引言（1）
根据目前埕岛油田海底管线出现悬空的实际情况，对海管悬空形成机理进行了分析，并对海管悬空治理的不同方案进行了综合评价，重点介绍了水下桩治理方案的制定和实施。
埕岛油田位于渤海湾南部的浅海海域，区域构造位置位于埕宁隆起埕北凸起的东南端，是一个在潜山背景上发育起来的大型浅山披覆构造。该区从1875年开始勘探，在先期资源评价、盆地分析模拟、区带综合评价的基础上，于1988年钻探了第1口控井——埕北12井，从而发现了埕岛油田。截止目前，埕岛油田已建成海底输油管线54条，注水管线33条。
海管悬空情况调查（2）
目前，通过对61条海底管线的调查发现其中仅有5条管线未被冲刷悬空，仅占8％，管道悬空高度平均值为1.33m，最大值为2.5m。大于等于2m的有16根，占26％，大于等于1m的有48根，占79％，可见冲刷的普遍。从悬空长度来统计，平均悬空长度为15.1m，最大30m。大于等于20m的为22根，占36％；大于等于10m的有43根，占70％。
如果按管道初始设计埋深为1.5考虑，则遭到最大冲深的管道从原海床面计算总计冲刷深度S＝e+D+h＝4.5m（其中e为埋深；D为管道直径，近似取0.5m；h为冲刷后管道悬空高度）。这样的冲刷深度对海底管道来说是少见的。除了管道处发生强烈冲刷以外，在采油平台井场范围内也出现较严重的冲刷。
海管悬空原因及模型试验（3）
1海底管线悬空原因
造成场区内平台及管道周围强烈冲刷的原因十分复杂，大致为以下几方面：
1.1建筑物存在形成的部冲刷
这种冲刷形成的原因是由于建筑物的存在而在局部范围内发生强化的水流或高速旋转的旋涡，这些水流或旋涡具有较高的冲刷（挟带泥沙）能力，从而在局部范围内形成冲刷坑。冲刷坑范围与深度往往与建筑物尺度有直接关系。
1.2水平管道下面的冲刷
放置在海床面上的管道冲刷开始于管道与海床面之间出现一水流隧道。对于部分埋置的管道来说，这种水流隧道可以因管道前后存在一定压差形成管涌而发生。当水流隧道形成后，管道前后的压差使管道下的流速大于行近流速，从而引起管道下的冲刷。
1.3海床侵蚀引起的大面积冲刷
由于埕岛油田特殊的海洋及海底地质条件，本海区处于不稳定的冲淤状态，根据飞雁滩1976～2000年24年断面测量，5m等深线平均蚀退距离达0.19km/a，海床蚀深12.6cm/a；10m等深线蚀退距离达0.10km/a，海床蚀深4.7cm/a。海床调整的冲淤平衡点大致在12m到15m水深处，在平衡点以上为侵蚀区，在平衡点以下为淤积区，这种剖面调整状态目前尚未有转缓的迹象。对于10m水深处，在海管设计寿命15年内，海床整体冲刷深度可达0.7m。由于该原因引起的海管淘空体现在整条海底管线上。
1.4海底不稳定性引起的冲刷
海底不稳定性的表现是海底表层土壤在大浪作用下发生滑移坍塌，当表层土为粉砂时，在暴风浪作用下，土壤发生液化而使土壤抗剪强度降低，从而可能造成海床一定范围内的下降。
1.5其它因素
如立管支撑结构的周期性振动，施工时由于受到设备、平台位置等的限制，管道在平台附近的埋深于小设计所要求的埋深等因素也是引起立管悬空的一个因素。
2冲刷物理模型试验
实际上，立管底部的悬空高度是在以上因素的联合作用下发生的，单从理论上很难确定出具体的数值，因此，根据埕岛油田的条件及海管立管结构我们进行了冲刷物理模型试验。针对立管桩及平台支撑条件分不同情况共进行了17组试验，试验结果与现场探摸结果吻合；模型试验得出立管底部的悬空长度为10m，与现场探测情况存在较大的差别。
