标准规范下载简介：

内容预览由机器从pdf转换为word，准确率92%以上，供参考

SY／T 7611-2020 海底管道管土相互作用的推荐作法.pdf

不再重要，但铺设阶段的沉降对后期管道的侧向和轴向阻力的计算非常重要。 实际上，侧向和轴向阻力不仅依赖于管道重量，也受管道沉降、土壤类型、排水条件、接触条件 及加载过程与管道运动的影响。因此，管土等效摩擦系数不是土壤属性，而是依赖于土壤属性、管道 属性及加载模式和加载历程，这一点认识相当重要。在管道分析中可以用不同的方法分析管土相互作 用，按照递增的复杂程度，所列如下： a）将轴向或侧向阻力作为单一极限值（或摩擦系数）。 b）通过管道有限元分析（与桩响应分析的摩擦力一位移和土体反力一挠度载荷转换方法类似）， 表达为轴向和/或侧尚的力一一位移响应。简单的力一一位移（或摩擦一位移）响应是双线性 （弹性纯塑性）、三线性（存在初始峰值）或分段线性。可采用额外的准则定义循环行为。 c）基于塑性理论，通过管道合力宏单元有限元分析，得到通用的垂向一侧向响应模型， d）使用有限元分析软件，将土壤连续体、管道和管土接触表达为显性模型。对于一个典型的数 千米长管道模型，需要大量的计算时间。该方法除用来研究外较少使用。 对于埋设管道，向上阻力通常模拟为双线性或三线性曲线。 所采用的模拟方法宜反应当前项目要求，识别项目阶段、风险和优化时机。 在任何设计阶段，岩土工程师需要考虑土壤行为是排水、不排水或部分排水，以选择适宜的计算 方法。在土壤特性方面，不同国家的系统分类存在差别，相同土壤对不同的加载速率产生不同行为。 如果土壤行为存在不确定性，岩土工程师在进一步评估中需要考虑这种不确定性。

在管道项目的不同阶段，管土相互作用应按越来越详细的程度进行处理，通过减少不确定性以充 分优化设计。如图1所示的流程图描述了座底海底管道设计的管土相互作用工作流程。针对项目的不 司设计阶段一一桌面研究、初步设计和详细设计，需要完成三套管土相互作用参数。 如图1所示，在前期设计阶段，可以利用现有数据获得管土相互作用的初步参数值。更详细的评 估可通过更复杂的试验和分析得到，见5.3.2。 宜按项目要求选择管土相互作用分析等级，同时应考虑最小化风险和最大化效益。当项目的工程 地质和管道设计条件经过细化后，更复杂的管土相互作用及不确定性等级分析成为了可能，这也会减 小不确定性的等级，同时可以优化设计。然而，还应对为达到这些优化所需的成本和整体优化所带来 的效益进行评估。 为了重新评估或修正管道在运行期的管土相互作用参数，以向未来项目反馈数据，可以使用管道 在安装和运行期从现场观测到的数据。

QB/T 4219-2011 乙酸邻叔丁基环己酯4.3建立土城地质模型

在评估任意岩土工程问题时，第一步通常是建立土壤地质模型，需要定义该模型中影响结果的 所有参数和边界条件。土壤地质模型包含地质分析需要的所有假设。这项工作宜作为管土评估的第 一步。 在传统的地基设计中，完整土体的强度和边界条件通常容易定义。然而，对于某一管道，如果无 法辨识管道所有可能发生的情况，沿路由上给定间距的土壤数据和铺设影响的未知因素会给设计人员 带来一定挑战性。所以，当使用解析法或经验方法时，评估设计方法的假设和背景尤为重要。当模型 基于试验结果，则该模型的不确定性通常与岩土模型的定义和试验方法相关。裸露管道管土相互作用 土壤地质模型的主要受力行为（如图2所示）可分为以下几个方面： a）排水条件和加载速率（排水、部分排水或不排水土壤行为）。 b）几何边界条件（如理想的土壤接触或位于沟内的管道）

