基于結(jié)構(gòu)非線性的導(dǎo)管架平臺(tái)地震韌性分析

邵衛(wèi)東 侯金林 王麗勤 于春潔 付殿福 曹 菡

(1. 中海油研究總院 北京 100028; 2. 中船重工船舶設(shè)計(jì)研究中心有限公司 北京 100081)

基于結(jié)構(gòu)非線性的導(dǎo)管架平臺(tái)地震韌性分析

邵衛(wèi)東1侯金林1王麗勤1于春潔1付殿福1曹 菡2

(1. 中海油研究總院 北京 100028; 2. 中船重工船舶設(shè)計(jì)研究中心有限公司 北京 100081)

針對(duì)導(dǎo)管架平臺(tái)抗震分析標(biāo)準(zhǔn)和目前平臺(tái)抗震設(shè)計(jì)中存在的問(wèn)題，提出了一種基于結(jié)構(gòu)非線性的導(dǎo)管架平臺(tái)地震韌性分析方法。以渤海地區(qū)BH平臺(tái)為例，考慮平臺(tái)材料非線性，利用p-y方法模擬樁-土之間非線性特性，在韌性水平地震作用下對(duì)平臺(tái)進(jìn)行動(dòng)力時(shí)程分析，得到了該平臺(tái)整體位移時(shí)程曲線、樁頭力時(shí)程曲線、地震基底剪力時(shí)程曲線等；與常規(guī)線性分析方法結(jié)果相比，考慮非線性特性進(jìn)行導(dǎo)管架平臺(tái)地震韌性分析，該平臺(tái)整體結(jié)構(gòu)保持完整，滿足API規(guī)范“不倒塌”的要求，能夠明顯降低樁基壁厚，對(duì)于降低油田開發(fā)成本具有重要意義。

導(dǎo)管架平臺(tái)；材料非線性；樁-土非線性；地震動(dòng)時(shí)程；地震韌性分析；抗震設(shè)計(jì)

導(dǎo)管架平臺(tái)安裝后在服役期內(nèi)除承受組塊的功能荷載外，還要承受風(fēng)、浪、流、地震等環(huán)境荷載。對(duì)于風(fēng)、浪、流環(huán)境條件不是特別惡劣的區(qū)域，地震工況主要影響導(dǎo)管架平臺(tái)的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)[1]。渤海海域地震工況相對(duì)惡劣，由于地震評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)和要求的不斷提高，對(duì)該區(qū)域?qū)Ч芗芷脚_(tái)結(jié)構(gòu)抗震分析提出了更高的要求。目前，海洋工程的抗震問(wèn)題已得到廣泛關(guān)注[2]。國(guó)內(nèi)進(jìn)行固定式導(dǎo)管架平臺(tái)設(shè)計(jì)時(shí)基本上是采用API 2A WSD規(guī)范的要求和方法[3]。該規(guī)范中對(duì)固定式平臺(tái)地震結(jié)構(gòu)分析分為2種工況，即強(qiáng)度水平地震分析和韌性水平地震分析，其中強(qiáng)度水平地震分析中要求結(jié)構(gòu)桿件和節(jié)點(diǎn)均不允許發(fā)生破壞，韌性水平地震分析中在部分桿件或節(jié)點(diǎn)發(fā)生破壞后則要求結(jié)構(gòu)仍有足夠剛度不發(fā)生倒塌。