原因分析及现场实测表明，立管底部的最大冲刷深度在3.0m基本达到不变，但悬空长度由于受多种条件的影响，将来如何变化，目前确定较为困难。因此，在针对输油管线立管底悬空治理研究时，主要仍根据实测进行。
悬空治理方案分析（4）
1抛砂袋结合混凝土块覆盖
1.1方案描述
先在悬空管道及其周围一定范围内（主要指立管周围明显的海底冲刷坑）抛填水泥砂浆袋，每个砂浆袋重约60kg。在抛填砂袋的过程中要由潜水员对砂袋进行整理，保证悬空立管底部填满砂袋。抛理砂袋完成后，再在管道上用混凝土覆盖，混凝土覆盖层可用小的混凝土预制块串接成网状，混凝土覆盖层的密度初步确定为320kg/m2，这样可提高覆盖层抗冲刷的能力，又不至于对海底管道造成损坏。
1.2方案优缺点
优点是施工工艺及取材简单，便于实施；不需要进行防腐处理；可以在管线不停产的情况下实施，不影响生产；保护的范围广，对同一平台周围的海底管线均可产生保护。缺点是受不确定因素的影响较多，抛填的砂袋有进一步被冲刷淘走的可能，造成管道的再度悬嚓，因此，该方法的可靠性不高；如果再次悬空，覆盖的混凝土将对管道产生不利影响。
2挠性软管跨接
2.1方案描述
将悬空立管拆除，根据目前冲刷后实际的海底现状，重新设计及安装立管。在立管与水平管之间跨接长度为60m的挠性软管，挠性软管的规格根据具体的海管规格确定。为提高其连接的可靠性，挠性软管与两端钢管仍采用水面以上的焊接方式，并在两端设有挠性软管保护结构，用于海底输油的挠性管道是由密封、保温、加强等材料构成的多层挠性管结构。
2.2方案优缺点
优点是方案可靠性高，由于软管有挠性，在辅设时可随地形的变化而变化，因此有很好的抵抗疲劳破坏的特性；立管结构简单，挠性软管兼作海管的膨胀补偿装置；施工简便，施工速度比常规立管要快许多倍；耐腐蚀，软管系统可回收再利用。缺点是必须在管线停产的情况下方可实施；对于有的管线，如有海底注水管线或电缆压在油管线上，则实施起来较为困难；海底输油软管比钢质管道有更强的“专营性”，世界上仅少数厂家设计和生产，因此用户选择的余地较小。
3水下支撑桩
3.1方案描述
为了防止水下管道悬空段在水流作用下产生的涡激振动，引起管线断裂，在悬空段设置支承支架，以减小横向和纵向振动幅度。根据缩短管道悬空长度的思路，该方案采用沿悬空管道设水下短桩支撑的方法。
根据初步的分析及允许的悬空长度，对于不同管径的海底管线采用不同桩径的水下短桩，根据计算得出桩的入土深度。钢管桩沿悬空管道两侧交替设置，间距根据第5节计算得到管道允许的悬空长度及实际的悬空长度确定，在详细设计阶段，该间距应根据海底管道的疲劳分析、极端静态及动态荷载分析结果确定。
在每一钢管桩靠近海管附近位置，设有H型钢悬臂梁，悬臂梁上设有2套Ф30高强U型螺栓将悬空的立管固定，从而实现减小立管悬空长度的目的。
钢管桩可采用打水下桩的方法实现。固定悬臂梁可在钢管桩上预先焊接一管托，钢管桩打完后，由潜水员现场测量管托与悬空立管的相对位置，确定要预制管卡的高度。再将根据实际测量尺寸预制一体的悬臂梁及管卡从钢管桩顶套入或水下管卡固定支撑于管托止。最后再由潜水员用U型螺栓将悬空立管固定于悬臂梁上。钢管桩的防腐可采用内外涂层结合腐蚀余量的方法实施。
在该方案研究时充分考虑了海上方便施工，采用悬臂梁及仅在海管一侧设钢管桩的支撑方法，施工精度要求相对不高，容易实施。
3.2方案优缺点