5.2现场和试验室的土境力学试验

SY/T76112020

沿管道路由所有相关载荷条件评估所需的土壤特性都要确定，包括管道附近可能存在的不 镶。

土壤属性通常可从地球物理调查地质信息（包括海底地形测量和浅剖），以及通过土壤原位试验 和试验室试验结果中获得，补充资料可以从目测中获得。 与管道响应相关的重要土壤参数包括： a）剪切强度参数（黏土的完整性和重塑条件下的不排水剪切强度，以及砂的摩擦角）。 b）变形特性（应力一应变关系）。 c）排水特性（渗透性和固结系数）。 这些参数最好通过合适的试验室测试或现场测试来确定。另外，宜考虑分类和指数测试，例如： a）容重。 b）含水量。 c）液化和塑性限制。 d）粒度分布。 e）碳酸盐含量。 f）其他相关测试。 这些测试对于评估管道路由上的土壤空间变化，以及验证采用经验公式的原位或试验室测试结 果，或验证采用这种相关性补充试验室测试都很重要。 通过特定修改以适应低应力试验的试验室测试是确定管土界面不排水强度和摩擦角的首选方法。 界面粗糙度对界面摩擦有很天影响，因此宜便用代表管道涂层的材料进行界面测试。有关特定界面试 验的指南，见5.3.2

5.3.2特定管土相互作用试验

以下特定试验设备可用于低应力剪切试验，通过这些试验可获得管土相互作用参数。 a）用于测量排水界面强度的倾斜台装置。 b）用于测量排水和不排水界面强度的低应力剪切箱。 对于界面试验，界面的粗糙度特征应代表选定的管道涂层或覆盖一定范围的潜在涂层粗糙度，并 记录粗糙度特征。 当现有的工程模型不适用时，或模型某一方面对于项目特别重要时，大尺度和小尺度的管道模型 也可用作管土垂向、轴向和侧向阻力的计算和评估。以下四种类型试验允许相关测试： a）小尺度离心机试验。 b）大尺度非在位管土试验。 c）小尺度的非在位管土试验。 d）大尺度现场管土试验。 以上试验能细化工程模型细化（校准），并且通常能降低模型不确定性和减小管土相互作用参数 范围。 测试要涵盖管道和土壤之间期望的法向有效应力范围。应避免法向有效应力测试远离期望值，无 论何时都要避免推断错误。尽可能用复制管道下方土壤的实际加载历史的方法进行测试，例如，管道 铺设过程中的运动引起的沉降，以及管道静水压力试验期间充水/进水情况下的预固结效应。 在执行和测量低应力状况的界面强度时，试验室应充分熟知有关设备和程序

管土相互作用评估所需的典型管道特性有： a）管道水下重量Wi.Wr.Wop。 b）包括涂层的管道外径D

c）管道涂层粗糙度Ra。 d）管道弯曲刚度EI。 e）安装过程中触泥点附近管道水平有效张力To。 应区分下列管道重量： a）安装时的水下管道重量W：通常是空管重量。 b）充水的管道水下重量Wf。 c）操作期管道水下重量W。p：可以考虑一个范围，考虑使用寿命期间的介质密度范围及在关停时 潜在的分离，例如，液体段塞。 在规划管土界面测试时，要确定或估计管道涂层的粗糙度（Ra)。为了避免混淆，根据ANSL ASMEB46.1，管道涂层粗糙度应定义为平均高度的平均偏差。表面光度仪或激光干涉仪可对界面粗 糙度快速定量化，并可从现有管道涂层样品收集数据，以获得界面粗糙度。 管道弯曲刚度宜考虑涂层（如重要） 管中管的内管、外管等的综合因素，

