老齡化導(dǎo)管架平臺(tái)結(jié)構(gòu)監(jiān)測(cè)和預(yù)警條件研究與應(yīng)用

許慶華 吳志偉 王曉東 李再春

(1.中海石油(中國(guó))有限公司深圳分公司 廣東深圳 518067； 2.天津億利科能源科技發(fā)展股份有限公司 天津 300384)

許慶華，吳志偉，王曉東，等.老齡化導(dǎo)管架平臺(tái)結(jié)構(gòu)監(jiān)測(cè)和預(yù)警條件研究與應(yīng)用［J］.中國(guó)海上油氣，2015，27(5)：102-108.

自20世紀(jì)60年代開(kāi)始在渤?？碧介_(kāi)發(fā)石油以來(lái)，目前我國(guó)大多數(shù)導(dǎo)管架平臺(tái)已達(dá)到或超過(guò)原來(lái)的設(shè)計(jì)壽命，正步入后服役期。雖然這些老齡化導(dǎo)管架平臺(tái)繼續(xù)服役可以帶來(lái)很大的經(jīng)濟(jì)效益，但這些平臺(tái)的許多構(gòu)件已有不同程度損傷，結(jié)構(gòu)老化嚴(yán)重，加之所處海洋環(huán)境比較復(fù)雜，存在多種安全隱患。因此，為確保平臺(tái)安全作業(yè)與人員安全，實(shí)施海洋平臺(tái)實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)，實(shí)現(xiàn)早期預(yù)警具有重要意義。

導(dǎo)管架平臺(tái)結(jié)構(gòu)監(jiān)測(cè)是針對(duì)平臺(tái)可能出現(xiàn)的不同危險(xiǎn)形式進(jìn)行安全監(jiān)測(cè)，再根據(jù)預(yù)警條件進(jìn)行安全預(yù)警，主要包括結(jié)構(gòu)損傷診斷、整體位移監(jiān)測(cè)、甲板載荷監(jiān)測(cè)、樁基載荷監(jiān)測(cè)、樁基沉降監(jiān)測(cè)、平臺(tái)不均勻沉降監(jiān)測(cè)等。國(guó)內(nèi)外的一些專(zhuān)家針對(duì)導(dǎo)管架平臺(tái)的監(jiān)測(cè)和預(yù)警分析已經(jīng)做了一些工作，但目前還沒(méi)有一套成形的監(jiān)測(cè)方案，對(duì)于相應(yīng)的預(yù)警條件也沒(méi)有統(tǒng)一的標(biāo)準(zhǔn)。本文根據(jù)老齡化導(dǎo)管架平臺(tái)結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，提出了老齡化導(dǎo)管架平臺(tái)整體位移監(jiān)測(cè)、樁基載荷監(jiān)測(cè)、不均勻沉降監(jiān)測(cè)的原理與方法以及相應(yīng)的預(yù)警條件，形成了一套監(jiān)測(cè)方案，并應(yīng)用于南海某服役20年的老齡化導(dǎo)管架平臺(tái)，證實(shí)了該方案的可行性。

1 整體位移監(jiān)測(cè)與預(yù)警條件

1.1 非線(xiàn)性倒塌分析

由于導(dǎo)管架平臺(tái)是超靜定高冗余度結(jié)構(gòu)，即使個(gè)別桿件達(dá)到屈服發(fā)生破壞，也不會(huì)影響整體結(jié)構(gòu)的傾覆，平臺(tái)結(jié)構(gòu)仍可以承受較大的載荷。因此，需要對(duì)平臺(tái)結(jié)構(gòu)進(jìn)行非線(xiàn)性倒塌分析，研究平臺(tái)結(jié)構(gòu)整體發(fā)生破壞時(shí)的極限承載能力以及相應(yīng)的位移變化。