优点是施工相对简单，便于实施；可以在管线不停产的情况下实施，不影响生产；该方案可靠性较高，由于水下钢管桩截面较小，对管道悬 空长度进一步发展影响不大。而且，由于桩打入冲刷泥面以下一定深度，即使冲刷深度进一步加大，钢管桩仍然是稳定的。缺点是保护的范围相对小，每根支撑钢管短桩只能对单一海管的一定距离提供保护，因此，对于冲刷长度较长的小口径海管，需设置的钢管短桩数量相对多；防腐较为困难。
根据目前存在的海管悬空情况，从工程造价及施工强度考虑，水下支撑桩为目前最为合适的悬空治理方案，我们选择了该方案。
水下打桩工艺研究及初步实施（5）
1水下固定短桩施工机具的研究
按照设计院初步完成的对已建海底管道发生非设计悬空的控制对策研究，结合采用“水下短桩支撑”方法需要解决的桩管的垂直度、桩管的就位及悬臂梁位置的控制、施工过程系统的实时过程控制等技术关键点，我们初步完成了以下工作：
1.1打桩机选型计算
下面按照桩管直径Ф500mm，入泥15m，以埕北古5的地质条件分别进行打桩机能力的计算如下：
根据埕北古5平台地质条件勘探资料进行计算，得：
根据土质类型和N值求出极限静摩擦力T
对粘土质、淤泥土为：ⅰ=n Ni,T=ΣHi-πDt, ⅰ=12
对砂质土：ⅰ=n Ni,T=ΣHi-πDt, ⅰ=15
极限静摩擦力t和振动摩擦力tm的关系：
tⅢ＝μt（μ——根据土质取系数）
公式中ⅰ为土层的顺序号，Ni为每一土层的标准贯入击数，Hi为每一土层的厚度，tⅢ为每的振动摩擦力，t为累计极限静摩擦力。
根据勘探资料进行计算，得：
入泥18m处的振动摩擦力为：
TV1-6＝11.90914（t）
按照以上的计算，考虑其他因素的影响，取安全系数为3～4，我们使用60t的振动打桩机，足以进行500m桩管入泥15m的施工。
悬臂梁旋转轴强度计算：
根据水下固定桩的打桩设计，以15m海底管道为一支撑重量计算。内管219mm×12mm，外管325 mm×20 mm，15 m海底道重量为3.2t；悬臂梁采用HZ240H型钢，材料为Q235-A，悬臂梁旋转轴承受的压力来自于海底管道和悬臂梁，估算海底管道和悬臂梁总重为3.3t，选用轴的材料为45 mm，许用应力为〔σ〕＝σs/n＝300/5＝60N mm2。
轴的抗弯模面系数Wx＝（π×d3）/32
已知：作用在悬臂梁上的压力P＝3.3t
作用力距支点位置1为135mm。
轴的最大应力：
σmax＝Mmax/ Wx＝P·1/ Wx
＝33000×135×32/｛π×d3｝
≤60N/ mm2
d3≥33000×135×32/（3.14×60）
d≥91.13mm
取最小轴径为100mm。
1.2完成浅水打桩扶正架的设计
根据海流的运动，设计了在施工水域内可以坐底的扶正架。扶正架的作用是保证桩管在打桩过程中的垂直度，同时作为固定剖面声纳、纵倾和横倾传感器、液压控制系统等的支架，避免打桩振动对声纳、传感器等先进仪器的精度影响及损坏，便于施工工艺设计的实施。
1.3初步完成海底管道固定装置的计算设计
按照管线规格：Ф219.1×12/Ф325×14，支撑桩间距按15m考虑（实际设计时为13m），根据SACG软件对作用于支撑装置上关键部位的受力情况进行了计算，作用在支撑结构上的负载：
Fυ′＝ω内+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）
考虑到管线涡激振动的动力效应，其为周期性的负载，动力效应故取2.0，即最终设计水下固定装置考虑的负载为：