管土相互作用是评估裸露管道的关键因素。涉及管土相互作用的典型情况包括侧向屈曲、端部 膨胀、管道行走、路由弯曲回弹、管道锚固、座底稳定性、拖网冲击和自由悬跨的形成。在设计和评 估过程中，通常需要考虑管土相互作用参数的高、低估值，以满足所有极限状态。如果不考虑阻力的 高、低估值的定义范围，则应在对可能发生的后果进行评估的情况下进行正确的选择，并且可以根据 调查和应急计划避免事故发生。 表1总结了本章的内容。土壤的特性根据加载速率和排水条件可分为：排水、部分排水或不排 水，在选择计算模型时，应充分考虑各种情况，

表1裸露管道的管土响应

有关循环阻力（轴向和侧向）的具体方法不属于本标准的讨论范围，因为这是一个正在进行、 明确结论的研究领域。这个过程较为复杂，侧向届曲处的沟槽通过演变发展会减弱跨中的垂向反 力，垂向反作用力进而转移到反弯点。应在操作期的调查中保持跟进，

SY/T76112020

do.=0.3 (Su. /Ss. 2) · arctan (zm, B)

Sa，1=（Su，=o+S，o）/2，为沉降面以上土壤剪切强度的平均值， Su,2=Qvo(B·N.)，为沉降面以下土壤剪切强度的平均值。 管道贯入的横截面积4m，其求解见公式（7)。

道沉降为z，管道所需的垂向贯入阻力见公式（8

() ; 3.4x 10z =minl D.S. D D.S.

式中： Abm管道贯入的横截面积，见公式（7）。 公式（8）的第一项代表管道沉入土壤时的土壤阻力。第二项是土壤浮力通过土壤隆起增加了1.5 倍，见DavisEH（1973)。 当沉降系数很大时（z>D>0.5)，公式（8）可能会低估管道贯入阻力，评估沉降时要注意， 替代的承载能力因子可见WhiteDJ（2014）

6.2.4排水土填条件下管道沉降评估

排水土壤条件下管道垂向沉降有多种不同的计算模型。管道沉降深度是管道接触力与海床土 载能力平衡的深度。静态贯人阻力可用公式（9）获得。 接触面宽度B与沉降z的关系见公式（3）。 管道沉降量为z时所需的垂向贯入阻力v，见计算公式（9）。

式中： Ng，N一土壤承载力系数，如图8所示。 假设沉降管道位于活动朗肯区内，则无深度效应，如图9所示。参考深度zo与土壤内摩擦角有 关，具体见公式（10)

a）不排水阻力包括峰值（破土）和残余值。峰值在曲设计中可能很重要，应考虑包括和忽略 峰值的影响。 b）排水阻力通常不受较大的土壤位移/应变的影响。 c）轴向阻力受管土界面粗糙度和有效应力水平的影响（不排水强度也受土壤超固结的影响）。 d）楔入效应可以提高轴向阻力，使管道与土壤接触面上的整体法向接触力超过管道的重量，楔 人效应通过楔入因子（表示。

6.3.2.3过渡性排水和固结行为的评估

通过考虑管土界面的排水和固结水平，可以得到轴向阻力的特征值。排水和固结使不排水阻力向 排水阻力过渡。由于这是一个正在进行的研究领域，因此没有明确的结论，本标准没有涉及关于如何 量化排水一不排水过渡时轴向摩擦的具体指导做法。不排水一排水的过渡轴向摩擦应以不排水和排水 的轴向阻力为界限，并应基于项目特定的管一土界面试验程序，并在运行过程中通过调查进行跟踪。 当无法确定管道是否完全排水或完全不排水响应时，设计可以采用不排水一排水的过渡轴向摩 擦，或同时考虑排水和不排水响应两种情况

