海洋環(huán)境荷載下半潛式平臺上承房屋鋼框架結構的動力響應特征

李富民，劉永強，趙 婕，郭 震

(中國礦業(yè)大學江蘇省土木工程環(huán)境災變與結構可靠性重點實驗室，江蘇徐州 221008)

0引 言

隨著陸地資源逐漸減少，人們將目光投向了更為廣闊的海洋空間，各類海洋開發(fā)平臺正在快速發(fā)展。半潛式平臺因其水線面小、載重量大的優(yōu)點成為了目前國內外海洋開發(fā)的主流平臺，主要應用于深海資源勘探、油氣生產加工以及火箭發(fā)射等業(yè)務[1]。同時，為了解決人工吹填建島帶來的嚴重環(huán)境破壞問題以及只適宜于近海建造的條件限制問題，采用半潛式平臺代替人工吹填建島模式也將成為未來的發(fā)展趨勢[2]。因此，半潛式平臺的使用功能將不斷增多，從業(yè)人員數(shù)量也將不斷增加，平臺上承生產、生活用房的需求必將日益增多，上承房屋結構的海洋環(huán)境荷載動力響應分析及設計方法研究工作亟需開展。

既有關于半潛式平臺結構的研究工作主要體現(xiàn)在以下兩個方面：

(1)關于平臺自身整體結構極限強度的研究。馮國慶等[3-4]采用直接計算法對平臺結構的總強度進行評估，通過三維水動力理論和設計波法計算了結構在多種工況下的應力響應，對平臺結構總強度進行了校核，并給出了半潛式平臺的設計建議。白艷彬等[5]針對平臺結構總體強度分析，提出了計算工況選取原則及控制總體強度的關鍵因素。Jang等[6]采用有限元方法對半潛式結構的重量優(yōu)化進行研究，開發(fā)了一套內部強度評估系統(tǒng)，根據(jù)結構的屈曲強度對半潛式結構進行優(yōu)化，實現(xiàn)了半潛式結構強度評估過程的全自動化。葉謙等[7]基于半潛式平臺結構整體強度分析方法，采用非線性逐步垮塌分析法建立了不同控制工況下極限承載力模型的功能函數(shù)，提出了串聯(lián)結構體系可靠度計算方法。祁恩榮等[8]采用解析方法和簡化方法對半潛式平臺極限強度進行比較研究，建立了半潛式平臺可靠性計算模型。張大勇等[9]提出了典型半潛式平臺在海冰作用下的主要失效模式和評價方法。饒鑫等[10]通過對平臺自身生活區(qū)橫向、縱向布置的對比分析，得到了生活區(qū)參與平臺總強度的規(guī)律。

(2)關于平臺自身關鍵節(jié)點極限強度的研究。半潛式平臺主體與浮體一般由加勁板結構組成，加勁板在焊接過程中會產生初始變形和殘余應力，在結構承受荷載時造成不利影響。Paik等[11-13]通過試驗和非線性有限元方法研究了考慮結構裂紋影響的板在軸向壓縮或拉伸下的極限強度。Estefen等[14]研究了半潛式平臺一個柱段中的加勁板在屈曲荷載及后屈曲條件下的狀態(tài)，以及不同板缺陷情況對屈曲擴展的影響。Cheon等[15]對半潛式平臺甲板底部加筋板在考慮流固耦合作用下的砰擊壓力進行研究。Huo等[16]提出了一種基于數(shù)值模型重建和外推的支撐結構強度分析方法，通過模型試驗與數(shù)值模擬對考慮波浪沖擊荷載的支撐強度進行研究。張健等[17]對深海半潛式平臺典型構件和節(jié)點在腐蝕損傷下的極限強度進行研究，總結出腐蝕損傷對平臺極限承載力的影響及隨時間的演變規(guī)律。嵇春艷等[18-19]基于逐步破壞分析法和有限元計算方法，提出了一種考慮材料腐蝕、疲勞裂紋等結構損傷的半潛式海洋平臺關鍵結構全壽期極限強度計算方法。

綜上，既有半潛式平臺結構的研究工作主要著眼于平臺整體、關鍵節(jié)點的極限強度方面，而對于平臺上承結構的有關問題研究較少[20]。本文基于深海半潛式平臺上承房屋結構設計建造需求，選取較為適宜的鋼框架結構為對象，對不同高度的鋼框架結構進行極端海洋環(huán)境荷載作用下的動力時程分析；據(jù)此確定適宜的結構高度，然后對適宜結構高度進一步進行陸地8度設防地震和海洋3個等級環(huán)境荷載作用下的動力時程響應分析，通過對比得到海洋環(huán)境荷載作用下平臺上承鋼框架結構的動力響應特征，為海洋平臺上承結構物的設計建造提供參考。由于海洋平臺結構尺度非常大，真正有效的試驗研究難度也就非常大，當前幾乎所有此類研究都還只能采用數(shù)值模擬方法進行，因此，本文也將采用大型通用有限元分析軟件ANSYS與水動力分析軟件AQWA進行分析研究。

