见图２　。　图３管土接触有限元计算模型　图２挪威岩土工程研究院试验装置　２．２土体贯入过程的数值模拟　试验采用１．７　ｍ×３．６　ｍ的钢制水箱，内置粘　土和水。试验粘土取自特定海域，并在水箱中进　行预压处理，试验时粘土高度约为２２０　ｍｍ。测试　管线长１　３００　ｍｍ、直径１７４　ｍｍ，表面粗糙。采用　液压双轴向系统对管线进行加载和数据采集，通　采用显式动态分析对管土作用的初次贯人阶　段进行模拟。由于管土间的相互作用使得土体产　生大变形，从而导致土体变形前后的几何形状存　在较大差异，在计算过程中可能造成网格的畸变　和沙漏现象，最终导致计算被迫中止。采用显式　动态分析中的任意拉格朗日．欧拉法（ＡＬＥ）自适　过传感器获得管线的位移和受力情况，管线运动　速度控制在０．５　ｍｍ／ｓ。管线贯人深度为５２　ｍｍ，　约为直径的３０％。　采用有限元分析软件ＡＢＡＱＵＳ对海洋管线　的垂向运动进行分析，并与ＮＧＩ试验结果和经验　应网格划分技术来改善管土接触的主要影响区域　的网格变形状况。　根据ＮＧＩ试验，管线全程保持匀速运动。初　次贯人深度为５２　ｍｍ，贯人速度为０．５　ｍｍ／ｓ。数　值模拟与ＮＧＩ试验得到的土体抗力对比见图４。　公式进行对比。模型采用的土体和管线参数根据　试验工况条件确定，见表１。　表１土体和管线参数　对比结果显示，数值模拟结果和试验结果总体吻　合度较好。Ｆ｝｛于显式动态分析为条件稳定，需要　较小的时间步长才能保持较好的精度，采用该方　管土接触的有限元计算模型参照ＮＧＩ试验　模型建立，选取单个管线截面进行分析，如图３所　示。其中土体为１２Ｄ×６Ｄ的长方形区域（Ｄ为管　径）。选取管线和土体接触处的４Ｄ　ｘ　２Ｄ区域作　为主要影响区，采用２　ｍｍ×２　ｍｍ的精细网格。　模型中管线截面采用二维离散刚体单元来模拟，　以圆心为参考点施加载荷。土体采用４节点平面　应变单元模拟。土体本构关系采用岩土工程中常　１６０　图４数值模拟与ＮＧＩ试验的土体抗力对比　２０１７￣　程宇骁等：海洋管线与海床土体接触作用的数值模拟　船海工程　第６期，法得到的土体抗力曲线存在一定的波动。　根据Ｒａｎｄｏｌｐｈ和Ｑｕｉｇｇｉｎ提出的非线性土体　模型的双曲正割刚度公式　Ｊ，将骨干曲线表示为　Ｐ＝Ｎ。ＳｕＤ　（１）　式中：Ｐ为土体抗力；Ｓ，。为土体不排水抗剪强度；　Ｄ为管线直径；Ｎｃ为量纲一的量的承载力系数，　根据Ａｕｂｅｎｙ的承载力理论Ｎｃ＝ａ（ｚ／Ｄ）　，其中，　ａ、ｂ为与摩擦有关的经验参数　Ｊ。此外，Ｍｕｒｒｆ也　提出过承载力系数的经验公式¨　：Ｎ　：２［（１＋　Ｏ）ＣＯＳ　Ｏ］十三／（０．５Ｄ），其中Ｏ＝ａｒｃｓｉｎ［１一　（０．５Ｄ）］。　将数值模拟及ＮＧＩ试验结果与Ａｕｂｅｎｙ和　Ｍｕｒｆｆ的经验公式进行比较，结果见图５。由图５　可见数值模拟结果、试验结果与Ａｕｂｅｎｙ公式计算　结果较为接近，而Ｍｕｒｆ公式的结果则相对偏小。　贯入深度／ｒａｍ　图５承载力系数Ⅳ　结果对比　２．３土体吸力过程的数值模拟　土体吸力的作用主要通过触地管线和土体之　间的接触进行传递，在显式动态分析中，模型的接　触方式为硬接触，这种接触方式认为２物体只有　在压紧的状态下才能传递法向压力，并且当压力　减为０时，２物体脱开，如图６ａ）所示。这种法向　行为限制了接触面之间可能出现的吸力现象。实　际上，管土作用时，土体和触地管线之间存在着粘　聚力，因此在接触面脱开之前能够承受一定的拉　力。