6.3.3轴向破土阻力

6.3.3.1不排水条件下土填阻力

管道下方的不排水抗剪强度与土壤受到的荷载历程有关。在管道下沉过程中，管道下方的土壤将 处于失效状态，直到土壤垂向承载力足以支撑安装过程中管土的接触力。因此，管土界面处的土壤强 度将向着重塑值降低。然后，依靠土壤一管道的接触应力，土壤将重新固结到一个更高的强度。可以 假设土壤将按照正常固结强度比（S/、）Nc重新固结。 管道在操作前通常用水进行压力测试，这将导致管道进一步下沉。当充水期足够长时，管一土界 面处的土壤将会固结到较高的应力水平。与实际情况相比，这可视为超固结，其对抗剪强度的影响可 以按SHANSEP方法LaddCC（1974）来进行判断。评估时不应考虑铺设引起的管土法向应力，因为 它只作用于短时间内，防止完全固结。 在没有专门的界面试验的情况下，见6.3.2，公式（15）以等效摩擦系数的形式，给出了一种估 算轴向破土阻力的方法。公式（15）包含了不排水条件下影响管土轴向阻力的因素。

FAk =α (S, /o*)nc me 5·Yme μA,brk,u

α一一管土黏滞系数或粗糙度因子，表示相对于土一土强度，管土界面强度的降低， (S,/o）Nc一正常的固结抗剪强度与固结垂向应力的比值，注意，该比率与应力有关，如图13 所示，在低应力水平下，该因子显著高于传统岩土设计情况的文献报道，非碳酸盐 土壤的典型范围为0.25～0.5， Ype一 一所考虑工况下（例如操作工况），预加载（如充水工况）和静态管土作用力（V）之间的 固结预压效应，这表示管道下面土壤的超固结比率OCR， 预加载因子，解释了超固结的长期效应，小于1.0，典型的范围是0.65～0.9； 2sinB 一楔人因子，取为 β+sinβ·cosβ Yale 速率因子，用来说明加载到不排水失效的速度（加载2h至失效，参考速度为1.0，每个 加载循环的速率可提高10%~15%）。

建议进行专门的试验（见5.3.2)，直接评估界面摩擦与应力水平的函数。对于给定的土壤，光滑 管道涂层的轴向摩擦可能低至粗糙涂层的30%。因此，在进行试验室试验时，使用具有代表性的界面 材料是很重要的。如果没有这样的试验，应对公式（16）中的每一个参数做出保守的假设。

6.3.4轴向残余阻力

6.3.4.1不排水条件下土境阻力

考虑到应力的依赖关系，认为不排水的残余摩擦与破土阻力的趋势相同。如5.3.2所述，建议进 行专门的测试，直接评估界面摩擦与应力水平的函数。黏土的敏感性是衡量重塑后完整抗剪强度退化 程度的方法。因此，认为土壤敏感性S是影响残余摩擦的一个参数，但不一定是直接相关的。 残余摩擦系数可以用公式（17）表示。

HArs,u =Erme 'HAbk,u =8res 'α(S, /o))nc'Yme ·rm

为了优化土壤调查/试验室试验的结果，建议在项目的早期阶段让利益相关者参与进来。这将有 助于定义一个适用于特定项目数据的范围，例如涂层类型（包括表面粗糙度）和充水条件下预测的预 固结水平。 注：作为SAFEBUCKJIP的一部分，针对残余轴向摩擦，在JIP内部进行了几次小规模的测试。通过这些试验 发现，预加载因子m的取值范围在0.35～0.6，明显低于预期。SHANSEP测试的经验表明m的取值范围在 0.65～0.9。从试验中校准的低m值很可能是由于对实际OCR的过高估计所致。所记录的OCR与管道被推 到位前，在试验箱中制备黏土而施加的固结压力有关。对于所得到的低m因素的描述是，它们可以用管道 贯入过程来解释，即管道在贯人过程中干扰土壤时，会消除一些原状的OCR。SAFEBUCK试验表明，在进 行模型试验/界面试验时，模拟管道真实应力历程的重要性。管道下方的OCR通常来自充水条件下的管道重 量，试验应尽可能准确地模拟这种效果，

