南海固定式平臺極限承載能力分析

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(華南理工大學(xué) 土木與交通學(xué)院，廣州 510640)

早期在各大海域服役的海洋平臺大都為固定式導(dǎo)管架平臺，隨著服役年數(shù)的增長，這些平臺大多都接近或超過了當初設(shè)計的服役年限。但是由于國家在海洋工程方面的投資資金有限及對海洋石油資源的強烈需求，這些平臺不可能一次性全部更換掉，考慮選擇在確保平臺安全的情況下延長其生命周期。這就需要定期對在役的海洋平臺做安全檢測和評估。目前，主要的安全評估法有兩種：用結(jié)構(gòu)的強度儲備來計算平臺的失效概率；用統(tǒng)計方法來估算倒塌的概率[1]。這兩種方法中，環(huán)境荷載作用下結(jié)構(gòu)極限強度的估算是問題的關(guān)鍵。因此，已建成的服役結(jié)構(gòu)體系的安全評定須考慮結(jié)構(gòu)抵抗環(huán)境荷載的極限承載力，特別是對受損傷的結(jié)構(gòu)的極限承載能力的分析計算。

1 極限承載能力分析方法

國內(nèi)關(guān)于平臺極限承載能力方面的研究對象絕大多數(shù)是針對渤?；驏|海平臺，因此考慮的載荷主要是冰載荷，即冰載荷作用下的極限承載能力[2-5]。而對于南海海域，波浪載荷為主要載荷，尤其是臺風極端波浪載荷作用下的導(dǎo)管架平臺極限承載能力分析目前還很少開展相關(guān)研究。

南海海域的主要荷載是臺風作用下的極端波浪荷載，在運用ANSYS計算波流荷載時，通常是用PIPE59來模擬波流荷載的功能，通過設(shè)置Water Motion Table讓程序自動計算波流荷載[6]，但是PIPE59不能很好地模擬材料的塑性變形，所以考慮用PIPE20來代替PIPE59，這就帶來新的問題，即PIPE20并不具備 PIPE59 模擬波流載荷的功能，導(dǎo)致無法施加波流載荷。因此本文通過研究一種新的方法來解決這一問題。

2 導(dǎo)管架平臺極限承載力分析計算

根據(jù)極限承載能力分析的理論方法，針對南海海域荷載條件的特殊性，提出一種新的單元替換法來計算分析處于南海海域的固定式導(dǎo)管架海洋平臺的極限承載力。

2.1 計算模型

計算模型為一固定式導(dǎo)管架平臺，該平臺由上層平臺結(jié)構(gòu)和下部導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)組成，導(dǎo)管架底端通過樁基礎(chǔ)固定。上層平臺結(jié)構(gòu)支撐框架和甲板，主要提供生產(chǎn)和生活的場地，其外形為矩形，尺寸為：30.0 m×20.0 m，水面至頂層甲板高度為15.0 m。下部導(dǎo)管架由一系列鋼管焊接而成，主體是4根主導(dǎo)管，其間用細管件作為撐桿，組成空間塔架結(jié)構(gòu)，樁基礎(chǔ)通過主導(dǎo)管插入海底泥土。

平臺結(jié)構(gòu)甲板部分梁結(jié)構(gòu)橫截面積0.16 m2，截面長0.4 m，截面寬0.4 m；甲板厚度0.025 m,長×寬30 m×20 m幾何參數(shù)見表1。

表1 平臺幾何參數(shù)表 m

運用ANSYS軟件建立導(dǎo)管架平臺的有限元模型，下部導(dǎo)管架和上部甲板框架的主要豎向支撐構(gòu)件采用PIPE59單元，泥線以下采用PIPE20單元，甲板平面的框架梁采用BEAM4單元，水平甲板采用SHELL43單元。平臺有限元模型見圖1。

圖1 導(dǎo)管架平臺有限元模型

2.2 設(shè)計荷載的計算

在不施加風荷載的情況下，按100年一遇波浪和海流環(huán)境參數(shù)對平臺進行靜力分析，計算設(shè)計載荷。此處利用PIPE59的特性來模擬波流荷載的功能，通過設(shè)置Water Motion Table讓程序自動計算波流荷載。通過APDL語言預(yù)先編寫波峰相位角搜索程序，在施加波浪荷載的同時對結(jié)構(gòu)模型進行0°～360°相位角搜索，得出最大作用波流荷載及所對應(yīng)的波峰相位角[7-8]。計算結(jié)果見表2。

