導管架平臺拆除過程穩(wěn)定性及影響因素分析

孫樹峰，呂 濤, 2，陳國明，孫久洋，宋玉東，何 睿

(1. 中國石油大學 海洋油氣裝備與安全技術研究中心，山東 青島 266580; 2. 山東海洋工程裝備研究院有限公司，山東 青島 266000)

海上油氣行業(yè)一直著眼于海上平臺的設計、建造、作業(yè)安全評估，對于退役階段的平臺很少關注。伴隨服役地區(qū)油氣資源枯竭或者平臺壽命到達服役極限的現(xiàn)象，海上油氣平臺棄置成為所有海上油氣田企業(yè)不得不面臨的問題[1-2]。以英國北海為例，1970年至2000年期間，北海地區(qū)出現(xiàn)了大規(guī)模的新建海上油氣平臺，其中相當一部分為固定式導管架平臺，目前這些平臺基本達到服役年限[3]。根據(jù)國際法規(guī)，對于已經(jīng)達到使用年限的海上導管架設施需要進行重利用或者拆除處理[4]。導管架是樁基固定平臺的重要承載部分，擁有復雜的空間結構，拆除過程中一旦發(fā)生危險，將會造成巨大災難，因此開展拆除過程中導管架平臺穩(wěn)定性分析成為新興的議題。

導管架平臺結構拆除前以及拆除過程中的結構剩余承載能力的定量評估是分析拆除流程安全的關鍵。林紅等[5]針對導管架平臺結構承載能力退化現(xiàn)象，提出一種動態(tài)魯棒性評估指標；吳慶金等[6]對導管架進行推覆分析，得到各構件重要性指標；朱本瑞等[7]通過分析平臺結構極限狀態(tài)及剩余強度儲備比，對導管架平臺連續(xù)倒塌魯棒性進行了評估。然而，現(xiàn)有研究主要針對完整平臺開展結構力學分析，而拆除分析大多針對導管架平臺局部結構或單個構件，缺乏對拆除過程中導管架整體動力響應的分析。

導管架平臺拆除過程中作業(yè)區(qū)間的劃分關系到拆除安全性、作業(yè)效率，Na等[8]針對導管架拆除過程中可能遇到的問題進行了分析，并論證了海上平臺退役方案；李美求等[9-10]探討了廢棄樁基平臺拆除工程的方案選擇以及導管架的拆除方法；許杰等[11]提出并研究了采用浮吊整體拆除隔水導管技術的可行性；Velazquez等[12]針對海上油氣平臺拆除過程中技術、方法進行了探討，提出將平臺回收后用作其他開發(fā)方案；Fowler等[13]考慮環(huán)境、社會和經(jīng)濟效益因素，提出一種多標準決策分析方法(MA)，用于評估海上油氣平臺退役后拆除方案?，F(xiàn)有拆除方案大多針對拆除方案選擇、技術可行性進行分析，尚未形成拆除作業(yè)安全評價方法。

因此，提出導管架平臺拆除作業(yè)安全指標，參照鋼結構破壞狀態(tài)建立拆除作業(yè)評價準則，給出階段性作業(yè)指導意見；同時，從導管架平臺頂點的時變特性、整體的應力變化及失效模式特點出發(fā)，研究拆除過程中平臺力學性能和關鍵作業(yè)參數(shù)及影響規(guī)律，相關成果可為導管架平臺拆除作業(yè)提供參考。

1 導管架平臺穩(wěn)定性計算方法及評估指標

1.1 導管架平臺拆除數(shù)值分析模型

對導管架平臺拆除過程動力學分析時，需要同時考慮波浪和海流載荷作用對平臺的影響。導管架平臺結構尺寸與入射波相比尺度較小，波浪對于此類小尺度結構物的作用主要為黏滯效應和附加質(zhì)量效應，可采用 Morision 方程進行計算：

(1)

導管架平臺拆除過程中的穩(wěn)定性問題從屬于第二類穩(wěn)定計算理論范圍，而鋼結構第二類穩(wěn)定性分析屬于非線性極值計算問題[14]。導管架構件為細長桿，失穩(wěn)一般發(fā)生在結構的彈性范圍之內(nèi)，可用勢能原理求解此類彈性結構穩(wěn)定問題：

(2)

V=U-W

(3)

式中：V為系統(tǒng)整體勢能，J；U為應變能，J；W為系統(tǒng)變形過程中外部載荷做的功，J；δ為系統(tǒng)的位移，m。應變能U在計算過程中可以分為線性和非線性兩部分，由此上述公式可轉變?yōu)椋?/p>

(4)