6.3.4.2排水条件下土壤阻力

排水条件下残余阻力通常与破土阻力相似，但可能随残余界面摩擦角减小而降低。用残余摩擦角 代替峰值摩擦角ck，见公式（18)。

如5.3.2所述，建议进行专门的试验，直接评估界面摩擦与应力水平的函数。 已有的研究和经验表明【见NaijarSS（2007），GanesanS（2014)，WhiteDJ（2012），HillA （2012），OliphantJ（2007)]，非碳酸盐土壤排水残余界面摩擦范围为0.3<μres<1.0（或15°

6.3.5轴向启动位移

管道结构模型中的轴向响应通常采用双线性理想弹塑性模型，该模型要求确定轴向启动位移 xmob。启动位移定义了初始刚度和卸载一再加载刚度。如果模拟了破土峰值，Xmob将被两个启动位移 bc和Xres替代。通常实际响应是非线性的，当轴向阻力启动时，切线刚度会降低。 在评估管道行走时，Xmob值越低轴向行走速度越快。为了保守考虑，非线性响应的双线性拟合应 与轴向力一位移响应的初始部分的切线拟合，即表示弹性可恢复的部分，如图11所示。在其他情况 下，如管道发生侧向届曲和移位，Xmob的值越大越不利，当FA，b或FA，res充分启动时，双线性拟合 应是与位移的割线拟合。

SY/T 76112020

法是合理的。建议使用能够改变上述影响的模型，并评估它们如何影响破土阻力性能。由于在管道安 装之前几何边界条件（例如沟槽几何形状）是未知的，所以在设计阶段这是一个挑战，破土阻力的范 围应该包括不同的情况，以下提出两种模式。建议评估各种模型以评估模型的不确定性，见第8章。 对于敏感性研究，推荐使用有限元分析，其中可以定义影响阻力的所有参数。然而确定管道可能遇到 的条件所需的假设范围仍是一个挑战。 在服役期间，边界条件（例如管道贯入、挖沟形态变化等）可能会有所不同，并且需要进行定期 调查以确保管道周围的边界条件被原设计假设所涵盖。

6.4.2.2不排水土境阻力

6.4.2.2.1模型1

不排水侧向破土阻力FLbk可以通过如下几点获取： a）管道下方水平面上的抗剪强度FLbku，与轴向摩擦力相似，见公式（19），没有楔入因子。 b）残余阻力FLbk.u仍然存在，这是由于改变了管道前部和后部的土壤（吸附力）。对于管道安装 时发生垂向贯入，在确认管道与两侧的土壤完全接触，或高侧向阻力为不利情况时，可以考 虑这种吸附力作用

FL.btuie的计算见公式(20)。

允许管道后部吸附力的计算，见公式（21）。

不允许在管道后部吸附力的计算，见公式（22）

FLbk=FLki+FLbkumlo

FLbrkufie =α·(S, /o))nc Yme Yrmte

FL,bsk,ufice =α (S, /o))nc 'Yple Yrmte

FLkmin = z (, Sacte +, Supsive),

FLbosuemin = 2 (k, Supsive + /27'.2),Ym

以上公式包含了被动和主动区使用不同的各向异性剪切强度的可能性。但是，通常使用等效的平 均各向同性强度。 如果管道后部没有吸附力，由于土壤重量产生的阻力会加到被动阻力上。当包括主动吸力时，来 自两个区域的土壤重量项相互抵消。 模型是根据经典的土压力理论，管道前部的垂直表面采用被动阻力进行简化。因此，它无法完全 获取受管道形状影响的真实失效面。