對(duì)于海上固定平臺(tái)，針對(duì)不同地震重現(xiàn)期和加速度，分析平臺(tái)抗震性能和可靠度已有許多成果。莊一舟 等[4]、金偉良 等[5]以渤海2座典型導(dǎo)管架平臺(tái)為研究對(duì)象，基于非線性分析方法提出了在環(huán)境荷載作用下海洋導(dǎo)管架平臺(tái)結(jié)構(gòu)抗震可靠性的分析方法，并研究了平臺(tái)的可靠度，但研究中是通過(guò)等效方法模擬平臺(tái)樁-土之間非線性作用。竇培林、袁洪濤[6]采用等效荷載法分析了自升式海洋平臺(tái)結(jié)構(gòu)的可靠性，但研究中只考慮了風(fēng)、浪荷載，對(duì)地震荷載作用下平臺(tái)可靠性沒(méi)有進(jìn)行分析。韓曉雙[7]應(yīng)用ANSYS對(duì)海洋平臺(tái)進(jìn)行了三維時(shí)程響應(yīng)分析，針對(duì)海洋平臺(tái)隨機(jī)地震響應(yīng)，基于梁理論提出一種簡(jiǎn)化計(jì)算模型。魏巍[8]對(duì)導(dǎo)管架式海洋平臺(tái)在地震作用下的破壞過(guò)程和破壞狀態(tài)進(jìn)行了深入研究，認(rèn)為平臺(tái)破壞過(guò)程分為定常、塑變和破壞3個(gè)階段，并對(duì)不同特性地震動(dòng)作用下導(dǎo)管架平臺(tái)結(jié)構(gòu)的破壞狀態(tài)和抗震安全裕度進(jìn)行了實(shí)例分析。榮棉水 等[9]利用國(guó)內(nèi)外規(guī)范地震譜和安評(píng)場(chǎng)地地震譜擬合具有相同峰值加速度，即50 a超越概率10%的地震動(dòng)時(shí)程曲線，對(duì)簡(jiǎn)化固定平臺(tái)模型進(jìn)行了地震動(dòng)時(shí)程分析，結(jié)果表明API規(guī)范譜結(jié)果偏于保守。金書成 等[10]基于彈塑性理論，采用Pushover方法分析固定式平臺(tái)抗震能力及平臺(tái)塑性鉸分布特性，并與時(shí)程分析方法結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比。上述研究成果基本上都沒(méi)有考慮樁-土之間的非線性影響，而且對(duì)樁基進(jìn)行固定端約束或者采用彈簧約束。本文除考慮材料非線性外，在分析過(guò)程中考慮利用非線性彈簧模擬樁-土之間的非線性作用，將工程地質(zhì)調(diào)查測(cè)得的p-y、T-Z、Q-Z數(shù)據(jù)輸入分析程序，由此確定非線性彈簧的剛度，研究導(dǎo)管架平臺(tái)極端地震工況下的結(jié)構(gòu)安全性。

1 材料非線性對(duì)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)意義

海洋固定式導(dǎo)管架平臺(tái)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)一直沒(méi)有考慮構(gòu)件進(jìn)入屈服狀態(tài)后的承載能力，一般將結(jié)構(gòu)進(jìn)入塑性變形狀態(tài)認(rèn)為是正常工作的極限狀態(tài)。實(shí)際中，平臺(tái)結(jié)構(gòu)所用的鋼材具有很大的塑性變形能力，在往復(fù)加載和卸載過(guò)程中結(jié)構(gòu)的塑性變形能夠大大提高結(jié)構(gòu)吸收和耗散地震輸入能量的能力。因此，塑性變形階段是平臺(tái)整體結(jié)構(gòu)動(dòng)力反應(yīng)過(guò)程中的一個(gè)重要階段，能夠有效提高導(dǎo)管架平臺(tái)抵抗大震的能力。

根據(jù)鋼材材料特性，在地震韌性分析中利用彈塑性理論考慮構(gòu)件從彈性變形逐步過(guò)渡到塑性變形，采用圖1所示材料應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系(F為桿件軸向力；S0為桿件橫截面積；ΔL為桿件在軸力作用下的變形；L0為桿件無(wú)變形長(zhǎng)度；σs為材料的屈服強(qiáng)度)。此過(guò)程中材料經(jīng)過(guò)塑性強(qiáng)化階段，材料塑性應(yīng)變?cè)黾右饦?gòu)件應(yīng)力增加,同時(shí)利用Green 應(yīng)變理論耦合構(gòu)件大位移變形和軸向應(yīng)變?？紤]結(jié)構(gòu)的非線性進(jìn)行結(jié)構(gòu)動(dòng)力分析及結(jié)構(gòu)的極限強(qiáng)度分析，可以考慮材料的塑性變形對(duì)平臺(tái)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的貢獻(xiàn)及吸收地震的能量，通過(guò)設(shè)置桿件的失效準(zhǔn)則，可以分析在部分桿件失效情況下平臺(tái)整體結(jié)構(gòu)的安全性。本文主要考慮結(jié)構(gòu)的非線性特性，研究平臺(tái)在同等地震條件下的結(jié)構(gòu)安全性，并提出計(jì)算結(jié)構(gòu)韌性水平地震反應(yīng)的計(jì)算方法。

