海洋平臺浮托安裝中橫蕩護舷限位和緩沖性能分析

劉利壯，王樹青，潘沈浩

(中國海洋大學 山東省海洋工程重點實驗室，山東 青島 266100)

海洋平臺浮托安裝中橫蕩護舷限位和緩沖性能分析

劉利壯，王樹青，潘沈浩

(中國海洋大學 山東省海洋工程重點實驗室，山東 青島 266100)

浮托安裝法，是相對于傳統(tǒng)吊裝法的一種新型海洋平臺安裝方法，具有起重能力大、作業(yè)周期短、安裝費用低、適用范圍廣、操作安全方便等優(yōu)點，解決了海上大型平臺組塊的安裝問題。為了研究橫蕩護舷對浮托安裝的影響，首先對海洋平臺浮托安裝中的護舷裝置進行了介紹，然后針對某工程實例應用AQWA軟件進行了數(shù)值模擬，并進行了模型驗證。從時域方面對就位狀態(tài)下的浮托模型進行了耦合動力分析，研究了橫蕩護舷參數(shù)對駁船運動和撞擊力的影響規(guī)律。研究表明，橫蕩護舷可以有效地減小駁船運動和撞擊力，其限位和緩沖作用與護舷尺寸及護舷剛度均有關。研究結果可為實際浮托安裝工程提供重要的參考。

浮托安裝；海洋平臺；AQWA；橫蕩護舷；駁船運動；撞擊力

Abstract: Float-over is a new offshore installation method compared with traditional lifting methods, with the advantages of large lifting capacity, short operation time, low installation cost, wide application, safe and convenient operation, etc. It solves the problem of installation of large offshore platform. In order to study the influence of the swaying fender on the float-over, the fender devices of float-over installation for offshore platform are first introduced. Then, a float-over installation numerical simulation is demonstrated using AQWA based on a practical engineering installation, and the model test results are used to verify the numerical results. The coupled dynamic analysis of float-over model is performed in the time domain under docking situation. Particular attention is paid to the impact of different swaying fenders parameters on the motion and impact force of barge. The results show that the swaying fender can reduce the motion and impact force of barge effectively, and its limitation and buffering performance are related to its size and stiffness. The research results can provide an important reference value for practical float-over projects.

Keywords: float-over; offshore platform; AQWA; swaying fender; barge motion; impact force

隨著人類對油氣資源需求的不斷增加，海洋平臺被廣泛應用于海上油氣的開采當中。各種類型的海洋平臺正在朝著大型化、綜合化的方向發(fā)展，單個平臺上部組塊的重量越來越大。由于傳統(tǒng)吊裝法受到起重能力、結構強度等因素的限制，不能完成大型上部組塊的海上安裝作業(yè)，于是海洋平臺浮托安裝法技術應運而生。

浮托安裝法，是海洋平臺的常用安裝方法之一。建造完成的平臺上部組塊由駁船運載駛入大開口導管架，并拋錨系泊或利用動力定位系統(tǒng)進行定位，完成平臺的海上安裝作業(yè)。整個浮托安裝過程可分為以下幾個主要階段：滑移裝船、海上運輸、系泊定位、進船階段、荷載轉移與退船階段。浮托安裝過程如圖1所示[1]。

圖1 浮托安裝過程示意Fig. 1 Float-over process

隨著浮托安裝技術越來越廣泛地應用到海洋平臺安裝中，國內外學者對浮托法做了大量研究。O'Neil等[2]全面描述了浮托法的發(fā)展史、現(xiàn)狀和未來發(fā)展趨勢。Gerner等[3]提出了一種新型浮托安裝技術“ampelmann systems”，并進行了物理模型試驗。Xia等[4]針對小型平臺的浮托安裝，研究了安裝過程中駁船的縱蕩、橫蕩和垂蕩運動，并在數(shù)值模擬的基礎上進行了物理模型試驗，應用彈簧測定了駁船的撞擊力。Choi等[5]研究了浮托安裝過程中的關鍵裝置，主要包括樁腿耦合裝置(leg mating unit，簡稱LMU)和甲板支撐裝置(deck supporting unit，簡稱DSU)，對LMU和DSU進行了數(shù)值模擬，并在浮托安裝對接階段分析了其受力情況。Edslson等[6]應用MOSES軟件分析了雙體船在不同環(huán)境條件下的作業(yè)情況，研究了對接階段上部組塊與導管架之間的撞擊力。