式中：K0為線性剛度矩陣，KNL為非線性剛度矩陣?？紤]到導管架平臺的幾何和材料雙重非線性影響的穩(wěn)定性分析方程為：

(K0S+Kσ+K0L){δ}={P}

(5)

式中：K0S為小位移彈性剛度矩陣；K0L為大位移彈性剛度矩陣；Kσ為幾何剛度矩陣。第二類穩(wěn)定問題計算的本質(zhì)是求解結構的荷載-位移曲線，導管架平臺拆除過程中的載荷主要來源于環(huán)境載荷與自身重力載荷，按荷載增量法求解的過程可歸結為對式(5)的求解。

1.2 拆除作業(yè)安全評估指標

導管架平臺拆除作業(yè)安全指標與結構的位移、應力、剩余承載能力變化密切相關，表征平臺結構破壞指數(shù)以及剩余穩(wěn)定性能。如何定義拆除過程中穩(wěn)定性指標，是導管架平臺拆除作業(yè)安全評估的關鍵問題。導管架平臺作為大型鋼結構框架，可以參考規(guī)范中對于鋼結構建筑結構安全性能指標的規(guī)定[15-17]，各國鋼結構設計標準中均采用彈塑性層間位移角限值來保證結構在罕遇地震作用下的穩(wěn)定性要求。因此，參照在地震領域已經(jīng)較為成熟運用的抗震設防體系，借鑒建筑抗震設計規(guī)范中鋼結構破壞評價方法[18-19]，利用變形指數(shù)θ作為拆除作業(yè)安全評估指標：

(6)

式中：xi為拆除i個構件后平臺的頂點位移，m；xd為平臺頂點的極限位移，m；α為非線性組合系數(shù)，混凝土結構取值為1，鋼結構取值為2，文中取2。

基于作業(yè)安全評估指標評估拆除作業(yè)的準則為：當θ<1時，拆除過程中導管架平臺不會發(fā)生倒塌事故；否則結構自身已無法保持平臺穩(wěn)定，即，拆除作業(yè)需要在外部支撐設施輔助下進行。

采用Pushover方法確定的導管架平臺極限承載能力曲線可以劃分成三個階段：線彈性響應、彈塑性響應和倒塌響應[20]。而在我國建筑抗震設計規(guī)范中，構件破壞狀態(tài)被劃分為基本完好、輕微破壞、中等破壞、嚴重破壞和倒塌五個破壞狀態(tài)。鑒于此，根據(jù)結構破壞狀態(tài)，將導管架平臺拆除作業(yè)過程劃分為正常作業(yè)、可以作業(yè)、預警作業(yè)、吊裝作業(yè)四個階段?；诓鸪鳂I(yè)階段，需定量化描述各階段間的極限狀態(tài)，同時應定義相應的作業(yè)安全評估指標。在此結合文獻[18]，建立基于變形指數(shù)θ的拆除作業(yè)評價準則，如表1所示。

表1 拆除作業(yè)安全評估指標Tab. 1 Safety evaluation index of demolition operation

2 導管架平臺拆除過程穩(wěn)定性分析

2.1 平臺有限元模型建立

以南海某一導管架平臺為例，導管架平臺設計水深107 m，導管架結構分為7層，4根樁管成雙斜對稱結構，WA和WB面為X 型結構，W1和W2面為 K 型結構，平臺樁腿入泥深度為99.75 m，采用4裙12腿安裝在海底。假設導管架平臺的上部組塊已經(jīng)拆除，建立整體結構如圖1所示。選用 PIPE288 和 PIPE20 作為導管架和樁腿屬性單元，PIPE288 單元可以通過設置管內(nèi)無壓力進行模擬導管架所受浮力，樁-土相互作用通過非線性 COMBIN39 模擬，彈簧屬性通過平臺海底土層地質(zhì)參數(shù)定義。

由于導管架平臺為對稱結構，根據(jù)結構力學理論，為保證拆除過程中構件受力均勻，拆除順序采用對角切割原則。在此基礎上，主樁腿作為導管架平臺主要承載構件，最后進行切割。該平臺體積較大，采用分段拆除策略，由水下第4和5層中部進行模擬拆除，對結構進行平面展開并將構件切割順序編號如圖2所示。

圖1 導管架結構模型Fig. 1 Jacket structure model

圖2 平臺側面展開圖及構件編號Fig. 2 Flank figure of platform and number of members

2.2 環(huán)境工況設計

考慮到導管架平臺拆除作業(yè)安全以及防范事故要求，根據(jù)海洋環(huán)境調(diào)查數(shù)據(jù)，選取重現(xiàn)期為10年的環(huán)境載荷作為拆除工況進行研究，分析拆除過程中整體力學響應，對應的環(huán)境參數(shù)如表2所示。