圖1 鋼材應(yīng)力-應(yīng)變曲線

2 地震動(dòng)時(shí)程分析

2.1 分析方法

固定式導(dǎo)管架平臺(tái)是一個(gè)復(fù)雜的結(jié)構(gòu)-樁-土-水體系，反應(yīng)譜理論只能提供結(jié)構(gòu)在地震作用下彈性階段的最大地震反應(yīng)，不能直接用于結(jié)構(gòu)的非彈性階段，無(wú)法描述結(jié)構(gòu)在強(qiáng)烈地震作用下逐步開裂、損壞直至倒塌的全過(guò)程。對(duì)于樁-土之間的作用，采用靜力方法進(jìn)行等效剛度處理無(wú)法考慮樁-土在地震分析中的非線性影響和環(huán)境荷載作用。采用詳細(xì)時(shí)間歷程分析法，將地震加速度時(shí)間歷程作為地震輸入，計(jì)算結(jié)構(gòu)反應(yīng)過(guò)程，這一方法不但能夠考慮地震的持續(xù)性，而且能夠考慮地震過(guò)程中反應(yīng)譜不能概括的結(jié)構(gòu)非線性特性等。對(duì)于樁-土之間非線性作用，采用p-y方法進(jìn)行模擬，在平臺(tái)地震分析過(guò)程中可以充分考慮樁-土之間剛度的變化，且該方法可同時(shí)考慮環(huán)境荷載和地震荷載共同作用下結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)。在進(jìn)行時(shí)程分析時(shí)，平臺(tái)動(dòng)力分析中的剛度矩陣式反應(yīng)量的變量不斷變化，平臺(tái)的某些構(gòu)件因破壞退出工作，其剛度對(duì)平臺(tái)整體剛度沒(méi)有貢獻(xiàn)，但結(jié)構(gòu)沒(méi)有發(fā)生倒塌，平臺(tái)仍可繼續(xù)使用，此時(shí)重新計(jì)算平臺(tái)剛度，對(duì)平臺(tái)桿件內(nèi)力進(jìn)行重新分配，利用修正后的計(jì)算模型進(jìn)行下一步的計(jì)算分析，直到平臺(tái)發(fā)生倒塌或達(dá)到定義的分析時(shí)長(zhǎng)。

根據(jù)DNV-RP-C204規(guī)范要求，當(dāng)結(jié)構(gòu)達(dá)到材料屈服強(qiáng)度后進(jìn)入強(qiáng)化階段，在軸向荷載作用下，當(dāng)應(yīng)變達(dá)到一定數(shù)值后，該結(jié)構(gòu)發(fā)生塑性破壞。結(jié)構(gòu)的整體位移與主要桿件的應(yīng)變值可作為結(jié)構(gòu)是否發(fā)生倒塌失效的判定條件。在地震動(dòng)時(shí)程分析過(guò)程中，對(duì)于桿件的破壞準(zhǔn)則能夠通過(guò)設(shè)定由程序自動(dòng)判斷，對(duì)于結(jié)構(gòu)整體失效準(zhǔn)則則需要通過(guò)分析結(jié)果由設(shè)計(jì)人員進(jìn)行判定。