根據(jù)老齡化導(dǎo)管架平臺(tái)結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，考慮腐蝕、裂紋、凹陷、海生物附著等缺陷損傷以及樁-土相互非線(xiàn)性作用，運(yùn)用SACS軟件中的COLLAPSE模塊可對(duì)導(dǎo)管架平臺(tái)進(jìn)行非線(xiàn)性倒塌分析，選用百年一遇風(fēng)浪流海洋環(huán)境載荷作為設(shè)計(jì)載荷，迭代步長(zhǎng)選0.1倍設(shè)計(jì)載荷。計(jì)算獲得的不同浪向情況下導(dǎo)管架平臺(tái)載荷系數(shù)-位移曲線(xiàn)如圖1所示，其中：0°為平臺(tái)甲板平面寬度方向，49°為平臺(tái)對(duì)角線(xiàn)方向，90°為平臺(tái)甲板長(zhǎng)度方向。

1.2 儲(chǔ)備強(qiáng)度

導(dǎo)管架平臺(tái)結(jié)構(gòu)的服役安全性可以采用儲(chǔ)備強(qiáng)

圖1 導(dǎo)管架平臺(tái)載荷系數(shù)-位移曲線(xiàn)圖Fig.1 Load factor-displacement curve of jacket platform

式(1)中：Fd和Fu分別是導(dǎo)管架平臺(tái)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)載荷和極限載荷。

1.3 整體位移監(jiān)測(cè)預(yù)警條件

導(dǎo)管架平臺(tái)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范要求所有桿件UC值(桿件受壓、受拉、彎曲組合工況許用應(yīng)力值)＜1.0，最高不超過(guò)1.05［3］。因此，可以以第一個(gè)桿件UC值達(dá)到1.0時(shí)結(jié)構(gòu)整體位移值作為第I級(jí)預(yù)警條件，UC值達(dá)到1.05時(shí)所對(duì)應(yīng)的結(jié)構(gòu)整體位移值作為第II級(jí)預(yù)警條件。根據(jù)非線(xiàn)性倒塌理論，這種預(yù)警條件的設(shè)置是非常保守的。為使預(yù)警條件更為合理，借助儲(chǔ)備強(qiáng)度理論，選擇導(dǎo)管架平臺(tái)儲(chǔ)備強(qiáng)度系數(shù)RSR的85%所對(duì)應(yīng)的結(jié)構(gòu)整體位移值作為第III級(jí)預(yù)警條件，從而實(shí)現(xiàn)導(dǎo)管架平臺(tái)整體位移三級(jí)監(jiān)測(cè)，如圖2所示。度進(jìn)行評(píng)價(jià)，它給出了超過(guò)設(shè)計(jì)載荷時(shí)結(jié)構(gòu)的承受能力。平臺(tái)結(jié)構(gòu)的儲(chǔ)備強(qiáng)度用儲(chǔ)備強(qiáng)度系數(shù)(RSR)來(lái)刻畫(huà)，RSR定義為結(jié)構(gòu)倒塌時(shí)載荷與設(shè)計(jì)載荷之比［1-2］，即

圖2 導(dǎo)管架平臺(tái)位移預(yù)警圖Fig.2 Displacement warning figure of jacket platform

2 樁基載荷監(jiān)測(cè)與預(yù)警條件

2.1 樁基載荷測(cè)量原理

導(dǎo)管架平臺(tái)是由鋼樁通過(guò)導(dǎo)管架固定于海底的平臺(tái)結(jié)構(gòu)，主要由上部結(jié)構(gòu)、導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)和鋼樁基礎(chǔ)構(gòu)成。上部結(jié)構(gòu)載荷集中分布到甲板腿柱，經(jīng)由甲板腿柱傳遞至樁頂和導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)，最后再匯集至鋼樁而由鋼樁基礎(chǔ)承載，如圖3所示。

圖3 導(dǎo)管架平臺(tái)結(jié)構(gòu)載荷傳遞圖Fig.3 Structure load transfer figure of jacket platform