表2 環(huán)境載荷Tab. 2 Environmental load

圖3 載荷作用方向Fig. 3 Load direction

導管架平臺拆除作業(yè)過程中，環(huán)境載荷方向隨機性較大，因此針對8個載荷作用方向進行分析，如圖3所示。由于平臺結構對稱，拆除構件順序與載荷方向可以相互轉換，因此，只需要針對315°～90°方向內(nèi)載荷進行分析。

2.3 拆除過程結構力學特征

基于上述理論及數(shù)據(jù)，按照構件編號依次模擬導管架平臺拆除過程。如圖4所示，提取0°載荷方向平臺頂點位移和應力說明拆除過程中的結構力學特征。由分析結果可知，平臺應力有三次突變，分別為斜撐3、斜撐4、主樁腿7拆除之后，其中斜撐3拆除后平臺頂點位移基本不變，表明導管架平臺處于“線彈性階段”，此時可以正常進行拆除作業(yè)。全部斜撐拆除后，平臺中構件最大應力上升至106 MPa，頂點位移升至0.12 m，由作業(yè)安全評估指標可知導管架此時具有較高穩(wěn)定性能，可以進行正常拆除作業(yè)，這是因為導管架平臺斜撐起輔助支撐作用，承載較小，發(fā)生破壞、拆除之后對整體影響程度較低。當主樁腿7拆除后，平臺應力和頂點位移同時發(fā)生突變，最大應力為140 MPa，最大頂點位移0.16 m，應力最大構件發(fā)生輕微破壞，而導管架平臺仍具有較高穩(wěn)定性能，此時處于可以拆除作業(yè)階段。分析結果原因：導管架平臺拆除前上部組塊已經(jīng)移除，致使平臺自身具有較強穩(wěn)定能力；選取的作業(yè)工況遠小于設計環(huán)境載荷重現(xiàn)期，平臺魯棒性高。當?shù)诙l主樁腿8拆除后，平臺發(fā)生倒塌，作業(yè)階段直接轉入吊裝作業(yè)，因此需在主樁腿7拆除后發(fā)布預警，完成吊裝。

進一步提取導管架平臺在0°載荷方向上的頂點時程位移，如圖5所示。完整狀態(tài)下導管架平臺頂點位移振蕩極值為0.083 m，當拆除一條主樁腿后，頂點位移振蕩極值為0.199 m。頂點位移呈現(xiàn)周期性的正弦波動，伴隨導管架平臺構件逐步拆除頂點位移顯著增大，繼續(xù)拆除構件將導致平臺塑性變形越來越大，直至發(fā)生倒塌事故，這是主要因為隨著導管架平臺構件拆除，結構抵抗環(huán)境載荷能力以及自身穩(wěn)定性變?nèi)?，導管架平臺吸收的環(huán)境載荷能量無法消散，導致平臺結構內(nèi)能不斷增加，最終發(fā)生嚴重塑性變形。

圖4 0°方向平臺應力和頂點位移曲線Fig. 4 U-V curve of platform in 0°

圖5 平臺頂點位移時程曲線Fig. 5 Time history curve of platform top displacement

分別提取0°載荷作用下導管架平臺不同拆除階段導管架結構塑性應變分布，如圖6所示。由應變分布圖可知，完整導管架結構中部管節(jié)點處應力最大，首先發(fā)生塑性變形，如圖6(a)所示橢圓范圍；隨著構件的逐步拆除致使導管架重力重新分配，直到全部斜撐以及一條主樁腿拆除完畢，主樁腿節(jié)點下方成為導管架最大應力處，如圖6(b)所示橢圓范圍；當導管架平臺對角主樁腿拆除后，結構整體產(chǎn)生較大塑性變形發(fā)生倒塌，來浪方向相鄰主樁腿第4層下部產(chǎn)生應力極值，如圖6(c)所示橢圓范圍。對比導管架結構拆除過程失效路徑可知，主樁腿為整體主要承載結構，拆除部分主樁腿后導管架平臺還未倒塌，但已處于危險作業(yè)狀態(tài)，因而在作業(yè)過程中應對結構進行浮拖或者吊裝處理，防止拆除過程中導管架平臺發(fā)生連續(xù)倒塌。

圖6 不同拆除階段導管架結構塑性應變分布Fig. 6 Plastic strain distribution of jacket structure in different demolition stages

