引言（1）
根據目前埕島油田海底管線出現懸空的實際情況，對海管懸空形成機理進行了分析，并對海管懸空治理的不同方案進行了綜合評價，重點介紹了水下樁治理方案的制定和實施。
埕島油田位于渤海灣南部的淺海海域，區(qū)域構造位置位于埕寧隆起埕北凸起的東南端，是一個在潛山背景上發(fā)育起來的大型淺山披覆構造。該區(qū)從1875年開始勘探，在先期資源評價、盆地分析模擬、區(qū)帶綜合評價的基礎上，于1988年鉆探了第1口控井——埕北12井，從而發(fā)現了埕島油田。截止目前，埕島油田已建成海底輸油管線54條，注水管線33條。
海管懸空情況調查（2）
目前，通過對61條海底管線的調查發(fā)現其中僅有5條管線未被沖刷懸空，僅占8％，管道懸空高度平均值為1.33m，最大值為2.5m。大于等于2m的有16根，占26％，大于等于1m的有48根，占79％，可見沖刷的普遍。從懸空長度來統(tǒng)計，平均懸空長度為15.1m，最大30m。大于等于20m的為22根，占36％；大于等于10m的有43根，占70％。
如果按管道初始設計埋深為1.5考慮，則遭到最大沖深的管道從原海床面計算總計沖刷深度S＝e+D+h＝4.5m（其中e為埋深；D為管道直徑，近似取0.5m；h為沖刷后管道懸空高度）。這樣的沖刷深度對海底管道來說是少見的。除了管道處發(fā)生強烈沖刷以外，在采油平臺井場范圍內也出現較嚴重的沖刷。
海管懸空原因及模型試驗（3）
1海底管線懸空原因
造成場區(qū)內平臺及管道周圍強烈沖刷的原因十分復雜，大致為以下幾方面：
1.1建筑物存在形成的部沖刷
這種沖刷形成的原因是由于建筑物的存在而在局部范圍內發(fā)生強化的水流或高速旋轉的旋渦，這些水流或旋渦具有較高的沖刷（挾帶泥沙）能力，從而在局部范圍內形成沖刷坑。沖刷坑范圍與深度往往與建筑物尺度有直接關系。
1.2水平管道下面的沖刷
放置在海床面上的管道沖刷開始于管道與海床面之間出現一水流隧道。對于部分埋置的管道來說，這種水流隧道可以因管道前后存在一定壓差形成管涌而發(fā)生。當水流隧道形成后，管道前后的壓差使管道下的流速大于行近流速，從而引起管道下的沖刷。
1.3海床侵蝕引起的大面積沖刷
由于埕島油田特殊的海洋及海底地質條件，本海區(qū)處于不穩(wěn)定的沖淤狀態(tài)，根據飛雁灘1976～2000年24年斷面測量，5m等深線平均蝕退距離達0.19km/a，海床蝕深12.6cm/a；10m等深線蝕退距離達0.10km/a，海床蝕深4.7cm/a。海床調整的沖淤平衡點大致在12m到15m水深處，在平衡點以上為侵蝕區(qū)，在平衡點以下為淤積區(qū)，這種剖面調整狀態(tài)目前尚未有轉緩的跡象。對于10m水深處，在海管設計壽命15年內，海床整體沖刷深度可達0.7m。由于該原因引起的海管淘空體現在整條海底管線上。
1.4海底不穩(wěn)定性引起的沖刷
海底不穩(wěn)定性的表現是海底表層土壤在大浪作用下發(fā)生滑移坍塌，當表層土為粉砂時，在暴風浪作用下，土壤發(fā)生液化而使土壤抗剪強度降低，從而可能造成海床一定范圍內的下降。
1.5其它因素
如立管支撐結構的周期性振動，施工時由于受到設備、平臺位置等的限制，管道在平臺附近的埋深于小設計所要求的埋深等因素也是引起立管懸空的一個因素。
2沖刷物理模型試驗
實際上，立管底部的懸空高度是在以上因素的聯(lián)合作用下發(fā)生的，單從理論上很難確定出具體的數值，因此，根據埕島油田的條件及海管立管結構我們進行了沖刷物理模型試驗。針對立管樁及平臺支撐條件分不同情況共進行了17組試驗，試驗結果與現場探摸結果吻合；模型試驗得出立管底部的懸空長度為10m，與現場探測情況存在較大的差別。