樁基載荷由樁頭初始載荷、樁頭載荷變化以及插入海底鋼樁重量構(gòu)成。樁頭初始載荷可以通過(guò)有限元軟件計(jì)算，樁頭載荷變化則需要通過(guò)監(jiān)測(cè)獲得。在正常海況情況下，導(dǎo)管架平臺(tái)結(jié)構(gòu)未進(jìn)入非線(xiàn)性變形階段，可以將導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)看作線(xiàn)性系統(tǒng)，此時(shí)樁基載荷變化可以根據(jù)導(dǎo)管架平臺(tái)結(jié)構(gòu)載荷傳遞規(guī)律并通過(guò)上部結(jié)構(gòu)載荷變化求得。導(dǎo)管架平臺(tái)樁基載荷計(jì)算流程如圖4所示，其中上部結(jié)構(gòu)的載荷變化集中反映在甲板腿柱上，因此可以通過(guò)測(cè)量甲板腿柱載荷變化獲得。

圖4 導(dǎo)管架平臺(tái)樁基載荷計(jì)算流程Fig.4 Pile load calculation flow chart of jacket p latform

式(7)中：S為樁腿橫截面面積；E為彈性模量；Δε＇1、Δε＇2分別為樁腿任意直徑上兩點(diǎn)應(yīng)變變化，可由應(yīng)變測(cè)量?jī)x測(cè)得。

由此可通過(guò)樁頭監(jiān)測(cè)到的載荷求得樁基總載荷。

2.2 樁基載荷監(jiān)測(cè)預(yù)警條件

導(dǎo)管架平臺(tái)單樁載荷超過(guò)了土壤的極限承載力，就會(huì)發(fā)生樁基承載力不足的現(xiàn)象，這種情況是十分危險(xiǎn)的［5-7］，需要通過(guò)監(jiān)測(cè)樁基載荷，使其保持在一定的安全界限內(nèi)。但是安全界限的確定比較困難，只能采取相對(duì)保守的做法，取一個(gè)盡可能的安全值。

導(dǎo)管架平臺(tái)樁基載荷監(jiān)測(cè)條件可以參考樁的允許承載力，并結(jié)合樁基所處的土壤特性、平臺(tái)的功能以及使用要求等，綜合計(jì)算一個(gè)較為合理的安全系數(shù)。根據(jù)APIRP 2A-WSD對(duì)于樁的設(shè)計(jì)要求，樁的允許承載力為極限承載力除以適當(dāng)?shù)陌踩禂?shù)(通常選取較為保守的值2.0作為安全系數(shù)［8］)。設(shè)樁

設(shè)甲板腿柱各監(jiān)測(cè)點(diǎn)載荷變化為ΔF，導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)載荷傳遞函數(shù)為C，則樁頭載荷變化ΔP為

設(shè)鋼樁腿部初始載荷為P0，打入海底鋼樁自重為W，則樁基總載荷P可以表示為

載荷傳遞函數(shù)C按以下方法計(jì)算：設(shè)在第j號(hào)腿柱施加單位載荷，引起第i號(hào)腿柱的載荷變化為Kij，從而可以得到腿柱-腿柱載荷變化關(guān)系矩陣Km×m(m為平臺(tái)樁頭數(shù)量)；同時(shí)，引起第r號(hào)樁頭的載荷變化為Zrj，從而可以得到腿柱-樁頭載荷變化關(guān)系矩陣Zn×m(n為平臺(tái)含裙樁樁腿數(shù)量)。設(shè)上部結(jié)構(gòu)發(fā)生了載荷變化，分配到各腿柱的載荷變化為 X=［x1x2…xm］T，則有

同樣，各樁頭載荷變化可以表示為

結(jié)合式(2)，可得樁基載荷變化傳遞函數(shù)

再利用式(3)即可求得各樁樁基載荷。

對(duì)于腿柱監(jiān)測(cè)點(diǎn)載荷變化ΔF，可以通過(guò)測(cè)量應(yīng)變變化獲得，具體公式為［4］基極限承載力為Pm，則樁基載荷監(jiān)測(cè)預(yù)警條件設(shè)置為