采用隐式动态分析中的修正硬接触方法，通　过定义接触面的最大承载拉力Ｐ…，保证接触面　在拉力超过该阈值时才脱开，如图６ｂ）所示，从而　达到对土体吸力的模拟。　在隐式分析中，整个分析过程包含管土作用　的前３个阶段，总时长１５８　ｓ。分析过程中速度的　大小保持０．５　ｍｍ／ｓ恒定。数值模拟结果与ＮＧＩ　试验结果对比见图７。　由图７可看见，出在初次贯人阶段和管线回　第４６卷　接触时町产生　任意大小的压力　／　脱开后无压力　面隙　一　ｏ　。＾…　过擂　ｂ）修正硬接触　图６模型的接触方式　——ＡＢＡＱＵＳ模拟结果　＋ＮＧＩ试验结果　．，．．１　。…　‘　图７土体吸力过程对比　弹阶段数值模拟结果与ＮＧＩ试验结果较为吻合，　数值模拟得到的土体吸力略大；在管土分离阶段，　数值模拟的吸力曲线梯度更大，相比于ＮＧＩ试验　的结果，数值模拟的土体吸力减小更快。　２．４显式和隐式分析结果的对比　分别采用显式和隐式动态分析对管土间的相　互作用进行模拟。这２种求解方式的主要区别在　于计算每一时刻的动力反应过程中是否需要求解　线性方程组。显式积分法不需要求解方程组，通　过当前时刻和前几个时刻体系动力响应值直接推　导出下一时刻的动力响应值，提高计算效率，相比　于隐式积分法更适合解决复杂的非线性问题　。　但是显式积分法为条件稳定，且计算成本大致与　单元数量成正比，与最小单元的尺寸成反比，对于　采用较细单位的模型而言，显式分析计算时间相　对较长。　在初次贯入阶段，管土相互作用导致土体产　生较大变形，需要采用显式分析中的ＡＬＥ网格重　划分技术来对网格进行调整，以更好地模拟土体　１６１　第６期　２０１７年　程宇骁，等：海洋管线与海床土体接触作用的数值模拟　船海工程　第４６卷　变形的情况。如图８所示，在初次贯入阶段，显式　分析得到的网格变形情况更好；而在管线回弹阶　段，需要采用隐式分析中的修正硬接触来调整管　土问的接触模式，以实现土体吸力过程的模拟。　ａ）　』℃　ｂ）隐』℃　图８显式和隐式算法的网格变形对比　２．５管土接触作用力的影响因素　土体属性对于管土间的相互作用力有重要影　响，选取土体的粘聚力、内摩擦角、弹性模量和管　土摩擦系数等４个参数，分别考察其对管土作用　初次贯入阶段土体抗力以及土体最大吸力的影　响，计算结果见冈９～１６。　入深度／ＩｌｌＩＹＩ　图９不同粘聚力ｃ下的土体抗力　７　０００　６　０Ｏ０　５　０００　４　０００　３　Ｏ００　２　Ｏ００　１　Ｏ００　Ｏ　０　ｌＯ　２Ｏ　３０　４０　５０　６０　嘴入深度／ｉｎｍ　图ｌ０不同摩擦角ｙ下的土体抗力　南网９、１０可见，在初次贯人阶段，对管土间　相互作用影响最大的是土体的内摩擦角　和粘　聚力Ｃ。在相同贯人深度下，随着这２者的增加，　土体抗力显著增大。并且由内摩擦角引起的增幅　会随着摩擦角的增加而增大，而粘聚力所引起的　增幅则基本保持稳定。　根据摩尔填　伦强度理论，粘性土体抗剪强度　１６２　＾一三．Ｎ），ｆ厂　、１　牡　Ｅ　●　Ｚ　＝＝　世　刊　鞋　赁入深殷／Ｉ＇ｌｌ１１１　图１ｌ不同弹性模量下的土体抗力　３　５００　ｇ　３　０００　ｚ　２　５００　２　０００　未　一一警Ｉ　５００　摩擦系数＝Ｏ　２　－．膝擦系数＝Ｏ　４　——１　０００　摩擦系数－０　５　一．一摩擦系数＝０　６　５００　…．．胯擦系数－０　８　．