原因分析及現場實測表明，立管底部的最大沖刷深度在3.0m基本達到不變，但懸空長度由于受多種條件的影響，將來如何變化，目前確定較為困難。因此，在針對輸油管線立管底懸空治理研究時，主要仍根據實測進行。
懸空治理方案分析（4）
1拋砂袋結合混凝土塊覆蓋
1.1方案描述
先在懸空管道及其周圍一定范圍內（主要指立管周圍明顯的海底沖刷坑）拋填水泥砂漿袋，每個砂漿袋重約60kg。在拋填砂袋的過程中要由潛水員對砂袋進行整理，保證懸空立管底部填滿砂袋。拋理砂袋完成后，再在管道上用混凝土覆蓋，混凝土覆蓋層可用小的混凝土預制塊串接成網狀，混凝土覆蓋層的密度初步確定為320kg/m2，這樣可提高覆蓋層抗沖刷的能力，又不至于對海底管道造成損壞。
1.2方案優(yōu)缺點
優(yōu)點是施工工藝及取材簡單，便于實施；不需要進行防腐處理；可以在管線不停產的情況下實施，不影響生產；保護的范圍廣，對同一平臺周圍的海底管線均可產生保護。缺點是受不確定因素的影響較多，拋填的砂袋有進一步被沖刷淘走的可能，造成管道的再度懸嚓，因此，該方法的可靠性不高；如果再次懸空，覆蓋的混凝土將對管道產生不利影響。
2撓性軟管跨接
2.1方案描述
將懸空立管拆除，根據目前沖刷后實際的海底現狀，重新設計及安裝立管。在立管與水平管之間跨接長度為60m的撓性軟管，撓性軟管的規(guī)格根據具體的海管規(guī)格確定。為提高其連接的可靠性，撓性軟管與兩端鋼管仍采用水面以上的焊接方式，并在兩端設有撓性軟管保護結構，用于海底輸油的撓性管道是由密封、保溫、加強等材料構成的多層撓性管結構。
2.2方案優(yōu)缺點
優(yōu)點是方案可靠性高，由于軟管有撓性，在輔設時可隨地形的變化而變化，因此有很好的抵抗疲勞破壞的特性；立管結構簡單，撓性軟管兼作海管的膨脹補償裝置；施工簡便，施工速度比常規(guī)立管要快許多倍；耐腐蝕，軟管系統(tǒng)可回收再利用。缺點是必須在管線停產的情況下方可實施；對于有的管線，如有海底注水管線或電纜壓在油管線上，則實施起來較為困難；海底輸油軟管比鋼質管道有更強的“專營性”，世界上僅少數廠家設計和生產，因此用戶選擇的余地較小。
3水下支撐樁
3.1方案描述
為了防止水下管道懸空段在水流作用下產生的渦激振動，引起管線斷裂，在懸空段設置支承支架，以減小橫向和縱向振動幅度。根據縮短管道懸空長度的思路，該方案采用沿懸空管道設水下短樁支撐的方法。
根據初步的分析及允許的懸空長度，對于不同管徑的海底管線采用不同樁徑的水下短樁，根據計算得出樁的入土深度。鋼管樁沿懸空管道兩側交替設置，間距根據第5節(jié)計算得到管道允許的懸空長度及實際的懸空長度確定，在詳細設計階段，該間距應根據海底管道的疲勞分析、極端靜態(tài)及動態(tài)荷載分析結果確定。
在每一鋼管樁靠近海管附近位置，設有H型鋼懸臂梁，懸臂梁上設有2套Ф30高強U型螺栓將懸空的立管固定，從而實現減小立管懸空長度的目的。
鋼管樁可采用打水下樁的方法實現。固定懸臂梁可在鋼管樁上預先焊接一管托，鋼管樁打完后，由潛水員現場測量管托與懸空立管的相對位置，確定要預制管卡的高度。再將根據實際測量尺寸預制一體的懸臂梁及管卡從鋼管樁頂套入或水下管卡固定支撐于管托止。最后再由潛水員用U型螺栓將懸空立管固定于懸臂梁上。鋼管樁的防腐可采用內外涂層結合腐蝕余量的方法實施。
在該方案研究時充分考慮了海上方便施工，采用懸臂梁及僅在海管一側設鋼管樁的支撐方法，施工精度要求相對不高，容易實施。
3.2方案優(yōu)缺點