表2 各種工況下最大波流相位角及波浪載荷

2.3 計算節(jié)點位移比重

以入射角和最大相位角為參數(shù)，設(shè)置Water Motion Table對平臺進行靜力分析，此時不要加風載。提取導(dǎo)管架主要層節(jié)點在X或Y方向的位移值，并計算單個節(jié)點占所用層節(jié)點總位移的比重，簡稱節(jié)點位移比重。以0°入射角工況為例，計算結(jié)果見表3。由于0°入射角工況的載荷作用方向沿X軸，因此Y方向位移可忽略。

2.4 替換單元重加載

將靜力分析模型中的所用管單元PIPE59用 PIPE20 代替，按照導(dǎo)管架每個層節(jié)點的位移比重，將波流設(shè)計載荷進行分配，并以集中力的形式施加在主要層節(jié)點上。然后進行普通的靜力分析。

表3 節(jié)點X方向位移及位移比重

2.5 單元替換前后結(jié)果比較

為了檢驗單元替換前后的作用效果是否等效，對前后兩次靜力分析結(jié)果進行對比。

管單元替換前后平臺導(dǎo)管架位移等值線圖見圖2、3。

對比圖2、3可以看出，單元替換前后節(jié)點位移變化趨勢完全一致，最大位移發(fā)生處也基本相同。單元替換前后主要層節(jié)點位移對比見表4。

由表4可見，替換后的位移結(jié)果，上層節(jié)點要比替換前稍小，底層節(jié)點要比替換前偏大，但二者誤差較小，表明按節(jié)點位移比重分配波流荷載的加載方式比較合理。

圖2 單元替換前節(jié)點位移等值線

圖3 單元替換后節(jié)點位移等值線

表4 單元替換前后主要層節(jié)點位移比較 m

2.6 無初始缺陷的平臺極限承載能力計算

前面已經(jīng)驗證按節(jié)點位移比重分配波流荷載的可行性，計算無初始缺陷的平臺極限承載能力時只需要利用荷載放大系數(shù)逐級將設(shè)計荷載放大并施加到導(dǎo)管架平臺上即可，當計算出現(xiàn)不收斂的情況時，表明平臺受力達到極限狀態(tài)，此時所對應(yīng)的荷載即為極限荷載。各工況設(shè)計荷載計算結(jié)果見表5。

表5 各工況設(shè)計荷載 N

以0°入射角工況為例，計算出現(xiàn)不收斂的情況，即放大系數(shù)為6.35時，平臺達到極限狀態(tài)。導(dǎo)管架平臺達到極限狀態(tài)時的位移等值線圖和等效應(yīng)力見圖4和圖5。

圖4 極限狀態(tài)位移等值線

圖5 極限狀態(tài)等效應(yīng)力

由圖4、5可見，極限狀態(tài)下，部分構(gòu)件尤其是樁腿和斜撐部分構(gòu)件都達到了屈服極限。此時導(dǎo)管架頂端最大位移為0.221 798 m。0°入射角工況下導(dǎo)管架極限承載力為33 218.24 kN，見圖6。

圖6 0°入射角工況荷載位移

同樣可以得到45°和90°入射角工況下無缺陷導(dǎo)管架平臺的極限承載力分別為35 658.51 kN和33 062.49 kN。統(tǒng)計各工況下無缺陷平臺的極限承載力和對應(yīng)的最大位移見表6。

表6 各工況無缺陷平臺極限承載力

由表6可見，不同入射角工況所能承受的極限承載力數(shù)值差別不大，對應(yīng)的最大位移也比較接近；45°入射角工況所能承受的極限承載稍大，意味著在相同級別的環(huán)境荷載作用下，該工況更偏于安全。

3 有損傷的服役平臺極限承載力分析

3.1 海水腐蝕作用的影響

海水中富含各種對金屬材料有腐蝕作用的鹽類物質(zhì)，導(dǎo)管架平臺服役過程中長期受到海水的腐蝕作用，勢必對結(jié)構(gòu)的極限承載力產(chǎn)生影響。本節(jié)通過減少各構(gòu)件的壁厚來模擬海水的腐蝕作用，用上節(jié)中的方法來求解海水腐蝕作用下導(dǎo)管架的極限承載力。

分析方法類似，以0°入射角工況為例，分析不同腐蝕量對極限承載力的影響,結(jié)果見表7及圖7～8。

表7 不同腐蝕量時的極限承載力

圖7 極限承載力-腐蝕量關(guān)系曲線

圖8 海水腐蝕荷載位移曲線

可以看出，海水腐蝕對導(dǎo)管架平臺極限承載力作用明顯，腐蝕后的極限承載力與腐蝕厚度基本上成線性比例關(guān)系。由此可見，隨著服役年限的增加，海洋平臺各構(gòu)件的腐蝕量必然增加，特別是對于導(dǎo)管架平臺的飛濺區(qū)，腐蝕量相對要大很多，這對平臺的極限承載力的影響將不容忽視。