3 不均勻沉降監(jiān)測(cè)與預(yù)警條件

3.1 樁頂高程差測(cè)量原理

如果導(dǎo)管架平臺(tái)相鄰兩樁腿之間發(fā)生不均勻沉降，平臺(tái)就會(huì)發(fā)生傾斜，則樁頂之間就會(huì)存在一個(gè)高程差，導(dǎo)致兩樁腿之間的橫梁產(chǎn)生相應(yīng)的變形，并在靠近兩邊樁腿的橫梁端部將會(huì)產(chǎn)生較大的應(yīng)變，在橫梁中部會(huì)產(chǎn)生較大的傾角變化，因此可以通過(guò)橫梁兩端應(yīng)變與中間傾角的變化來(lái)反演計(jì)算樁頂高程差，從而監(jiān)測(cè)平臺(tái)的不均勻沉降。

3.1.1 相鄰樁頂高程差測(cè)量原理

設(shè)導(dǎo)管架平臺(tái)相鄰兩樁腿為A1和A2，當(dāng)A2相對(duì)于A(yíng)1樁腿發(fā)生沉降時(shí)，所引起樁頂高程差變化量為Δh。根據(jù)線(xiàn)性疊加原理，橫梁的變形變化只與當(dāng)時(shí)樁頂高程差變化相關(guān)，而與其已經(jīng)承受的固定載荷無(wú)關(guān)，因此可將橫梁簡(jiǎn)化為不受外載荷、兩端彈性固定支持的單跨梁模型，如圖5所示。圖5中，a0和al為彈性固定端柔性系數(shù)；x1、x2為應(yīng)變測(cè)量器坐標(biāo)位置；y為應(yīng)變測(cè)量器距離梁中和軸距離；xθ為傾角測(cè)量?jī)x的坐標(biāo)位置；ε1、ε2為應(yīng)變測(cè)量器測(cè)出的應(yīng)變值；θ為傾角測(cè)量?jī)x測(cè)出的傾角值；Δh為梁端相對(duì)沉降值；l為橫梁長(zhǎng)度。

圖5 導(dǎo)管架平臺(tái)橫梁簡(jiǎn)化分析模型Fig.5 Beam s sim plified analyticalmodel diagram of jacket platform

根據(jù)單跨梁彎曲理論，梁的撓曲線(xiàn)方程可以表示為

式(9)中：v為梁的撓度；v0、θ0、M0、N0分別代表了梁左端(x=0)處的撓度、轉(zhuǎn)角、彎矩、剪力等初始參數(shù)。

梁右端x=l的邊界條件為v(l)=Δh及v'(l)=alMl，可以得到

另一方面，傾角監(jiān)測(cè)值θ可以表示為

最終可以得到相鄰樁頂高程差Δh的測(cè)量計(jì)算式［9-10］：

根據(jù)式(12)可通過(guò)測(cè)量橫梁兩端應(yīng)變變化及橫梁中部?jī)A角變化求得相鄰樁頂?shù)母叱滩睢?/p>

3.1.2 任意樁頂高程差測(cè)量原理

以南海某8腿柱導(dǎo)管架平臺(tái)為例，求對(duì)角線(xiàn)樁腿A4與B1樁腿之間的高程差，圖6為該導(dǎo)管架平臺(tái)任意樁頂高程差計(jì)算分析模型。設(shè)ΔhA1B1表示樁腿A1相對(duì)于樁腿B1的高程差，ΔhA2A1表示樁腿A2相對(duì)于樁腿A1的高程差，ΔhA3A2表示樁腿A3相對(duì)于樁腿A2的高程差，ΔhA4A3表示樁腿A4相對(duì)于樁腿A3的高程差，L為樁腿A4和樁腿B1的距離，則A4與B1的高程差可以表示為

式(14)中，ΔhA4A3、ΔhA3A2、ΔhA2A1、ΔhA1B1可以根據(jù)式(12)得出。

圖6 導(dǎo)管架平臺(tái)任意樁頂高程差計(jì)算分析模型Fig.6 Pile analyticalmodel to calculate the elevation difference of jacket p latform

3.2 不均勻沉降監(jiān)測(cè)預(yù)警條件

技術(shù)規(guī)格書(shū)和相關(guān)規(guī)范一般要求導(dǎo)管架平臺(tái)的傾斜度控制在0.3%或0.5%［11］，因此可以選擇平臺(tái)對(duì)角線(xiàn)樁腿傾斜度β不大于0.5%作為不均勻沉降監(jiān)測(cè)預(yù)警條件，即