在國內，李達等[7]介紹了海洋平臺浮托安裝法在海上油氣開采中的應用，詳細描述了浮托安裝法的總體設計思路，主要包括駁船的初步選擇、環(huán)境條件評估、駁船能力評估以及浮托法的數(shù)值模擬。王樹青等[8]系統(tǒng)地介紹了海洋平臺浮托安裝的步驟、關鍵緩沖設備以及關鍵技術，并利用SESAM軟件進行了水動力分析。王文娟等[9]應用ANSYS-AQWA軟件對浮托模型進行了數(shù)值模擬，重點研究了不同波浪工況下浮托模型的運動以及系泊張力的變化情況。許鑫等[10]應用SESAM軟件從頻域和時域兩個方面對導管架平臺的浮托安裝進行了數(shù)值模擬研究，主要使用彈簧對LMU和DSU進行了模擬，計算了安裝過程中LMU和DSU的受力，并通過模型試驗驗證了數(shù)值模擬的可靠性。

綜合國內外研究現(xiàn)狀來看，國外對浮托安裝法的研究較為全面且深入，國內雖然應用浮托法安裝海洋平臺起步較晚，但經(jīng)過近幾年的發(fā)展也取得了一定的成果。在浮托安裝技術的研究當中，對關鍵緩沖裝置的研究成為了研究的熱點問題之一。橫蕩護舷作為關鍵緩沖裝置的一種，它的設計及選型對駁船的運動和碰撞均起到關鍵性的作用。這里針對某平臺的浮托安裝，利用AQWA軟件建立了浮托數(shù)值模型，主要研究了護舷的尺寸和剛度對駁船運動和撞擊力的影響規(guī)律。

1 護舷裝置

在海洋平臺浮托安裝過程中，一般需要在駁船或導管架樁腿上安裝專門設計的護舷裝置，以防止駁船在海洋環(huán)境作用下與導管架發(fā)生劇烈碰撞，同時也有助于駁船定位，選取合理的護舷裝置對浮托安裝的安全作業(yè)和經(jīng)濟成本均具有一定的意義。護舷系統(tǒng)主要包括：船艉導向護舷、橫蕩護舷和縱蕩護舷，如圖2所示。

船艉導向護舷是使駁船能夠順利進入導管架的關鍵，有助于導管架樁腿有效地捕捉到駁船，并且引導駁船沿著護舷邊緣進入導管架樁腿之間，該護舷能夠有效保證駁船安全平穩(wěn)地進入導管架，也對導管架樁腿起到緩沖保護的作用。

縱蕩護舷也稱為縱向定位器，在駁船到達就位狀態(tài)時，縱蕩護舷能夠約束駁船的縱向位移，當縱蕩護舷接觸到導管架樁腿時，限制駁船繼續(xù)前進，使得上部組塊樁尖與LMU能夠精準對接，主要起引導和定位的作用。

圖2 護舷系統(tǒng)Fig. 2 Fender system

在浮托安裝過程中駁船與導管架之間的橫向間隙較小，很容易導致駁船與導管架之間發(fā)生碰撞，一般需要安裝橫蕩護舷。橫蕩護舷可沿著船艉導向護舷延伸至縱蕩護舷進行安裝，也可以安裝在導管架裝腿上，用于限制駁船進退船、就位以及荷載轉移過程中的橫向位移，緩沖駁船舷側與導管架樁腿之間的撞擊力，從而起到保護駁船和導管架的作用。