3 拆除過程穩(wěn)定性影響因素研究

導管架平臺拆除過程中結構穩(wěn)定性受到環(huán)境載荷、自身結構等多因素影響。由上述分析結果可知不同拆除階段導管架穩(wěn)定性差別顯著；另外，考慮到環(huán)境載荷的動態(tài)效應，環(huán)境載荷大小也會比較明顯的影響導管架平臺拆除過程中穩(wěn)定性結果。因此，選取導管架平臺拆除過程中來浪方向和環(huán)境載荷大小兩個參數(shù)進行分析。

3.1 來浪方向?qū)Σ鸪^程穩(wěn)定性影響

圖7給出了本實例在315°～90°方向內(nèi)不同拆除階段的分析結果。由圖7(a)可以看出導管架平臺拆除過程中頂點振蕩位置發(fā)生兩次顯著增大，分別位于垂直來浪面斜撐(構件1～4)全部拆除和主樁腿7拆除后，前者最大值發(fā)生在來浪方向為0°時，頂點位移由0.081 m增加至0.116 m，后者最大值發(fā)生來浪方向為315°時，頂點位移由0.111 m增加至0.204 m，說明 X 面結構抵抗環(huán)境載荷性能優(yōu)于 K 面結構。由圖7(b)可以看出導管架平臺應力同樣在全部斜撐和主樁腿7拆除后突變，拆除主樁腿7后導管架平臺最大應力為156 MPa。分析可知，不同來浪方向會影響拆除過程穩(wěn)定性，垂直來浪方向面上的斜撐拆除后對結構影響明顯；主樁腿拆除是造成導管架平臺失穩(wěn)的主要因素，斜撐結構拆除過程中導管架平臺都有較高的穩(wěn)定性。對于本實例，主樁腿7應在來浪方向為0°時進行拆除，此時平臺應力取得最小值140 MPa，頂點位移為0.162 m。

圖7 來浪方向?qū)ζ脚_拆除影響分析Fig. 7 Impact analysis of the waves direction in this paper

3.2 環(huán)境載荷大小對拆除過程穩(wěn)定性影響

圖8給出了本實例在不同環(huán)境載荷作用下，頂點位移和平臺應力隨拆除階段(選取四個階段)的變化關系。由圖8(a)可以看出環(huán)境載荷重現(xiàn)期對拆除過程中導管架平臺頂點位移影響顯著，頂點位移呈現(xiàn)線性增加。隨著環(huán)境載荷重現(xiàn)期變化，完整狀態(tài)下導管架平臺頂點位移由0.025m上升至0.079 m，拆除一條主樁腿的平臺頂點位移由0.074 m上升至0.214 m，從2 a到 25 a環(huán)境載荷對導管架平臺頂點位移“放大”3倍左右。由圖8(b)所示，導管架平臺應力對環(huán)境載荷變化更加敏感，2 a工況下時，完整狀態(tài)與拆除一條主樁腿后平臺應力分別為35.3 MPa、47.7 MPa；25 a工況時，兩個狀態(tài)平臺應力分別上升至66.4 MPa、180 MPa，“放大”倍數(shù)由1.35增至2.77。取工作環(huán)境及施工條件下材料許用應力系數(shù)為0.6，結合鋼結構腐蝕三折線應力-應變關系模型，假設導管架平臺已服役25年，得到本文分析實例拆除過程中平臺應力臨界值為165 MPa。對于本實例，建議導管架平臺在十年一遇的環(huán)境載荷范圍內(nèi)進行拆除，拆除至一條主樁腿后需要增加外部浮拖或者吊裝設施，以保證后續(xù)拆除作業(yè)在安全范圍內(nèi)進行。

圖8 環(huán)境載荷對平臺拆除影響分析Fig. 8 Impact analysis of environmental load in this paper

4 結 語

1)針對導管架平臺拆除作業(yè)中的整體穩(wěn)定性問題，建立拆除作業(yè)安全評估指標，將拆除作業(yè)過程劃分為四個階段，并給出相應的作業(yè)指導意見，該評估指標能夠為保障設備穩(wěn)定作業(yè)和人員安全提供參考。

2)導管架斜撐拆除過程對于平臺穩(wěn)定性影響程度較小，為正常作業(yè)以及可以作業(yè)階段；導管架平臺拆除主樁腿后結構不再“安全”，拆除過程需要引入外部吊裝設施，實施吊裝拆除作業(yè)。

3)導管架平臺結構是決定拆除作業(yè)的內(nèi)部因素，拆除作業(yè)前期建議優(yōu)先拆除結構中重要程度低的構件；來浪方向?qū)π睋尾鸪^程影響顯著，垂直來浪方向面上的斜撐拆除后導管架平臺頂點振幅明顯；拆除構件越多，環(huán)境載荷對導管架平臺頂點位移和平臺應力放大效應越明顯。