式(15)中：ΔhA4B1為對(duì)角線(xiàn)樁腿樁頂高程差，可以通過(guò)式(12)求得；LA4B1為對(duì)角線(xiàn)樁腿之間的跨距，由設(shè)計(jì)資料獲得。

4 工程實(shí)例分析

本文研究對(duì)象選擇南海某服役20年的老齡化導(dǎo)管架平臺(tái)，該平臺(tái)有8根主樁、4根裙樁，如圖7所示。

圖7 南海某老齡化導(dǎo)管架平臺(tái)Fig.7 An aging jacket platform in South China Sea

4.1 位移監(jiān)測(cè)

位移監(jiān)測(cè)的原理是通過(guò)光纖光柵加速度傳感器測(cè)得平臺(tái)加速度值，然后對(duì)加速度值求二次積分得到平臺(tái)位移值。加速度傳感器布置于該導(dǎo)管架平臺(tái)靠近甲板支柱強(qiáng)橫梁處，共有8個(gè)，如圖8所示。在監(jiān)測(cè)系統(tǒng)運(yùn)行過(guò)程中，選擇一段與計(jì)算海況相似的監(jiān)測(cè)結(jié)果，所選擇海況風(fēng)向主要是y方向，如表1所示。由表1可知，實(shí)測(cè)位移主要集中在y方向，與風(fēng)力作用趨勢(shì)相同，但由于計(jì)算海況與實(shí)測(cè)海況不同，同時(shí)采用加速度二次積分累計(jì)求和計(jì)算位移的算法存在一定的缺陷，造成計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果存在一定誤差。

圖8 南海某老齡化導(dǎo)管架平臺(tái)加速度傳感器布設(shè)位置Fig.8 Layout position of acceleration sensor of one aging jacket platform in South China Sea

表1 南海某老齡化導(dǎo)管架平臺(tái)位移監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)Table 1 Displacementmonitoring data of one aging jacket platform in South China Sea

4.2 樁基載荷監(jiān)測(cè)

導(dǎo)管架平臺(tái)樁基載荷監(jiān)測(cè)是通過(guò)光纖光柵應(yīng)變傳感器和式(7)求得的。在靠近該導(dǎo)管架平臺(tái)底層甲板的樁腿直立區(qū)域，每間隔90°安裝一個(gè)應(yīng)變傳感器。圖9為在既包括正常天氣，又包括臺(tái)風(fēng)天氣的某時(shí)間段該導(dǎo)管架平臺(tái)樁腿承載力監(jiān)測(cè)結(jié)果，可以看出，與5月30日風(fēng)速和風(fēng)向沒(méi)有發(fā)生明顯變化時(shí)的樁基承載力相比，在6月10日風(fēng)向發(fā)生變化且風(fēng)速增大時(shí)的樁基承載力發(fā)生了明顯下降現(xiàn)象。為了驗(yàn)證樁基載荷監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)的有效性，提取風(fēng)速5m/s、風(fēng)向220°(記為海況1)和風(fēng)速20 m/s、風(fēng)向50°(記為海況2)時(shí)的軟件計(jì)算結(jié)果與對(duì)應(yīng)海況的實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如表2所示。由表2可知，與海況1相比，海況2時(shí)的樁基承載力明顯出現(xiàn)下降現(xiàn)象，監(jiān)測(cè)結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果的變化規(guī)律相一致。由于軟件計(jì)算只考慮了風(fēng)速和風(fēng)向因素，因此實(shí)測(cè)結(jié)果與軟件計(jì)算結(jié)果不一致。

圖9 不同風(fēng)速、風(fēng)向下南海某老齡化導(dǎo)管架平臺(tái)A1樁腿承載力監(jiān)測(cè)結(jié)果Fig.9 A1 leg stress under different w ind speed and direction of one aging jacket platform in South China Sea

表2 南海某老齡化導(dǎo)管架平臺(tái)樁基載荷力監(jiān)測(cè)結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比Table 2 Pile load calculation and measurement results of one aging jacket platform in South China Sea