一一岳　胯擦系数＝１　Ｏ　Ｏ　ｌ　Ｏ　２０　３０　４０　５０　６０　贳入深艘／ｍ　ｎ１　图ｌ２不同管土摩擦系数下的土体抗力　Ｉ　２０Ｏ　。。ｏｏ　ｌｏｏｏ　冀９ｏ０　嘣　８Ｏ０　４　６　８　１　Ｏ　１　２　内摩擦角／（。）　图１３摩擦角对土体最大吸力的影响　粘聚　／ｋＰａ　图１４粘聚力对土体最大吸力的影响　已　●　Ｚ　二＜　弹　模量／ＭＰａ　图１５弹性模量对土体最大吸力的影响　一一尽．ｚｖ　ｒ　Ｉ＾一Ｅ．ｚ一＼　Ⅲ㈣　叫㈣　程宇骁’等．海洋管线与海床土体接角虫作用的数值模拟　船海工程　０．４　０．５　０　６　０．７　０　８　０　９　１　０　摩擦系数　图１６管土摩擦系数对土体最大吸力的影响　由粘聚力和内摩擦阻力２部分构成，满足：　Ｓ　＝ｃ＋Ｏｒｔａｎ　（２）　式中，ｃ为粘聚力；　为剪切面法向方向的正应　力；　为土体的内摩擦角。　根据式（１），在贯人深度，管线直径等条件一　定的情况下，土体抗力与不排水抗剪强度Ｊｓ　成正　比，而由式（２）可知，Ｓ　与土体粘聚力ｃ和内摩擦　角　正相关，粘聚力和内摩擦角的增大势必会导　致土体抗力增加，数值分析结果与该结论一致。　同时，由图１３、１４可知，内摩擦角和粘聚力对土体　吸力也有较大影响，随着内摩擦角和粘聚力的增　大，土体最大吸力将趋于减小。　由图１１、１２、１５及１６可见，土体的弹性模量　和管土摩擦系数对于土体抗力和土体吸力影响较　小，这主要是由于触地管线在贯人土体的过程中，　土体已经发生了塑性变形，且管线贯入运动为垂　向运动，该方向上的摩擦力较小，对管土间作用力　影响有限。　３　结论　利用ＡＢＡＱＵＳ软件对触地段管线与海床土　体初次接触贯人和回弹脱离过程进行数值模拟，　模拟结果与ＮＧＩ试验结果吻合良好，验证了该数　值模型的有效性以及该方法对管土吸力阶段模拟　的可行性。在此基础上的参数分析结果表明土体　内摩擦角和粘聚力的增加会导致管土接触过程中　的土体抗力增大，土体吸力减小；而弹性模量和管　土摩擦系数则对这一过程影响甚微。　对管土接触过程的模拟及相关参数影响规律　的研究工作为海洋工程领域海洋管线外载荷的确　定及管线结构安全性评估提供了有效的分析手　第４６卷　段。后续研究中将进一步考虑对管土作用多次循　环过程的模拟，并对土体刚度衰减和管线外载荷　的变化进行更为深入的分析。　参考文献　［１］王坤鹏．深海悬链线立管触底区域疲劳及可靠性研　究［Ｄ］．上海：上海交通大学，２０１４．　［２］ＬＡＮＧＦＯＲＤ　Ｔ　Ｅ，ＡＵＢＥＮＹ　Ｃ　Ｐ．Ｌａｒｇｅ　ｓｃａｌｅ　ｓｏｉｌ—ｒｉｓｅｒ　ｍｏｄｅｌ　ｔｅｓｔｉｎｇ　ｏｎ　ｈｉｇｈ　ｐｌａｓｔｉｃｉｔｙ　ｃｌａｙ［Ｃ］．Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓ　ｏｆ　ｔｈｅ　１８ｔｈ　Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ　Ｏｆｆｓｈｏｒｅ　ａｎｄ　Ｐｏｌａｒ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ　Ｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅ．Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ　Ｓｏｃｉｅｔｙ　ｏｆ　Ｏｆｆｓｈｏｒｅ　ａｎｄ　Ｐｏｌａｒ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｓ，２００８．　