優(yōu)點是施工相對簡單，便于實施；可以在管線不停產的情況下實施，不影響生產；該方案可靠性較高，由于水下鋼管樁截面較小，對管道懸 空長度進一步發(fā)展影響不大。而且，由于樁打入沖刷泥面以下一定深度，即使沖刷深度進一步加大，鋼管樁仍然是穩(wěn)定的。缺點是保護的范圍相對小，每根支撐鋼管短樁只能對單一海管的一定距離提供保護，因此，對于沖刷長度較長的小口徑海管，需設置的鋼管短樁數量相對多；防腐較為困難。
根據目前存在的海管懸空情況，從工程造價及施工強度考慮，水下支撐樁為目前最為合適的懸空治理方案，我們選擇了該方案。
水下打樁工藝研究及初步實施（5）
1水下固定短樁施工機具的研究
按照設計院初步完成的對已建海底管道發(fā)生非設計懸空的控制對策研究，結合采用“水下短樁支撐”方法需要解決的樁管的垂直度、樁管的就位及懸臂梁位置的控制、施工過程系統(tǒng)的實時過程控制等技術關鍵點，我們初步完成了以下工作：
1.1打樁機選型計算
下面按照樁管直徑Ф500mm，入泥15m，以埕北古5的地質條件分別進行打樁機能力的計算如下：
根據埕北古5平臺地質條件勘探資料進行計算，得：
根據土質類型和N值求出極限靜摩擦力T
對粘土質、淤泥土為：ⅰ=n Ni,T=ΣHi-πDt, ⅰ=12
對砂質土：ⅰ=n Ni,T=ΣHi-πDt, ⅰ=15
極限靜摩擦力t和振動摩擦力tm的關系：
tⅢ＝μt（μ——根據土質取系數）
公式中ⅰ為土層的順序號，Ni為每一土層的標準貫入擊數，Hi為每一土層的厚度，tⅢ為每的振動摩擦力，t為累計極限靜摩擦力。
根據勘探資料進行計算，得：
入泥18m處的振動摩擦力為：
TV1-6＝11.90914（t）
按照以上的計算，考慮其他因素的影響，取安全系數為3～4，我們使用60t的振動打樁機，足以進行500m樁管入泥15m的施工。
懸臂梁旋轉軸強度計算：
根據水下固定樁的打樁設計，以15m海底管道為一支撐重量計算。內管219mm×12mm，外管325 mm×20 mm，15 m海底道重量為3.2t；懸臂梁采用HZ240H型鋼，材料為Q235-A，懸臂梁旋轉軸承受的壓力來自于海底管道和懸臂梁，估算海底管道和懸臂梁總重為3.3t，選用軸的材料為45 mm，許用應力為〔σ〕＝σs/n＝300/5＝60N mm2。
軸的抗彎模面系數Wx＝（π×d3）/32
已知：作用在懸臂梁上的壓力P＝3.3t
作用力距支點位置1為135mm。
軸的最大應力：
σmax＝Mmax/ Wx＝P·1/ Wx
＝33000×135×32/｛π×d3｝
≤60N/ mm2
d3≥33000×135×32/（3.14×60）
d≥91.13mm
取最小軸徑為100mm。
1.2完成淺水打樁扶正架的設計
根據海流的運動，設計了在施工水域內可以坐底的扶正架。扶正架的作用是保證樁管在打樁過程中的垂直度，同時作為固定剖面聲納、縱傾和橫傾傳感器、液壓控制系統(tǒng)等的支架，避免打樁振動對聲納、傳感器等先進儀器的精度影響及損壞，便于施工工藝設計的實施。
1.3初步完成海底管道固定裝置的計算設計
按照管線規(guī)格：Ф219.1×12/Ф325×14，支撐樁間距按15m考慮（實際設計時為13m），根據SACG軟件對作用于支撐裝置上關鍵部位的受力情況進行了計算，作用在支撐結構上的負載：
Fυ′＝ω內+ω外+ω其它+ω-ω浮+ω波浪
＝〔61.3+107.4+（9.1+29.9）〕×9.8+697
＝2714N/m→Fυ＝Fυ′×15＝40710（N）
FH＝928N/m→FH＝FH′×15＝13920（N）