設置不同參數(shù)的護舷裝置，在浮托安裝過程中會對駁船運動和撞擊力產生一定的影響，下面主要對橫蕩護舷在海洋平臺浮托安裝中的限位和緩沖性能進行分析，研究護舷的尺寸、剛度等參數(shù)對駁船運動和撞擊力的影響規(guī)律。

2 數(shù)值計算基礎

2.1 三維勢流理論

三維勢流理論是計算浮體濕表面上波浪力最常用的方法。該理論假定流體為無旋運動的理想流體，速度勢在流體域內滿足拉普拉斯方程：2Φ(x,y,z,t)=0，同時滿足邊界條件：海底邊界條件、自由表面邊界條件、物面條件和輻射條件。

通常假設波浪的波幅相對于波長和水深都很小，可將非線性的邊界條件進行線性化處理，根據(jù)線性疊加原理，速度勢可分解為入射勢ΦI、輻射勢ΦR和繞射勢ΦD，表達式如下：

(1)

采用Green函數(shù)以及邊界元方法可求得總速度勢，然后利用線性化的伯努利方程可求得物體表面的壓強分布，再對物體表面的壓強進行積分，便可得到作用在浮體結構物上的波浪力和力矩。

2.2 時域運動方程

在風浪流聯(lián)合作用下，系泊結構的時域運動方程：

[M+μ()](t)+R(t-τ)(t)dτ+Kx=(t)+(t)+FWI(t)+FCU(t)+FF(t)+FM(t)

(2)

式中：M為浮體質量；μ()為浮體結構穩(wěn)定時的附加質量，μ()；(t)dτ為阻尼力，該卷積代表了由于浮體運動產生的波浪，其對結構物本身產生作用力的一種記憶效應，其中R(t)為延滯函數(shù)，R(t)；K為靜水回復剛度；為一階波浪力和二階波浪力，一階波浪力可根據(jù)Cummins[11]提出的頻域和時域的波浪力卷積關系進行計算，二階波浪力可通過Pinkster近似法[12]求得；FWI(t)，F(xiàn)CU(t)分別表示作用在結構物上的風力和流力，風力和流力通常是利用風力和流力系數(shù)求得；FF(t)為護舷反力，根據(jù)護舷受力-變形關系式求得；FM(t)為系泊力，在AQWA軟件里系泊力的計算方法為：

Te=T0+Wz

其中，L表示錨鏈從浮體系泊點到海底錨固點的長度，T0表示海底錨固點處錨鏈的水平張力，W表示錨鏈單位長度的濕重，x表示錨鏈水平長度，z表示錨鏈垂直長度，Te表示浮體系泊點處錨鏈的張力。

3 數(shù)值模擬

3.1 計算模型

選取某生產平臺的浮托安裝實例為研究對象，該平臺上部組塊主結構由6根立柱和3層主甲板組成，主甲板尺寸為46 m×40 m×8 m(長×寬×高)，上部組塊安裝重量約為4 000 t。平臺的浮托安裝駁船采用的是半潛式駁船，總長122.45 m，型寬30.5 m，型深7.6 m。駁船空載吃水1.5 m，排水量3 636 t；滿載吃水為5.96 m，排水量18 420 t。為了保證駁船有足夠的浮力和穩(wěn)性，還要考慮到在退船階段駁船要留有一定的干舷，一般要求最大吃水時駁船的最小干舷必須為1 m[13]，以維持其水線面面積，選擇在就位狀態(tài)下駁船吃水為3.8 m。

該平臺下部基礎采用6腿直立式導管架結構，主導管架樁腿呈矩形布置，工作點處的平面尺寸為32 m×34 m，導管架在有橫梁方向間距為32 m，沿開口方向間距為34 m，導管架立面圖和平面圖如圖3所示。所用LMU頂端錐形接收器的捕捉半徑r=0.6 m，由導管架、上部組塊和駁船的基本資料可知，駁船舷側與導管架樁腿之間的橫向間距為0.757 m。