［３］ＤＵＮＬＡＰ　Ｗ　Ａ，ＢＨＯＪＡＮＡＬＡ　Ｒ　Ｐ，ＭＯＲＲＩＳ　Ｄ　Ｖ．　Ｂｕｒｉａｌ　ｏｆ　ｖｅｒｔｉｃａｌｌｙ　ｌｏａｄｅｄ　ｏｆｆｓｈｏｒｅ　ｐｉｐｅｌｉｎｅｓ　ｉｎ　ｗｅａｋ　ｓｅｄｉｍｅｎｔｓ［Ｃ］．Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓ　ｏｆ　ｔｈｅ　２２ｎｄ　Ａｎｎｕａｌ　Ｏｆｆ－　ｓｈｏｒｅ　Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ　Ｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅ．Ｏｆｆｓｈｏｒｅ　Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ　Ｃｏｎ—　ｆｅｒｅｎｃｅ，１９９０．　［４］梁勇．钢悬链线立管触地段管土作用研究［Ｄ］．杭州：　浙江大学，２０１４．　［５］王坤鹏，薛鸿祥，唐文勇．基于海床吸力和刚度衰减　模型的深海钢悬链线立管动力响应分析［Ｊ］．上海交　通大学学报，２０１１，４５（４）：５８５－５８９．　［６］王春玲．悬链线立管触底端与海底相互作用分析　［Ｄ］．东营：中国石油大学（华东），２０１１．　［７］王安庆，黄小平，杨建民．钢质悬链线立管与海床土　体相互作用的数值模拟［Ｊ］．船舶力学，２０１６，２０（１—　２）：１６８—１７５．　［８］ＲＡＮＤＯＬＰＨ　Ｍ，ＱＵＩＧＧＩＮ　Ｐ．Ｎｏｎ—ｌｉｎｅａｒ　ｈｙｓｔｅｒｅｔｉｃ　ｓｅａ—　ｂｅｄ　ｍｏｄｅｌ　ｆｏｒ　ｃａｔｅｎａｒｙ　ｐｉｐｅｌｉｎｅ　ｃｏｎｔａｃｔ［ｃ］．Ｐｒｏｃｅｅｄ—　ｉｎｇｓ　ｏｆ　ｔｈｅ　２８ｔｈ　Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ　Ｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅ　ｏｎ　Ｏｃｅａｎ，Ｏｆｆ－　ｓｈｏｒｅ　ａｎｄ　Ａｒｃｔｉｃ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ．Ａｍｅｒｉｃａｎ　Ｓｏｃｉｅｔｙ　ｏｆ　Ｍｅ—　ｃｈａｎｉｃａｌ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｓ，２００９．　［９］ＡＵＢＥＮＹ　Ｃ　Ｐ，ＢＩＳＣＯＮＴＩＮ　Ｇ．Ｓｅａｆｌｏｏｒ－ｉｒｓｅｒ　ｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ　ｍｏｄｅｌ［Ｊ］．Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ　Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ｇｅｏｍｅｃｈａｎｉｃｓ，　２００９，９（３）：１３３—１４１．　［１０］ＡＵＢＥＮＹ　Ｃ　Ｐ，ＳＨＩ　Ｈ，ＭＵＲＦＦ　Ｊ　Ｄ．Ｃｏｌｌａｐｓｅ　ｌｏａｄｓ　ｏｆｒ　ａ　ｃｙｌｉｎｄｅｒ　ｅｍｂｅｄｄｅｄ　ｉｎ　ｔｒｅｎｃｈ　ｉｎ　ｃｏｈｅｓｉｖｅ　ｓｏｉｌ［Ｊ］．　Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ　Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ｇｅｏｍｅｃｈａｎｉｃｓ，２００５，５（４）：　３２０—３２５．　［１１］ＲＯＢＥＲＴ　Ｄ　Ｊ，ＳＯＧＡ　Ｋ，ＢＲＩｑｑ＇Ｏ　Ａ　Ｍ．Ａｎａｌｙｓｉｓ　ｏｆ　ｓｏｉｌ－ｐｉｐｅｌｉｎｅ　ｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ　ｕｓｉｎｇ　ＡＢＡＱＵＳ／Ｅｘｐｌｉｃｉｔ［Ｃ］．　Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓ　ｏｆ　ｔｈｅ　８ｔｈ　Ａｕｓｔｒａｌａｓｉａｎ　Ｃｏｎｇｒｅｓｓ　ｏｎ　Ａｐ—　ｐｌｉｅｄ　Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ．Ｅｎｇｉｎｅｅｒｓ　Ａｕｓｔｒａｌｉａ，２０１４．　（下转第１６８页）　１６３　２０１７正　第６期　王文华，等：轴力作用下ＫＴ型管节点的应力集中系数分析　船海工程　第４６卷　［５］邵永波，杜之富，ＬＩＥ　Ｓｅｎｇ　Ｔｊｈｅｎ．轴向荷载作用下Ｋ　型管节点焊缝周围应力分布的参数公式［Ｊ］．船舶力　学，２０１１，１５（１０）：１１３４－１１４４．　ｒｉｃａｌ　ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ　ｏｎ　ＳＣＦ　ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ　ａｌｏｎｇ　ｔｈｅ　ｗｅｌｄ　ｔｏｅ　ｏｆ　ｔｕｂｕｌｒ　ＫＴ－ａｊｏｉｎｔｓ　ｕｎｄｅｒ　ｂａｌａｎｃｅｄ　ａｘｉｌａ　ｌｏａｄｓ　　ＩＪ　Ｉ．　Ｉｎｔ．Ｊ．Ｆａｔｉｇｕｅ，２０１０，３２：７０３－７１９．　［６］ＤＮＶＧＬ—ＲＰ—Ｃ２０３．Ｆａｔｉｇｕｅ　ｄｅｓｉｇｎ　ｏｆ　ｏｆｆｓｈｏｒｅ　ｓｔｅｅｌ　ｓｔｒｕｃ—　ｔｕｒｅｓ［Ｓ］．ＤＮＶ，２０１０．　［７］ＵＫ．Ｈｅａｌｔｈ　ａｎｄ　ｓａｆｅｔｙ　ｅｘｅｃｕｔｉｖｅ．ＯＴＨ３５４：Ｓｔｒｅｓｓ　Ｃｏｎ—　ｃｅｎｔｒａｔｉｏｎ　Ｆａｃｔｏｒｓ　ｆｏｒ　Ｓｉｍｐｌｅ　Ｔｕｂｕｌａｒ　Ｊｏｉｎｔｓ．Ａｓｓｅｓｓｍｅｎｔ　ｏｆ　Ｅｘｉｓｔｉｎｇ　ａｎｄ　Ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔ　ｏｆ　Ｎｅｗ　Ｐａｒａｍｅｔｉｃ　Ｆｏｒｍｕ—ｒ　甘进，乐京霞，吴卫国，等．海洋平台ＫＫ型管节点的　疲劳性能试验研究［Ｊ］．武汉理工大学学报，２０１１，　３５（５）：９８０－９８３．　石卫华，钟新谷，余志．轴向载荷下Ｋ型管节点应力　集中系数研究［Ｊ］．工程力学，２０１０，２７：４８－５２．　赵宪忠，陈誉，陈以一．平面Ｋ型圆钢管搭接节点静　力性能的试验研究［Ｊ］．建筑结构学报，２００６，２７　（４）：２３－２９．　ＩＩＷ—ＸＶ—Ｅ．Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ　Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ　ｏｆ　Ｗｅｌｄｉｎｇ　Ｓｕｂ—ｃｏｎ—　ｍｉｓｓｉｏｎ　ＸＶ—Ｅ，Ｒｅｃｏｍｍｅｎｄｅｄ　ｆａｔｉｇｕｅ　ｄｅｓｉｇｎ　ｐｒｏｃｅｄｕｒｅ　ｌａｅ．