考慮到管線渦激振動的動力效應，其為周期性的負載，動力效應故取2.0，即最終設計水下固定裝置考慮的負載為：
Fυ＝81420（N），FH＝27840（N）
固定裝置的設計為活動式結構，由外卡套、調整底座、鎖緊螺母、懸臂梁、U型卡子等組成，可以單獨制造，然后與水下短樁一起在工廠預制。固定裝置采用回轉支撐和千斤頂進行圓周方向和上下方向的調節(jié)，最大限度地保證了施工設計要求，同時減少了水工作業(yè)時間。
2水下短樁及懸臂梁固定施工工藝的制定
根據海底管道懸空段固定技術的設計要求，結合水下短樁支撐方的技術關鍵點，我們進行了整套施工工藝的編制。
2.1初步完成水下短樁施工工藝制定
a）打樁施工前準備工作：施工前，潛水員進行水下勘查工作，確定可以打樁的位置，并用點定位聲納浮標做出標記。吊機的主鉤吊住打樁錘和樁管的兩個吊點，將打樁錘和樁管垂直放入扶正架的扶正裝置內，調整扶正架吊索長度，保證起吊后打樁錘、樁管和扶正架整體垂直。
b) 尋管、就位：按照已探明的海底管道水下短樁位置標記，在扶正架上的點定位聲納（或潛水員）的引導下，將打樁錘、樁管和扶正架緩慢放入水中。按照剖面聲納顯示的海底管道的剖面，用電子標尺測定扶正架中心暨樁管中心與海底管道之間的距離。用吊機和絞磨調整扶正架與海底管道之間的位置，達到技術指標要求的距離，把扶正架放到海床上。
c) 打樁：接通打樁錘動力源，進行打樁。扶正架上的縱傾和橫傾傳感器隨時檢測扶正架的水平狀態(tài)，及時進行調整。振動打樁造成的樁管傾斜一般發(fā)生在樁管入泥5～6m中間。通過扶正裝置的導向，將樁管打入泥面以下5～6m后，控制油缸將扶正裝置全部分開，便于樁管上端海底管道固定裝置和錘體的通過，由扶正架中部安裝的剖面聲納觀察樁管入泥狀況。樁管打到設計位置前1m，降低打樁錘振動頻率，減小沉樁速度。由中部聲納觀察懸臂梁與海底管道的接近情況，當懸臂梁的頂面低于懸浮海底管道的底部（間距不大于200mm）時，停止打樁。松開液壓夾具，吊機將打樁錘和扶正架同時吊出，準備進行下一根樁的施工。
2.2初步完成固定裝置施工工藝的制定
海底管道懸空段固定裝置是采用工廠化預制，完成固定裝置的加工、防腐及與水下短樁焊接。這樣可避免潛水員水下測量、現場切割和安裝，、縮短施工周期，節(jié)約施工成本。懸臂梁固定施工工藝為：
a） 打樁前，轉動外卡套帶動懸臂梁到一定合適位置后鎖緊，不能影響樁管的打樁施工。
b) 固定裝置和樁管一起打入到位，潛水員下水，旋轉懸臂梁使其與海底管道軸線垂直，通過千斤頂調整懸臂梁上下位置，使其上表面與海底管道底部接觸。
c) 順海底管道的外徑插入U型卡子，用螺母固定到懸臂梁上。
d) 緊固外卡套上的螺母，使外卡套與樁管鎖緊，完成海底管道的固定。
在整個施工過程中，扶正架扶正效果滿足了施工需要，保證了樁管的垂直度，剖面聲納和點定位聲納的結合以及較好的水密性，保證樁管的定位準確度。該試驗的整套工藝在國內尚屬首次，它的試驗成功證明該工藝的高技術含量，是有效治理懸空情況的施工方案。
安全評估（6）
海底管道是海上石油生產設施的重要組成部分，海底管道的正常運行是海上原油生產的重要保障。通過對海底管道的懸空機理和水下固定設施的研究，有效地預防了因海底管道懸造成的海底管斷裂而發(fā)生的溢油事故，避免了對海洋環(huán)境的污染，提高了海底管道安全運行。對海底管道的懸空治理所產生的安全和經濟效益都是非常巨大的。
（王海濤 王繼忠 熊煒 李愛軍 張偉）<?xml:namespace prefix = o ns = "urn:schemas-microsoft-com:office:office" />