與譜分析法相比，采用動(dòng)時(shí)程方法進(jìn)行導(dǎo)管架平臺(tái)地震韌性分析有以下2個(gè)特點(diǎn)：一是材料的力學(xué)特性考慮非線性特性，如在彈塑性反應(yīng)階段和塑性反應(yīng)階段，桿件剛度隨每一時(shí)刻桿件的變形而發(fā)生變化；二是平臺(tái)的整體剛度不是常數(shù)，隨結(jié)構(gòu)響應(yīng)的不同階段而改變，如在結(jié)構(gòu)進(jìn)入塑性變形時(shí)，隨著加載過(guò)程桿件剛度對(duì)平臺(tái)整體剛度不再具有貢獻(xiàn)，此時(shí)須對(duì)分析模型進(jìn)行修正，利用修正后的模型進(jìn)行計(jì)算分析。

2.2 計(jì)算實(shí)例

以渤海地區(qū)新設(shè)計(jì)的BH平臺(tái)為例進(jìn)行地震韌性分析。該平臺(tái)為八腿八主樁導(dǎo)管架平臺(tái)(圖2)，平臺(tái)有井槽40個(gè)，設(shè)置模塊鉆機(jī)和100人生活樓。在EL.(+)10.0 m標(biāo)高處A-B軸間距為15 m，1-2軸和3-4軸間距均為18.5 m，2-3軸間距為20 m。該平臺(tái)所處水深為27.6 m，導(dǎo)管架分為3個(gè)水平層，海生物厚度為0.3 m，鋼樁直徑為2.134 m，鋼樁入泥101 m。上部組塊甲板分為4層，整體操作質(zhì)量約16 000 t。采用常規(guī)線性方法和時(shí)程分析方法在同等地震重現(xiàn)期下對(duì)平臺(tái)樁基進(jìn)行設(shè)計(jì)。對(duì)于固定式導(dǎo)管架平臺(tái)，在地震工況下工作點(diǎn)處位移、結(jié)構(gòu)安全性和樁頭力是關(guān)注的重點(diǎn),因此采用梁?jiǎn)卧M平臺(tái)的桿件，采用板殼單元模擬平臺(tái)的甲板板。該平臺(tái)時(shí)程分析結(jié)構(gòu)模型如圖3所示。

圖2 渤海BH平臺(tái)模型

圖3 渤海BH平臺(tái)時(shí)程分析結(jié)構(gòu)模型

2.2.1 環(huán)境條件

分析時(shí)采用重現(xiàn)期為1 a的海流數(shù)據(jù)，海流表層流速為0.45 m/s,底層流速為0.28 m/s。根據(jù)工程地質(zhì)鉆孔取樣資料，利用一維等效線性化波動(dòng)方法研究平臺(tái)場(chǎng)地土層地震反應(yīng)，根據(jù)《工程場(chǎng)地地震安全性評(píng)價(jià)》給出重現(xiàn)期泥面處地震響應(yīng)譜。選取重現(xiàn)期為1 000 a的地震響應(yīng)譜用于韌性水平地震分析。地震反應(yīng)譜β(T)的表達(dá)式為

(1)

式(1)中：T為反應(yīng)譜周期；βm為反應(yīng)譜最大值；Tg為反應(yīng)譜特征周期；T0為反應(yīng)譜線性上升起始時(shí)間；T1為反應(yīng)譜線性上升截止時(shí)間；c為衰減系數(shù)。渤海地區(qū)BH平臺(tái)場(chǎng)地地震譜特征參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 渤海BH平臺(tái)場(chǎng)地設(shè)計(jì)地震譜特征參數(shù)

根據(jù)式(1)及表1參數(shù)，繪制該平臺(tái)場(chǎng)址的地震加速度譜，如圖4所示。

圖4 渤海BH平臺(tái)場(chǎng)地地震加速度譜(重現(xiàn)期1 000 a)