圖3 導管架立面圖和平面圖Fig. 3 Elevation and plan view of jacket

本次浮托法系泊系統(tǒng)由8根直徑為60 mm，質量為71.77 kg/m的錨鏈組成，錨鏈的破斷強度為3 147 kN，圖4為駁船就位狀態(tài)下帶有系泊系統(tǒng)的浮托安裝數(shù)值模型。在分析中，為了更好地說明橫蕩護舷的限位和緩沖性能，需要對浮托模型關鍵部位進行監(jiān)控和分析。上部組塊關鍵點示意如圖5所示，上部組塊六個關鍵點分別代表上部組塊六個樁尖。

圖4 浮托數(shù)值模型Fig. 4 Float-over numerical model

圖5 關鍵點位置示意Fig. 5 The key point position

3.2 模型驗證

根據(jù)相關文獻[14]，將數(shù)值模擬計算結果和相關物理試驗結果進行了對比，主要對駁船舷側與各導管架樁腿間的最大撞擊力，以及上部組塊樁尖垂向位移最大值進行了對比，如表1所示，數(shù)值模擬結果與物理實驗結果相差不大，變化趨勢基本一致，結果吻合良好。

表1 數(shù)值模型和物理實驗的對比結果Tab. 1 The comparison between results of numerical simulation and physical experiment

3.3 計算工況

浮托安裝數(shù)值模擬需要考慮各種環(huán)境工況，經(jīng)計算發(fā)現(xiàn)，若選取較為緩和的工況，護舷的限位和緩沖作用不是很明顯，對于護舷性能的研究意義不大。由于篇幅有限且為了保守起見，選取了1.5 m橫浪(1.5 m波高，90°浪向)工況進行了分析，選取較為危險的環(huán)境工況，使得對于護舷參數(shù)的選取更加嚴格。波浪采用JONSWAP波譜，譜峰因子γ=3，譜峰周期Tp=6.4 s；平均流速為0.5 m/s，流向與浪向一致；1 h平均風速為10 m/s，風向與浪向一致；該平臺所在海域水深12.2 m。

3.4 護舷設置

駁船就位狀態(tài)下，駁船舷側與導管架樁腿之間的橫向間距較小，駁船與導管架不可避免地會發(fā)生橫向碰撞，如果二者之間不安裝橫蕩護舷，則會發(fā)生劇烈的剛性碰撞，容易造成駁船或導管架損壞。為了避免駁船與導管架之間發(fā)生較為劇烈的剛性碰撞，需要在駁船舷側或導管架樁腿上安裝護舷裝置。

對于一個具體的工程項目，在選擇完浮托駁船以后，駁船舷側與導管架樁腿之間的橫向距離是一定的，因此不同大小的護舷會使得駁船與導管架樁腿之間的橫向間距有所不同，進而會影響駁船的運動和撞擊力。主要選擇了無護舷、窄護舷和寬護舷三種進船布置方式，如圖6所示，重點對這三種方式下駁船的運動和撞擊力情況進行了分析。

圖6 三種布置方式Fig. 6 Three kinds of arrangement

圖7 導管架樁腿受力變形曲線Fig. 7 Force deformation curve of the jacket legs

利用AQWA軟件進行浮托安裝的數(shù)值模擬，如果兩個結構之間不定義護舷時，AQWA軟件默認一個結構對另外結構的運動沒有影響。在這種情況下，即使一個結構的位移超過了它們之間的凈距離，也無法直接測得它們之間的撞擊力。為了測得不加橫蕩護舷時，駁船與導管架樁腿之間的剛性撞擊力，根據(jù)AQWA軟件的特點，首先在ANSYS軟件中建立導管架模型，然后在導管架樁腿上逐級施加荷載，并計算得到各級荷載作用下導管架樁腿的位移變形，這樣便可得到導管架樁腿的受力變形曲線[15]，如圖7所示。