Ｐｒｅｐａｒｅｄ　ｂｙ　Ｌｌｏｙｄ’ｓ　Ｒｅｇｉｓｔｅｒ　ｏｆ　Ｓｈｉｐｐｉｎｇ［Ｓ］．Ｌｏｎ—　ｄｏｎ，ＵＫ，１９９７．　［８］Ｍｏｒｇａｎ　Ｍ　Ｒ，Ｌｅｅ　Ｍ　Ｍ　Ｋ．Ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎ　ｏｆ　ｓｔｒｅｓｓ　ｃｏｎｃｅｎ—　ｔｒａｔｉｏｎｓ　ａｎｄ　ｄｅｇｒｅｅｓ　ｏｆ　ｂｅｎｄｉｎｇ　ｉｎ　ａｘｉｌｌｙ　ｌａｏａｄｅｄ　ｔｕｂｕｌａｒ　Ｋ－ｊｏｉｎｔｓ［Ｊ］．Ｊ　Ｃｏｎｓｔｒ　ｓｔｅｅｌ　ｒｅｓ，１９９８，４５（１）：６７－９７．　［９］Ａｍｅｉｒｃａｎ　Ｐｅｔｒｏｌｅｕｍ　Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ．Ｒｅｃｏｍｍｅｎｄｅｄ　ｐｒａｃｔｉｃｅ　ｏｒ　ｐｌｆａｎｎｉｎｇ，ｄｅｓｉｇｎｉｎｇ　ａｎｄ　ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｎｇ　ｆｉｘｅｄ　ｏｆｆｓｈｏｒｅ　—．１—．１—．１—ｌ　ｏｆｒ　ｗｅｌｄｅｄ　ｈｏｌｌｏｗ　ｓｅｃｔｉｏｎ　ｊｏｉｎｔｓ，ｐａｒｔｌ：ｒｅｃｏｍｍｅｎｄａ—　ｔｉｏｎｓ　ａｎｄ　ｐａｒｔ２：ｃｏｍｍｅｎｔａｒｙ，ＩＩＷ　Ｄｏｃｓ．ＸＶ一１０３５—９９／　ｐｌａｔｆｏｒｍｓ，ＲＰ２Ａ—ＬＲＦＤ　ａｎｄ　ＲＰ２Ａ—ＷＳＤ［Ｓ］．ＡＰＩ，１９９３．　ｎ　Ｍ　１Ｊ　１Ｊ　１Ｊ　１Ｊ　ＸＩＩＩ一１８０４—９９［ｓ］．Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ　Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ　ｏｆ　Ｗｅｌｄｉｎｇ，　Ｐａｒｉｓ，Ｆｒａｎｃｅ；１９９９．　［１０］Ｍ　Ａ　Ｌｏｔｏｌｆｌａｈｉ—Ｙａｇｈｉｎ，Ｈ．Ａｈｍａｄｉ．Ｅｆｆｅｃｔ　ｏｆ　ｇｅｏｍｅｔ—　Ａｎａｌｙｓｉｓ　ｏｆ　Ｓｔｒｅｓｓ　Ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎ　Ｆａｃｔｏｒ　ｆｏｒ　Ｔｕｂｕｌａｒ　ＫＴ　Ｊｏｉｎｔｓ　ｕｎｄｅｒ　Ｂａｌａｎｃｅｄ　Ａｘｉａｌ　Ｌｏａｄ　ＷＡＮＧ　Ｗｅｎ－ｈｕａ，ＺＨＡＮＧ　Ｓｈｕ－ｈｕａ，ＤＵＡＮ　Ｃｈｕａｎ－ｊｉｅ　（Ｃｏｌｌｅｇｅ　ｏｆ　Ｈａｒｂｏｒ，Ｃｏｓｔａｌ　ａｎｄ　Ｏｆｆｓｈｏｒｅ　Ｅｎｇｉｎｅｅｉｒｎｇ，Ｈｏｈａｉ　Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｎａｎｊｉｎｇ　２１００９８，Ｃｈｉｎａ）　Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｉｎ　ｏｒｄｅｒ　ｔｏ　ｓｔｕｄｙ　ｔｈｅ　ｅｆｆｅｃｔ　ｏｆ　ｇｅｏｍｅｔｉｒｃ　ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ　ｏｎ　ｔｈｅ　ｓｔｒｅｓｓ　ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｔｕｂｕｌａｒ　ＫＴ　ｊｏｉｎｔｓ　ｕｎｄｅｒ　ｂａｌａｎｃｅｄ　ｘｉａｌａ　ｌｏａｄ，８１　ｆｉｎｉｔｅ　ｅｌｅｍｅｎｔ　ｍｏｄｅｌ　ｗｉｔｈ　ｄｉｆｅｒｅｎｔ　ｇｅｏｍｅｔｉｒｃ　ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ　ｗａｓ　ｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ　ｂｙ　ＡＢＡＱＵＳ　ｔｏ　ｇｅｔ　ｔｈｅ　ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ　ｌａｗ　ｏｆ　ｇｅｏ—　ｍｅｔｉｃ　ｐａｒｒａｍｅｔｅｒｓ　ｕｐｏｎ　ｔｈｅ　ｖａｌｕｅ　ａｎｄ　ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ　ｏｆ　ｓｔｒｅｓｓ　ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎ　ｆａｃｔｏｒ．Ｔｈｅ　ｒｅｓｕｌｔｓ　ｗａｓ　ｃｏｍｐａｒｅｄ　ｗｉｔｈ　ｔｈｅ　ｐｕｂｌｉｓｈｅｄ　ｅｑｕａ　ｔｉｏｎｓ　ｆｒｏｍ　ＤＮＶ　ａｎｄ　ＬＲ，ｉｔ　ｐｒｏｖｅｄ　ｔｈａｔ　ｔｈｅ　ｎｕｍｅｒｉｃａｌ　ａｎａｌｙｓｉｓ　ｉｓ　ｒｅｌｉａｂｌｅ．Ｆｏｒ　ＫＴ　ｊｏｉｎｔｓ，ｔｈｅ　ｍｏｓｔ　ｅｆｆｅｃｔｉｖｅ　ｐａｒａｍｅｔｅｓｒ　ｉｎ　ｃｈａｎｇｉｎｇ　ｔｈｅ　ｖａｌｕｅｓ　ｏｆ　ｔｈｅ　ＳＣＦ　ａｌｏｎｇ　ｔｈｅ　ｗｅｌｄ　ｔｏｅ　ａｒｅ　ｙ，７＿，ａｎｄ　０，ｗｈｉｌｅ　ｔｈｅ　ｍｏｓｔ　ｅｆｆｅｃｔｉｖｅ　ｐａｒａｍｅｔｅｒ　ｉｎ　ｃｈａｎｇｉｎｇ　ｔｈｅ　ｓｈａｐｅ　ｏｆ　ｔｈｅ　ＳＣＦ　ｄｉｓｔｒｉ—　ｂｕｔｉｏｎ　ｃｕｒｖｅ　ａｌｏｎｇ　ｔｈｅ　ｗｅｌｄ　ｔｏｅ　ｉｓ届；ｔｈｅ　ｐｏｓｉｔｉｏｎ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｈｏｔ　ｓｐｏｔ　ｓｔｒｅｓｓ　ｓｈｉｔｆｓ　ｗｈｅｎ　ｓｏｍｅ　ｇｅｏｍｅｔｉｃａｒｌ　ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ　ａｒｅ　ｃｈａｎｇｅｄ．　Ｋｅｙ　ｗｏｒｄｓ：ｔｕｂｕｌａｒ　ＫＴ　ｊｏｉｎｔ；ｇｅｏｍｅｔｉｒｃ　ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ；ｓｔｒｅｓｓ　ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎ　ｆａｃｔｏｒ（ＳＣＦ）；ｈｏｔ　ｓｐｏｔ　ｓｔｒｅｓｓ；ｎｕｍｅｒｉｃａｌ　ａｎａｌｙｓｉｓ　（上接第１６３页）　Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ　Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｔｈｅ　Ｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎｓ　ｂｅｔｗｅｅｎ　Ｏｆｆｓｈｏｒｅ　Ｐｉｐｅｌｉｎｅ　ａｎｄ　Ｓｅａｂｅｄ　ＣＨＥＮＧ　Ｙｕ－ｘｉａｏ，ＸＵＥ　Ｈｏｎｇ－ｘｉａｎｇ，ＴＡＮＧ　Ｗｅｎ－ｙｏｎｇ　（ａ．