4.3 平臺(tái)不均勻沉降監(jiān)測(cè)

平臺(tái)不均勻沉降是通過(guò)光纖光柵應(yīng)變傳感器、傾角傳感器和式(12)求得的。在底層甲板下表面的主橫梁上，每2個(gè)樁腿之間布設(shè)一個(gè)傾角傳感器，同時(shí)兩側(cè)布置應(yīng)變傳感器消除測(cè)量誤差，如圖10所示。

圖10 南海某老齡化導(dǎo)管架平臺(tái)應(yīng)變傳感器和傾角傳感器布置Fig.10 Layout position of strain sensor and tilt sensor of one aging jacket platform in South China Sea

圖11 南海某導(dǎo)管架平臺(tái)A1、A2樁腿間的不均勻沉降監(jiān)測(cè)結(jié)果Fig.11 Test result of uneven settlement between A1 and A2 leg of one aging platform in South China Sea

圖11為在既包括正常天氣，又包括臺(tái)風(fēng)天氣的某時(shí)間段該導(dǎo)管平臺(tái)不均勻沉降監(jiān)測(cè)結(jié)果，可以看出，該導(dǎo)管架平臺(tái)在臺(tái)風(fēng)天氣(6月14日，風(fēng)力為22m/s)時(shí)的不均勻沉降與正常天氣(6月8日，風(fēng)力為3 m/s)時(shí)相比沒(méi)有發(fā)生明顯變化，這是由于不均勻沉降是在平臺(tái)長(zhǎng)期服役過(guò)程中緩慢發(fā)生的，短期的臺(tái)風(fēng)不會(huì)對(duì)不均勻沉降產(chǎn)生影響。

此外，在該導(dǎo)管架平臺(tái)頂層甲板外邊緣安裝風(fēng)速風(fēng)向儀，用于監(jiān)測(cè)環(huán)境風(fēng)速及風(fēng)向。所有傳感器采集的結(jié)果通過(guò)光纜傳至中控室的主機(jī)，在主機(jī)界面實(shí)時(shí)顯示監(jiān)測(cè)結(jié)果，包括平臺(tái)位移、樁腿應(yīng)力、不均勻沉降和風(fēng)速風(fēng)向值。

5 結(jié)論

1)基于非線(xiàn)性倒塌理論求出導(dǎo)管架平臺(tái)載荷系數(shù)-位移曲線(xiàn)，根據(jù)儲(chǔ)備強(qiáng)度理論提出了采用儲(chǔ)備強(qiáng)度系數(shù)的85%所對(duì)應(yīng)的位移值作為整體位移監(jiān)測(cè)最高預(yù)警條件，從而實(shí)現(xiàn)了導(dǎo)管架平臺(tái)整體位移三級(jí)監(jiān)測(cè)。

2)提出了導(dǎo)管架平臺(tái)樁基載荷監(jiān)測(cè)的簡(jiǎn)便方法，闡述了樁基載荷傳遞函數(shù)的計(jì)算方法，根據(jù)API規(guī)范提出了采用安全系數(shù)2.0作為樁基載荷監(jiān)測(cè)預(yù)警條件。但該方法沒(méi)有考慮極端海況動(dòng)態(tài)效應(yīng)，需要進(jìn)一步研究。

3)提出了平臺(tái)不均勻沉降的長(zhǎng)期監(jiān)測(cè)方法，闡述了樁頂高程差的計(jì)算方法，根據(jù)海洋平臺(tái)安裝要求提出了選擇傾斜度小于0.5%作為監(jiān)測(cè)預(yù)警條件。

4)選擇南海某服役20年的老齡化導(dǎo)管架平臺(tái)為研究對(duì)象，運(yùn)用本文提出的監(jiān)測(cè)和預(yù)警條件進(jìn)行了工程實(shí)例分析，結(jié)果表明本文提出的監(jiān)測(cè)方案是可行的。

［1］歐進(jìn)萍，段忠東，肖儀清.海洋平臺(tái)結(jié)構(gòu)安全評(píng)定［M］.北京：科學(xué)出版社，2003.Ou Jinping，Duan Zhongdong，Xiao Yiqing.Safety evaluation of offshore platform structure［M］.Beijing：Science Press，2003.