然后對導管架樁腿受力-變形曲線進行多項式擬合，得到其受力-變形表達式：

式中：表達式系數(shù)相當于導管架樁腿的剛度K0，即K0=5.924 7×107N/m。

駁船舷側與導管架樁腿(護舷)之間發(fā)生碰撞時，應用AQWA軟件對可能發(fā)生接觸的位置設置接觸對，即把護舷設置在導管架樁腿上，把接觸平面設置在對應的駁船舷側位置，定義護舷大小、剛度、摩擦系數(shù)等參數(shù)。由于摩擦作用對駁船-上部組塊運動幅值和撞擊力大小的影響非常小，這里沒有研究摩擦系數(shù)對護舷限位和緩沖性能的影響，并默認摩擦系數(shù)為一常數(shù)。

為了能夠更好地測得駁船與導管架之間的剛性撞擊力，將護舷中心設置在導管架樁腿中心，護舷直徑設置為導管架樁腿的直徑1.986 m，護舷剛度即設置為導管架樁腿的剛度K0，然后在駁船舷側相應位置定義接觸平面。

設置窄護舷和寬護舷時，駁船舷側與導管架樁腿之間要留有一定的橫向間隙，為了滿足駁船能夠順利進入導管架又要避免較為劇烈的碰撞，將護舷安裝在導管架樁腿上，寬護舷超出導管架樁腿的厚度為0.737 m，即此時駁船舷側與寬護舷之間的橫向間隙為0.02 m；窄護舷超出導管架樁腿的厚度為0.507 m，即此時駁船舷側與窄護舷之間的橫向間隙為0.25 m，設置了不同的護舷剛度，同樣在駁船舷側相應位置定義接觸平面，研究了護舷剛度大小對窄護舷和寬護舷作用下駁船運動和撞擊力影響。一般用于浮托安裝的護舷為橡膠護舷，在研究中將橡膠護舷等效為一非線性彈簧，用于模擬橫蕩護舷的護舷受力變形關系式[16]：

式中:K為非線性關系式的線性剛度部分，ε為非線性系數(shù)，本研究中ε取作1.2，該關系式與《橡膠護舷設計選型手冊》[17]中TD-C橡膠護舷的受力-變形關系一致。

若護舷剛度較小，護舷較容易變形，不能很好地限制駁船的橫向位移；若護舷剛度較大，護舷受力較大，起不到減小駁船撞擊力的作用。故所選護舷線性剛度的最大值不能超過導管架樁腿的剛度K0，所選護舷線性剛度K以及剛度比值R=K/K0，如表2所示。

表2 所用護舷的線性剛度K以及剛度比值RTab. 2 Linear stiffness K and stiffness ratio R of fender

圖8 無護舷時上部組塊樁尖A1橫向運動時程圖Fig. 8 Horizontal motion time history of topside A1 without fender

4 結果分析

4.1 無橫蕩護舷時計算結果

橫蕩護舷主要有兩方面的作用：一是能夠限制駁船的橫向位移，進一步減小上部組塊樁尖的橫向運動幅值，便于上部組塊與LMU的對接；二是能夠緩沖駁船舷側與導管架樁腿之間的橫向撞擊力，從而起到保護駁船和導管架的作用?；趧傂耘鲎材M分析方法，首先分析了不加橫蕩護舷時，駁船的運動以及駁船與導管架樁腿之間的剛性撞擊力。

為了使得上部組塊和LMU能夠更好地對接，要滿足上部組塊樁尖的橫向最大偏移量不能超出LMU的捕捉范圍，計算發(fā)現(xiàn)上部組塊樁尖A1的橫向運動幅值最大，這里僅給出了無護舷時上部組塊樁尖A1的橫向運動偏移時程圖，如圖8所示。圖中樁尖A1橫向運動有正值有負值，正值表示向駁船左側偏移的距離，負值表示向駁船右側偏移的距離。樁尖A1橫向運動并不是在零值附近浮動，這是由于風、浪、流均為90°方向，在風力、流力以及二階波浪力的作用下，使得樁尖A1偏離平衡位置在0.3 m左右浮動。由圖8還可以看出上部組塊樁尖A1橫向運動幅值為0.814 m，超出了LMU的捕捉范圍，這會導致樁尖與LMU發(fā)生碰撞，對LMU造成損壞，不利于上部組塊與導管架的對接。