2.2.2 輸入地震動(dòng)時(shí)程加速度曲線

根據(jù)該平臺(tái)場(chǎng)地重現(xiàn)期1 000 a地震響應(yīng)譜，通過(guò)隨機(jī)擬合法并利用數(shù)值計(jì)算法，得到3條平臺(tái)場(chǎng)地的地震加速度時(shí)程曲線(圖5)，作為平臺(tái)韌性地震分析的輸入條件，最大地震加速度達(dá)到3 m/s2，分析時(shí)間為30 s。

圖5 渤海BH平臺(tái)場(chǎng)地地震加速度時(shí)程曲線

2.2.3 結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性分析

考慮平臺(tái)樁-土非線性作用，計(jì)算該平臺(tái)的振動(dòng)特性，其前10階自振周期如表2所示。該平臺(tái)結(jié)構(gòu)前3階振型(圖6)是：第1階發(fā)生Y向彎曲振動(dòng)，第2階發(fā)生X向彎曲振動(dòng)，第3階發(fā)生彎曲、扭轉(zhuǎn)耦合振動(dòng)。

表2 渤海BH平臺(tái)前10階自振周期

圖6 渤海BH平臺(tái)結(jié)構(gòu)前3階振型

2.2.4 韌性地震作用下平臺(tái)結(jié)構(gòu)響應(yīng)

利用給出的該平臺(tái)場(chǎng)地處1 000 a地震加速度時(shí)程曲線及平臺(tái)模型，考慮地震荷載與環(huán)境荷載線性疊加，不考慮風(fēng)、浪產(chǎn)生荷載，通過(guò)計(jì)算并由計(jì)算程序內(nèi)部統(tǒng)計(jì)獲得地震基底剪力、地震基底彎矩，平臺(tái)整體位移時(shí)程曲線(圖7～9)。由于該平臺(tái) B4樁樁頭力最大，繪制該樁的樁頭力時(shí)程曲線(圖10)。

圖7 渤海BH平臺(tái)地震基底剪力時(shí)程曲線

圖8 渤海BH平臺(tái)地震基底彎矩時(shí)程曲線

圖9 渤海BH平臺(tái)整體位移時(shí)程曲線

圖10 渤海BH平臺(tái)B4樁樁頭力時(shí)程曲線

選取該導(dǎo)管架平臺(tái)和上部組塊2個(gè)最危險(xiǎn)單元(即3 448單元和4 132單元,其中3 448單元位于上部組塊主甲板A軸與3軸交點(diǎn)處,4 132單元位于組塊和導(dǎo)管架B4樁交界處)，通過(guò)計(jì)算程序繪制這2個(gè)單元的材料塑性發(fā)展曲線(圖11、12)，并根據(jù)單元的軸力和彎矩確定材料達(dá)到屈服強(qiáng)度和發(fā)生塑性時(shí)軸力與彎矩的關(guān)系(當(dāng)材料屈服邊界與材料全塑性邊界重合時(shí)，表示桿件進(jìn)入全塑性變形，桿件破壞，后期需要對(duì)桿件進(jìn)行修復(fù))。從圖11b可以看出，在地震荷載作用下，3 448單元桿件截面荷載曲線首先達(dá)到屈服強(qiáng)度，當(dāng)荷載進(jìn)一步增加時(shí)，整個(gè)桿件進(jìn)入塑性階段，桿件發(fā)生破壞。從圖12b可以看出，在地震荷載作用下，4 132單元桿件截面荷載曲線位于屈服邊界內(nèi)，沒(méi)有達(dá)到屈服強(qiáng)度。

通過(guò)以上分析，采用圖5所示的3條1 000 a重現(xiàn)期地震加速度時(shí)程曲線，利用非線性時(shí)程分析方法對(duì)該導(dǎo)管架平臺(tái)進(jìn)行韌性水平地震分析。對(duì)比圖7、8可以看出，3條地震波作用下結(jié)構(gòu)的基底剪力、基底彎矩時(shí)程曲線具有一致性。根據(jù)圖9結(jié)果，該平臺(tái)整體位移最大達(dá)到1.0 m，遠(yuǎn)小于工程上所認(rèn)為的平臺(tái)發(fā)生倒塌時(shí)的最大位移2.5 m。