Fυ＝81420（N），FH＝27840（N）
固定装置的设计为活动式结构，由外卡套、调整底座、锁紧螺母、悬臂梁、U型卡子等组成，可以单独制造，然后与水下短桩一起在工厂预制。固定装置采用回转支撑和千斤顶进行圆周方向和上下方向的调节，最大限度地保证了施工设计要求，同时减少了水工作业时间。
2水下短桩及悬臂梁固定施工工艺的制定
根据海底管道悬空段固定技术的设计要求，结合水下短桩支撑方的技术关键点，我们进行了整套施工工艺的编制。
2.1初步完成水下短桩施工工艺制定
a）打桩施工前准备工作：施工前，潜水员进行水下勘查工作，确定可以打桩的位置，并用点定位声纳浮标做出标记。吊机的主钩吊住打桩锤和桩管的两个吊点，将打桩锤和桩管垂直放入扶正架的扶正装置内，调整扶正架吊索长度，保证起吊后打桩锤、桩管和扶正架整体垂直。
b) 寻管、就位：按照已探明的海底管道水下短桩位置标记，在扶正架上的点定位声纳（或潜水员）的引导下，将打桩锤、桩管和扶正架缓慢放入水中。按照剖面声纳显示的海底管道的剖面，用电子标尺测定扶正架中心暨桩管中心与海底管道之间的距离。用吊机和绞磨调整扶正架与海底管道之间的位置，达到技术指标要求的距离，把扶正架放到海床上。
c) 打桩：接通打桩锤动力源，进行打桩。扶正架上的纵倾和横倾传感器随时检测扶正架的水平状态，及时进行调整。振动打桩造成的桩管倾斜一般发生在桩管入泥5～6m中间。通过扶正装置的导向，将桩管打入泥面以下5～6m后，控制油缸将扶正装置全部分开，便于桩管上端海底管道固定装置和锤体的通过，由扶正架中部安装的剖面声纳观察桩管入泥状况。桩管打到设计位置前1m，降低打桩锤振动频率，减小沉桩速度。由中部声纳观察悬臂梁与海底管道的接近情况，当悬臂梁的顶面低于悬浮海底管道的底部（间距不大于200mm）时，停止打桩。松开液压夹具，吊机将打桩锤和扶正架同时吊出，准备进行下一根桩的施工。
2.2初步完成固定装置施工工艺的制定
海底管道悬空段固定装置是采用工厂化预制，完成固定装置的加工、防腐及与水下短桩焊接。这样可避免潜水员水下测量、现场切割和安装，、缩短施工周期，节约施工成本。悬臂梁固定施工工艺为：
a） 打桩前，转动外卡套带动悬臂梁到一定合适位置后锁紧，不能影响桩管的打桩施工。
b) 固定装置和桩管一起打入到位，潜水员下水，旋转悬臂梁使其与海底管道轴线垂直，通过千斤顶调整悬臂梁上下位置，使其上表面与海底管道底部接触。
c) 顺海底管道的外径插入U型卡子，用螺母固定到悬臂梁上。
d) 紧固外卡套上的螺母，使外卡套与桩管锁紧，完成海底管道的固定。
在整个施工过程中，扶正架扶正效果满足了施工需要，保证了桩管的垂直度，剖面声纳和点定位声纳的结合以及较好的水密性，保证桩管的定位准确度。该试验的整套工艺在国内尚属首次，它的试验成功证明该工艺的高技术含量，是有效治理悬空情况的施工方案。
安全评估（6）
海底管道是海上石油生产设施的重要组成部分，海底管道的正常运行是海上原油生产的重要保障。通过对海底管道的悬空机理和水下固定设施的研究，有效地预防了因海底管道悬造成的海底管断裂而发生的溢油事故，避免了对海洋环境的污染，提高了海底管道安全运行。对海底管道的悬空治理所产生的安全和经济效益都是非常巨大的。
（王海涛 王继忠 熊炜 李爱军 张伟）<?xml:namespace prefix = o ns = "urn:schemas-microsoft-com:office:office" />