3.2 海生物附著的影響

相對于海水腐蝕而言，海生物附著主要的影響相當于增加了平臺導(dǎo)管架的外徑，這樣使平臺所受到的環(huán)境載荷，特別是波流載荷相應(yīng)地放大，但同時并不能增加導(dǎo)管架等構(gòu)件的強度和剛度。按平均附著厚度50 mm計算，則導(dǎo)管架各構(gòu)件外徑增加100 mm，通過ANSYS計算得到海生物附著情況下的波流荷載見表8。

表8 海生物附著作用下波流荷載 N

以0°入射角工況為例計算海生物附著情況下導(dǎo)管架平臺的極限承載力，發(fā)現(xiàn)其荷載位移曲線與沒有海生物附著的情況基本重合，即其極限承載力基本不變。見圖9。

圖9 海生物附著情況下荷載位移曲線

由圖9可見，海生物附著會放大導(dǎo)管架平臺的環(huán)境荷載，即設(shè)計荷載變大，但對平臺的極限承載力影響不大，放大設(shè)計荷載對海洋平臺的儲備強度系數(shù)有影響。

3.3 構(gòu)件斷裂缺失的影響

海洋平臺在吊裝時或者服役期間受到船舶的撞擊等都可能使部分構(gòu)件斷裂缺失，由于導(dǎo)管架平臺是超靜定結(jié)構(gòu)，一般情況下部分構(gòu)件斷裂缺失不會使整個平臺失效，但對平臺的極限承載力會有影響。本節(jié)主要模擬導(dǎo)管架平臺水平橫撐斷裂和豎向斜撐斷裂的情況，選取靜力分析中相對應(yīng)力較大的水平橫撐和豎向斜撐作為斷裂對象。分析結(jié)果見表9。

表9 構(gòu)件缺失影響分析結(jié)果

由分析結(jié)果可知，導(dǎo)管架平臺不同部位構(gòu)件缺失對平臺的極限承載力的影響是不同的，水平橫撐斷裂時影響較小，豎向斜撐斷裂時影響較大。

3.4 綜合缺陷的影響

綜合考慮上述缺陷時，以0°入射角工況為例，海水腐蝕厚度按7.5 mm計算，海生物附著按50 mm計算，構(gòu)件缺失只考慮豎向斜撐的缺失。按照前面同樣的方法和步驟，計算得到此時平臺的極限承載力為21 945.47 kN。

平臺各種缺陷時的極限承載力情況見表10。

表10 平臺極限承載能力

4 結(jié)論

分別對無初始缺陷和有部分損傷的平臺進行極限承載能力分析。分析結(jié)果表明，有損傷平臺的極限承載能力相對于完好平臺有比較大的降低，特別是海水腐蝕對平臺的極限承載能力影響相對于海生物附著和構(gòu)件斷裂缺失影響更大。本文的研究對南海海域服役中后期的固定式平臺的安全評估和檢測提供了具體可行的技術(shù)措施和辦法。由于篇幅所限，本文在討論有損傷的海洋平臺極限承載能力時，只考慮了三種最基本的情況。在實際情況下，平臺的損傷可能還包括疲勞損傷、地基土沖刷、平臺構(gòu)件裂紋等情況，在進一步的研究工作中，應(yīng)將這些因素考慮在內(nèi)，并研究更加接近于實際情況的處理方法。

[1] 歐進萍,段忠東,肖儀清.海洋平臺結(jié)構(gòu)安全評定-理論方法與應(yīng)用[M].北京: 科學(xué)出版社,2003.

[2] 許 濱,申仲翰,呂 聰.渤海八號導(dǎo)管架生產(chǎn)平臺極限承載力分析[J].中國海洋平臺,1994(Z1):277-279.

[3] 李向紅.渤海灣四樁新型平臺的極限荷載[J].江蘇理工大學(xué)學(xué)報,1999,20(2):83-84.

[4] 范運林,陳 環(huán).渤海新型海洋平臺承載能力的模型試驗研究[J].水利學(xué)報,1995(5):44-49.

[5] 陳 盈.導(dǎo)管架平臺結(jié)構(gòu)整體安全水平分析與標定[D].哈爾濱：哈爾濱工業(yè)大學(xué),2011.

[6] 楊樹耕,孟昭瑛,任貴永.有限元分析軟件ANSYS在海洋工程中的應(yīng)用[J].中國海洋平臺,2000(2):41-44.

[7] 楊 進,劉書杰,謝仁軍.ANSYS在海洋石油工程中的應(yīng)用[M].北京：石油工業(yè)出版社,2010.

[8] 龔曙光,謝桂蘭.ANSYS 操作命令與參數(shù)化編程[M].北京: 機械工業(yè)出版社,2004.