在1.5 m橫浪條件下，駁船舷側與導管架樁腿之間的橫向最大撞擊力為4 996.8 kN，發(fā)生在導管架樁腿A1位置處，剛性撞擊力較大，可能會導致駁船或導管架發(fā)生損壞，不利于浮托安裝的順利進行。

4.2 護舷限位性能分析

為了對橫蕩護舷的限位性能進行分析，基于表1，對窄護舷和寬護舷作用時，均設置了一系列不同的護舷剛度，主要分析了各護舷剛度下樁尖的橫向運動，并對運動幅值進行了無量綱化處理。

式中：Yn-max、Yb-max分別為窄護舷和寬護舷作用時，上部組塊樁尖的橫向運動幅值；r為LMU頂端錐形接收器的接收半徑，r=0.6 m。

圖9 樁尖橫向運動比值與護舷剛度比值的關系曲線Fig. 9 Horizontal motion ratio and fender stiffness ratio curve

圖9給出了窄護舷和寬護舷作用時，上部組塊樁尖橫向運動幅值相對LMU接收半徑的比值與護舷剛度比值的關系。當Mn、Mb>1時，說明上部組塊樁尖橫向運動幅值超出了LMU的捕捉范圍，此時安裝橫蕩護舷不能達到限位的效果。當Mn、Mb<1時，說明上部組塊樁尖橫向運動幅值小于LMU的捕捉半徑，此時安裝橫蕩護舷可以達到限位的效果。

由圖9可以看出：

1) 窄護舷和寬護舷作用時，上部組塊樁尖橫向運動幅值隨護舷剛度的變化趨勢一致，均隨護舷剛度的增大先減小再趨于某一穩(wěn)定值。對于窄護舷來說，當護舷剛度比值R>0.844時，樁尖橫向運動幅值基本不再變化，約為LMU接收半徑的0.68倍；對于寬護舷來說，當R>0.5時，樁尖橫向運動幅值減小到某一穩(wěn)定值，約為LMU接收半徑的0.42倍。

2)與不加橫蕩護舷裝置相比，窄護舷和寬護舷均能起到限制駁船橫向運動的作用。對于窄護舷來說，當護舷剛度比值0.107

3)在所選護舷剛度比值的整個范圍內，均有Mn>Mb，即寬護舷作用時上部組塊樁尖橫向運動幅值相對較小，說明護舷尺寸對橫蕩護舷的限位作用有一定影響。護舷剛度較小(0.016 9

4.3 護舷緩沖性能分析

為了研究橫蕩護舷的緩沖性能，基于表1，對窄護舷和寬護舷作用時，均設置了一系列不同的護舷剛度，主要計算和分析了駁船與導管架樁腿之間的撞擊力，并對最大撞擊力進行了無量綱化處理：

式中：F0-max，F(xiàn)n-max，F(xiàn)b-max分別為無護舷時、窄護舷作用時和寬護舷作用時，駁船舷側與導管架樁腿之間的最大撞擊力。

圖10 撞擊力比值與護舷剛度比值的關系曲線Fig. 10 Impact force ratio and fender stiffness ratio curve

圖10給出了有、無橫蕩護舷時，駁船舷側與導管架樁腿之間最大撞擊力的比值與護舷剛度比值的關系。當Nn>1時，說明此時駁船與導管架樁腿之間的撞擊力大于無護舷時的撞擊力，安裝橫蕩護舷裝置達不到緩沖的效果。當Nn、Nb<1時，說明此時駁船與導管架樁腿之間的撞擊力小于無護舷時的撞擊力，安裝橫蕩護舷裝置能夠降低駁船撞擊力，可以達到緩沖的效果。