［2］中海石油研究中心.SY/T 10030—2004海上固定平臺(tái)規(guī)劃、設(shè)計(jì)和建造的推薦作法：工作應(yīng)力設(shè)計(jì)發(fā)［S］.北京：石油工業(yè)出版社，2004.CNOOC Reserch Center.SY/T 10030—2004 Recommended practice for planning，designing and constructing fixed offshore platforms：working stress design［S］.Beijing：Petroleum Industry Press，2004.

［3］岳前進(jìn)，王勝永，樊哲良，等.番禺30-1導(dǎo)管架海洋平臺(tái)結(jié)構(gòu)振動(dòng)監(jiān)測(cè)與安全分析［J］.海洋工程，2013，31(2)：41-45.Yue Qianjin，Wang Shengyong，F(xiàn)an Zheliang，et al.Vibration monitoring and safety assessmentof PY30-1 jacket platform structure［J］.The Ocean Engineering，2013，31(2)：41-45.

［4］王延林，岳前進(jìn)，畢祥軍，等.導(dǎo)管架平臺(tái)甲板荷載長(zhǎng)期監(jiān)測(cè)［J］.中國(guó)海洋平臺(tái)，2010，25(3)：47-51.Wang Yanlin，Yue Qianjin，Bi Xiangjun，etal.The deck load monitoring of the jacket platform［J］.China Offshore Platform，2010，25(3)：47-51.

［5］肖儀清，歐進(jìn)萍，張興才，等.缺陷和損傷對(duì)導(dǎo)管架式海洋平臺(tái)結(jié)構(gòu)極限承載力的影響［J］.中國(guó)海上油氣，1999，11(6)：16-24.Xiao Yiqing，Ou Jinping，Zhang Xingcai，et al.Impact analysis of flaw and damage on ultimate strength of jacket type offshore steel structures［J］.China Offshore Oil and Gas，1999，11(6)：16-24.

［6］徐丹，岳前進(jìn)，張崎，等.光纖光柵應(yīng)變計(jì)監(jiān)控海洋平臺(tái)上部活動(dòng)載荷［J］.海洋工程，2008，26(4)：24-26.Xu Dan，Yue Qianjin，Zhang Qi，et al.Live load statusmonitoring of offshore platform using FBG strain sensor［J］.The Ocean Engineering，2008，26(4)：24-26.

［7］劉錦昆，王樹(shù)青，韓雨連.老齡導(dǎo)管架式海洋平臺(tái)極限承載力分析［J］.中國(guó)造船，2008，49(增刊2)：381-384.Liu Jinkun，Wang Shuqing，Han Yulian.Analysis ofultimate loadcarrying capacity of aged offshore jack platform［J］.Shipbuilding of China，2008，49(S2)：381-384.

［8］American Petroleum Institute.APIRP 2A，recommended practice for planning，designing and constructing fixed offshore platforms［S］.New York：API，2000.

［9］王延林，岳前進(jìn)，朱曉環(huán)，等.導(dǎo)管架海洋平臺(tái)沉降監(jiān)控［J］.海洋工程，2010，28(4)：122-126.Wang Yanlin，Yue Qianjin，Zhu Xiaohuan，et al.Subsidence monitoring of jacketoil platforms［J］.The Ocean Engineering，2010，28(4)：122-126.

［10］宋學(xué)舟.基于監(jiān)測(cè)的導(dǎo)管架平臺(tái)樁基沉降分析［D］.大連：大連理工大學(xué)，2011.Song Xuezhou.Settlement analysis of the pile foundations of the offshore platform based on field monitoring［D］.Dalian：University of Technology，2011.

［11］田紅星，李懷亮.較深水導(dǎo)管架調(diào)平技術(shù)［J］.中國(guó)造船，2013，54(增刊 1)：136-140.Tian Hongxing，Li Huailiang.Technology of jacket leveling in relatively deep water［J］.Shipbuilding of China，2013，54(S1)：136-140.