6.4.2.2.2模型2

另一种不排水侧向阻力模型，见公式（23）。

Y.D +0.23 V +0.6 D S..D

这个公式的第一项反映了与管道前方土肩的抗剪强度有关的被动阻力，第二项是摩擦系数，第三

SY/T 7611=2020

味着LE和HE阻力分别通过将公式（30）除以和乘以1.5得到。但是，这种模型的不确定性与试验 结果的分散性有关，以及不确定这些测试是否已经代表了管道将在实际服役条件下的所有可能工况。 还需要考虑管道沿线土壤参数的不确定性。 公式（30）适用于一个数据库，该数据库包含67个主要非常软的西非黏土（海床土壤剪切强度 在0.4kPa～9kPa）的管道试验。通常通过管道单调贯人，然后以相对较快的速度横向分离。管道承 载压力VID通常在1kPa～7kPa的范围内。在横向移动过程中，裸管从安放位置上升。然而，该模型 是根据横向运动开始时的初始贯入来校准的。由于该模型不包括土壤强度或管道重量等物理参数，因 此难以评估其在测试数据库条件之外的适用性。为了增加对该方法的置信度，需要针对更大的数据库 进一步测试模型，还可能修改模型以考虑其他参数。该方法适用于V<2S·D的管道，因此排除了 软土上的重管。计算侧向残余阻力的替代模型见BrutonD（2006），CardosoCO（2010）。 应注意，通过侧向移动管道来进行试验，但允许管道垂向移动。对于总体届曲，屈曲不一定是由 管首先侧向移动引起的。对于一些屈曲，管道可能先向上隆起，然后在转换成水平届曲之前偏移原始 构槽。在这种情况下，初始贯入可能与确定残余阻力无关，应谨慎使用公式（30）。对于非常大的位 移时的阻力也是如此，

6.4.3.2排水土壤阻力

6.4.3.2.1模型1

在轻管工况情况下， 日以信 我余阻力，见6.4.2.3，但使用较浅 降深度。对于较为保守的低估值， 摄系数，同时假设沉降为0。

6.4.3.2.2模型2

排水条件下侧向残余阻力可以依据公式（31）计算

Dref参考直径，为20in（508mm）。 该公式是通过统计分析各种密度和直径25mm～225mm的管道的现有试验室测试数据以及现有 管道中拟合侧向届曲的反向计算阻力得出的。公式（31）给出了平均值或最佳估值。 低估值和高估值可以按照公式（32）和公式（33）计算。

6.4.4侧向启动位移

6.4.4.1破土启动

达到破土阻力时启动位移ybrk是难以预测的。经验表明，Ybk主要依赖于贯人深度z，排除非常 ID值。数值y的低估、最佳估值和高估值见表3。在没有详细调查的情况下，所有破土和残

启动位移都是可能的，应在设计中考虑， 沉降过程（静态或动态）影响y。模型试验中，管道单调产生的初始沉降，与模拟动态贯入过 程的模型试验相比，显示出更小的y值（因此有更强的横向响应）。 对于排水条件，关于启动位移的数据较少。但是，表3给出的较大范围也可代表排水条件。

GB 1103.1-2012 棉花 锯齿加工细绒棉表3抗破土性的侧向启动位移

6.4.4.2残余启动

可以使用表4中的数值评估动态残 这些数值取自ChatterjeeS（2012）。 详细调查的情况下，所有破士和残余启动位移都是可能的，应在设计中考虑。

表4残余阻力对应的侧向启动位移

静态和动态分析对土壤刚度的评估应有所不同。必须考虑土的非线性，除非管道分析中已明确考 虑土的非线性响应，并且用弹簧来表示土的响应。在这种情况下，在管道分析中，刚度应是表示预期 荷载水平的割线刚度。静态土壤响应将与静态加载情况有关，例如最大荷载。动态刚度主要以卸载/ 再加载情况为特征。

6.5.2静态土壤刚度

6.5.2.1垂向土境刚度

静态垂向刚度是沉降条件下的割线刚度GB/T 18823-2010 饲料检测结果判定的允许误差，如安装过程和冲蚀导致自由悬跨发展。静态 按公式（34)定义。

Kv..=Ov/z2