Ｓｔａｔｅ　Ｋｅｙ　Ｌａｂｏｒａｔｏｒｙ　ｏｆ　Ｏｃｅａｎ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ；ｂ．Ｃｏｌｌａｂｏｒａｔｉｖｅ　Ｉｎｎｏｖａｔｉｏｎ　Ｃｅｎｔｅｒ　ｏｆｒ　Ａｄｖａｎｃｅｄ　Ｓｈｉｐ　ａｎｄ　Ｄｅｅｐ—Ｓｅａ　Ｅｘｐｌｏｒａｔｉｏｎ，Ｓｈａｎｇｈａｉ　Ｊｉａｏ　Ｔｏｎｇ　Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｓｈａｎｇｈａｉ　２００２４０，Ｃｈｉｎａ）　Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｔｈｅ　ｃｏｍｐｌｅｘ　ｃｏｎｔａｃｔ　ｂｅｔｗｅｅｎ　ｏｆｆｓｈｏｒｅ　ｐｉｐｅｌｉｎｅ　ａｎｄ　ｓｅａｂｅｄ　ｃｒｅａｔｅｄ　ｂｙ　ｌａｙｉｎｇｉｎｓｔａｌｌｉｎｇ　ａｎｄ　ｏｐｅｒａｔｉｏｎ　ｐｒｏｃｅｓｓｅｓ　，ｉｌｌｗ　ｇｅｎｅｒａｔｅ　ｔｈｅ　ｅｘｔｅｒｎａｌ　ｌｏａｄ　ｏｆ　ｐｉｐｅｌｉｎｅ，ｗｈｉｃｈ　ｌｅａｄｓ　ｔｏ　ｔｈｅ　ｐｉｐｅｌｉｎｅ　ｓｔｒｅｎｇｔｈ　ｐｒｏｂｌｅｍ．Ｔｈｅ　ｎｏｎｌｉｎｅａｒ　ｆｉｎｉｔｅ　ｅｌｅｍｅｎｔ　ｓｏｆｔｗａｒｅ　ＡＢＡＱＵＳ　ｗａｓ　ｕｓｅｄ　ｔｏ　ｃａｒｒｙ　ｏｕｔ　ｔｈｅ　ｎｕｍｅｉｒｃａｌ　ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ　ｂｅｔｗｅｅｎ　ｐｉｐｅｌｉｎｅ　ａｎｄ　ｓｅａｂｅｄ．Ｔｈｅ　ｍａｉｎ　ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ　ｏｆ　ｐｉｐｅｌｉｎｅ　ｐｅｎｅｔｒａｔｉｏｎ　ａｎｄ　ｒｉｓｉｎｇ　ｐｒｏｃｅｓｓ　ｗｅｒｅ　ｓｔｕｄｉｅｄ．Ｔｈｅ　ｒｅｓｕｌｔｓ　ｏｆ　ｎｕｍｅｒｉｃａｌ　ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ　ｗｅｒｅ　ｉｎ　ｇｏｏｄ　ａｇｒｅｅｍｅｎｔ　ｗｉｔｈ　ｔｈｅ　ｒｅｓｕｌｔｓ　ｏｆ　ＮＧＩ　ｌａｒｇｅ　ｓｃａｌｅ　ｔｅｓｔｓ，ｗｈｉｃｈ　ｓｈｏｗｅｄ　ａ　ｗｅｌｌ　ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｇｅｎｅｒａｔｉｏｎ　ａｎｄ　ｒｅｌｅａｓｅ　ｐｒｏｃｅｓｓ　ｏｆ　ｂｏｔｈ　ｓｏｉｌ　ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ　ａｎｄ　ｓｏｉｌ　ｓｕｃｔｉｏｎ．　Ｔｈｅ　ｒｅｓｕｌｔｓ　ｏｆ　ｐａｒａｍｅｔｅｒ　ａｎａｌｙｓｉｓ　ｓｈｏｗｅｄ　ｔｈａｔ　ｔｈｅ　ｓｏｉｌ　ｆｒｉｃｔｉｏｎ　ａｎｇｌｅ　ａｎｄ　ｃｏｈｅｓｉｏｎ　ｈａｄ　ａ　ｓｉｇｎｉｉｃａｎｔｆ　ｉｍｐａｃｔ　ｏｎ　ｔｈｅ　ｐｉｐｅ．．ｓｏｉｌ　ｉｎｔｅｒａｃ　．　ｔｉｏｎ．　Ｋｅｙ　ｗｏｒｄｓ：ｏｆｆｓｈｏｒｅ　ｐｉｐｅｌｉｎｅ；ｐｉｐｅ・ｓｏｉｌ　ｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ；ｓｏｉｌ　ｓｕｃｔｉｏｎ；ｆｒｉｃｔｉｏｎ　ａｎｇｌｅ；ｃｏｈｅｓｉｏｎ　１６８