圖13為該平臺(tái)地震分析時(shí)域結(jié)果，可以看出該平臺(tái)場(chǎng)址泥面以下20～40 m范圍土壤處于塑性變形，導(dǎo)管架及上部組塊未發(fā)現(xiàn)失效失穩(wěn)構(gòu)件。另外，根據(jù)圖10結(jié)果，該平臺(tái)B4樁樁頭力峰值達(dá)到6.72×107N，通過(guò)查詢平臺(tái)場(chǎng)址土壤承載力曲線，采用直徑為2.134 m、入泥101 m的鋼樁，土壤承載力為7.15×107N，所設(shè)計(jì)樁基承載力安全系數(shù)為1.06。

圖11 渤海BH平臺(tái)單元3 448塑性發(fā)展

圖12 渤海BH平臺(tái)單元4 132塑性發(fā)展

圖13 渤海BH平臺(tái)地震分析時(shí)域結(jié)果(紅色代表結(jié)構(gòu)進(jìn)入塑性變形)

3 時(shí)程方法與線性方法結(jié)果對(duì)比

利用常規(guī)線性方法，對(duì)渤海BH平臺(tái)模型進(jìn)行地震韌性分析?？紤]導(dǎo)管架腿柱、單樁桿件強(qiáng)度和腿柱主節(jié)點(diǎn)沖剪滿足API規(guī)范要求，對(duì)導(dǎo)管架樁基結(jié)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計(jì)。采用本文動(dòng)時(shí)程方法，以圖5所示的平臺(tái)場(chǎng)地地震加速度時(shí)程曲線作為輸入條件，對(duì)導(dǎo)管架進(jìn)行地震韌性分析，考慮平臺(tái)結(jié)構(gòu)滿足API規(guī)范 “不倒塌”的要求，對(duì)導(dǎo)管架樁基結(jié)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計(jì)。在滿足規(guī)范要求前提下，對(duì)2種設(shè)計(jì)方法的樁基質(zhì)量、節(jié)點(diǎn)校核等結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如表3所示。

從表3可知，采用線性分析方法獲得的導(dǎo)管架腿柱206L節(jié)點(diǎn)沖剪不滿足規(guī)范要求，需要增加加強(qiáng)環(huán)，使該節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)滿足要求。如果要使節(jié)點(diǎn)沖剪和樁基強(qiáng)度均滿足規(guī)范要求，則樁基采用的壁厚須達(dá)到90 mm，遠(yuǎn)超過(guò)渤海區(qū)采用的常規(guī)樁基壁厚，這時(shí)樁基質(zhì)量達(dá)到4 280 t，對(duì)鋼樁的建造、安裝造成困難。對(duì)于同等重現(xiàn)期地震參數(shù)，采用本文時(shí)程分析方法獲得的導(dǎo)管架腿柱206L節(jié)點(diǎn)UC值為0.406，樁基采用最大壁厚為60 mm，即可滿足導(dǎo)管架韌性地震分析規(guī)范要求，且該壁厚為渤海區(qū)常規(guī)樁基壁厚，這時(shí)樁基質(zhì)量以及鋼樁建造和安裝困難均大大降低。

表3 渤海BH平臺(tái)線性方法與非線性方法結(jié)果對(duì)比

*注：UC值是根據(jù)API RP-2A WSD規(guī)范對(duì)節(jié)點(diǎn)沖剪能力校核的結(jié)果。

通過(guò)對(duì)比分析，對(duì)于重現(xiàn)期為1 000 a的地震荷載，該平臺(tái)時(shí)程分析法地震加速度最大值達(dá)到3 m/s2，遠(yuǎn)超過(guò)線性分析法地震加速度最大值0.93 m/s2，因此通過(guò)考慮材料的非線性特性和樁-土的非線性影響，可以有效降低鋼樁壁厚，明顯節(jié)省結(jié)構(gòu)鋼材量，有效降低樁基建造和施工難度，節(jié)省平臺(tái)的建造和安裝成本。據(jù)計(jì)算，該平臺(tái)僅樁基質(zhì)量便可節(jié)省約25%，對(duì)于降低油田開發(fā)成本具有重要意義。