根據(jù)圖10可以得出以下結論：

1)窄護舷和寬護舷作用時，駁船最大撞擊力隨護舷剛度的變化趨勢一致，隨護舷剛度的增大先增大再減小而后趨于某一穩(wěn)定值，寬護舷作用時變化趨勢更為明顯。

2)窄護舷作用時，當護舷剛度比值0.016 9

3)寬護舷作用時，護舷剛度比值R在所研究的整個范圍內均有Nb<1，說明寬護舷能夠有效地降低駁船撞擊力；當R在0.169左右時，駁船撞擊力達到了最大值，約為不加護舷時的0.8倍；當0.5

4)護舷剛度較小(0.016 9

5)護舷剛度較大(0.209Nb，寬護舷作用時駁船撞擊力在很大程度上小于窄護舷的值，此時使用寬護舷的緩沖效果更為明顯。當R>0.3時，窄護舷時撞擊力超過無護舷時的受力；寬護舷時撞擊力減少且趨于某一穩(wěn)定值。

這是因為與寬護舷相比，窄護舷不能很好地限制駁船的橫向運動，若使用剛度較大的護舷，駁船舷側的橫向運動幅值仍然較大，導致窄護舷的變形較大，已經(jīng)超過了無護舷時導管架的變形，使得窄護舷產生了較大的護舷反力，甚至超過了無護舷時的受力；對于寬護舷來說，護舷剛度較大時，可以更好地限制駁船的橫向位移(由圖9可以看出)，此時寬護舷的變形量大大減小，使得撞擊力減小。

綜上所述，從橫蕩護舷限位和緩沖兩方面綜合分析，可以進一步給出：對于窄護舷來說，護舷剛度比值0.107

5 結 語

通過對某一平臺的浮托安裝進行數(shù)值模擬分析，研究了護舷參數(shù)對橫蕩護舷限位和緩沖性能的影響規(guī)律，其中主要考慮了護舷的尺寸和剛度?？梢缘玫揭韵陆Y論：

1)安裝橫蕩護舷裝置可以有效的減小上部組塊樁尖橫向運動和駁船撞擊力，有利于浮托安裝的順利進行。

2)為了使得橫蕩護舷限位和緩沖性能均能達到較好的效果，在使用窄護舷時，適合選用剛度相對較小的護舷裝置；在使用寬護舷時，適合選用剛度相對較大的護舷裝置。

3)對于本工程實例適合選取護舷剛度比值0.5

因此在海洋平臺浮托安裝過程中，一般需要安裝橫蕩護舷裝置。在浮托安裝選取橫蕩護舷裝置時，應當通過選取合適的護舷參數(shù)，使得護舷的限位和緩沖作用均能達到最佳效果，本數(shù)值模擬分析可為工程實例提供新的設計思路，對實際浮托安裝工程具有重要的參考意義。

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Limitation and buffering performance analysis of swaying fender in float-over installation for offshore platform

LIU Lizhuang, WANG Shuqing, PAN Shenhao

(Ocean University of China, Shandong Provincieal Key Laboratory of Ocean Engineering, Qingdao 266100, China)

P751

A

10.16483/j.issn.1005-9865.2016.06.003

1005-9865(2016)06-0021-09

2015-10-20

山東省科技計劃發(fā)展項目(2013GHY11503)；泰山學者工程資助項目

劉利壯(1989-)，男，山東濟寧人，碩士研究生，從事海洋工程結構物水動力分析。E-mail: lz_liu0911@163.com

王樹青(1975-)，男，山東濱州人，教授，博士生導師，從事海洋工程結構物振動分析、健康檢測、浮體/系泊耦合動力分析以及海洋平臺浮托安裝技術研究。E-mail: shuqing@ouc.edu.cn