4 結(jié)論

1) 在導(dǎo)管架平臺(tái)抗震分析時(shí)，常規(guī)的線性分析方法技術(shù)成熟，但計(jì)算結(jié)果偏保守，且不能同時(shí)考慮環(huán)境荷載(波浪流荷載)對(duì)平臺(tái)的影響，僅適用于不受地震控制的平臺(tái)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)(如南海、東海)。

2) 對(duì)于地震工況惡劣區(qū)域，采用常規(guī)線性方法進(jìn)行導(dǎo)管架平臺(tái)地震韌性結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)會(huì)導(dǎo)致樁基設(shè)計(jì)偏于保守(如造成樁基壁厚和直徑明顯增大等)，造成樁基建造和施工困難，增加工程投資，此時(shí)可以采用非線性時(shí)程方法進(jìn)行地震韌性分析，同時(shí)考慮地震荷載與環(huán)境荷載共同作用時(shí)對(duì)平臺(tái)的整體響應(yīng),用以優(yōu)化樁基結(jié)構(gòu)。

3) 實(shí)例計(jì)算表明，對(duì)于韌性地震水平下，渤海地區(qū)新設(shè)計(jì)的BH導(dǎo)管架平臺(tái)采用非線性分析方法得到的樁基承載力具有一定的安全裕量，但是該工況下是否需要校核樁基承載力，需要進(jìn)一步討論。

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(編輯：葉秋敏)

Analysis of ductitity-earthquake resistance for jacket platforms taking account of the nonlinearity

Shao Weidong1Hou Jinlin1Wang Liqin1Yu Chunjie1Fu Dianfu1Cao Han2

(1.CNOOCResearchInstitute,Beijing100028,China;2.ChinaShipDesign&ResearchCenterCo.Ltd.,Beijing100081,China)

Based on the codes which are used in anti-earthquake analysis and aiming at the problems encountered in earthquake resistance design, a novel ductitity-earthquake resistance design method has been proposed taking the account of the nonlinearity of jacket structures. Taking BH Platform in Bohai sea as an example, considering the structural nonlinearity and using p-y method to simulate the pile-soil nonlinearity characteristics, the dynamic time-history analysis for ductility level earthquake was studied. The time domain results of the platform’s displacement, pile-head’s force, and the base shear, etc. were obtained. Compared with the results of conventional linear analysis method, the jacket has adequate reserve capacity to prevent collapse under a rare, intense earthquake according to API standards. Using the new method is meaningful in that it can significantly reduce the wall thickness of piles and curtail the development cost of oil fields.

jacket platform; material nonlinearity; pile-soil nonlinearity; seismic time-history; ductility earthquake resistance analysis; earthquake resistance design

邵衛(wèi)東，男，工程師，2012年畢業(yè)于天津大學(xué)船舶與海洋工程專業(yè)，獲碩士學(xué)位，現(xiàn)主要從事船舶與海洋工程結(jié)構(gòu)物設(shè)計(jì)。地址：北京市朝陽(yáng)區(qū)太陽(yáng)宮南街6號(hào)院(郵編：100028)。E-mail:shaowd2@cnooc.com.cn。

1673-1506(2016)04-0125-07

10.11935/j.issn.1673-1506.2016.04.020

TE54

A

2015-10-09 改回日期：2015-11-15

邵衛(wèi)東,侯金林,王麗勤，等.基于結(jié)構(gòu)非線性的導(dǎo)管架平臺(tái)地震韌性分析[J].中國(guó)海上油氣，2016,28(4)：125-131.

Shao Weidong,Hou Jinlin,Wang Liqin,et al.Analysis of ductitity-earthquake resistance for jacket platforms taking account of the nonlinearity[J].China Offshore Oil and Gas,2016,28(4):125-131.