1海洋環(huán)境荷載下不同高度上承結構的動力響應模擬分析

在海洋環(huán)境荷載中，風荷載占有一定的比例，海面以上結構物高度對該比例的影響較大[21-22]；另一方面，海洋平臺的豎向穩(wěn)固性相對較差，海洋環(huán)境荷載作用容易引起上下?lián)u動，因而上承結構對自身的重心高度較為敏感。因此，研究海洋環(huán)境荷載作用下上承結構高度對其動力響應特征的影響，繼而找出較為合適的高度作為推薦高度對于海洋平臺上承結構設計非常必要。為此，本文建立3層、6層和9層(分別高9、18、27 m)3個平臺上承鋼框架結構模型進行動力響應有限元模擬研究，結構整體布置如圖1所示。

圖1結構整體布置Fig.1Overall Layout of Structure

1.1結構參數(shù)

1.1.1 平臺主體

半潛式平臺主體采用常規(guī)四立柱雙浮體形式。平臺上部采用箱式甲板結構，水下采用雙浮體結構，甲板與浮體之間采用四立柱進行連接，立柱相互之間通過橫撐進行支撐[23]。各部分材料均采用Q345鋼；平臺主體自重25 000 t，主要幾何參數(shù)如表1所示。

1.1.2 系泊系統(tǒng)

海洋平臺工作的設計水深為1 000 m， 采用張緊式系泊系統(tǒng)設計方案，如圖2所示。系泊系統(tǒng)共采用4組系泊纜沿浮體四角對稱布置，每組系泊纜由3根等長的纜繩組成，每根纜繩與其水平投影的夾角均為40°，中間纜繩的水平投影與X(或Y)軸的夾角為45°，相鄰兩根纜繩之間的空間夾角為5°；每根纜繩的長度為1 490 m，預張力為1 000 kN，系泊纜材料組成及其性能參數(shù)如表2所示。

表1平臺主體幾何參數(shù)Table 1Geometric Parameters of Platform Body

圖2系泊系統(tǒng)布置Fig.2Mooring System Layout

1.1.3 上承結構

上承結構以住宅建筑為依據(jù)，按照陸地《鋼結構設計標準》(GB 50017—2017)[24]《建筑抗震設計規(guī)范》(GB 50011—2010)[25]和《建筑結構荷載規(guī)范》(GB 50009—2012)[26]設計，截面參數(shù)如表3所示。本結構設定抗震類別為丙類，設防烈度為8度，場地類別為Ⅱ類，設計地震分組為第一組。

表2系泊纜材料組成及其性能參數(shù)Table 2Material Composition and Performance Parameters of Mooring Lines

表3上承結構構件截面參數(shù)Table 3Section Parameters of Top Structure Members

3層、6層和9層鋼框架(分別記為S3、S6和S9)的結構平面布置相同，如圖3所示，每層的層高均為3 m。采用PKPM進行結構設計，3個結構所有框架梁的截面均取為相同，而框架柱的截面則按照3個結構各對應樓層層間位移角相近的原則確定；框架柱與框架梁的材料均采用Q345鋼。所有樓板均采用100 mm厚壓型鋼板-混凝土組合板，其中壓型鋼板采用Q345的YX75-200-600開口型壓型鋼板，鋼板厚度為0.75 mm；混凝土采用強度等級為C30的商品混凝土。所有墻體均采用尺寸為600 mm×200 mm×200 mm的蒸壓加氣混凝土砌塊，并沿每層框架縱、橫雙向框架梁方向布置。3個結構的自重分別為620、1 278、2 007 t。

圖3上承鋼框架結構平面布置(單位:mm)Fig.3Plan Layout of Steel Frame Top Structure (Unit:mm)

1.2有限元模型

在ANSYS中建立結構有限元分析模型。平臺主體由甲板、立柱與浮體組成，平臺浮體、甲板與立柱均采用Shell181單元，橫撐采用Pipe59單元。平臺水動力計算模型如圖4所示。

圖4平臺水動力計算有限元模型Fig.4Finite Element Model for Hydrodynamic Calculation of Platform

平臺上承結構的框架柱與框架梁選用Beam188單元，板采用Shell181單元?？蚣芰号c框架柱、樓板與框架梁之間均采用剛接形式連接。上承結構有限元分析模型如圖5所示(以6層框架為例)。

圖5上承結構動力響應分析有限元模型Fig.5Finite Element Model for Dynamic Response Analysis of Top Structure

1.3荷載選取

平臺設計工作水深為1 000 m，海水密度為1 025 kg·m-3，空氣密度為1.29 kg·m-3，重力加速度為9.81 m·s-2。波浪譜采用JONSWAP譜，風譜采用NPD譜，流荷載采用流速的方式進行施加。根據(jù)南海波浪分布圖選取100年一遇的極端海況提取海洋環(huán)境荷載，具體環(huán)境荷載參數(shù)見表4。根據(jù)此荷載，采用波浪、風、流同向的最不利組合工況，在AQWA中對平臺進行水動力計算，獲取每個立柱與海平面交界線的2個外側頂點(4根柱共8個點)的位移時程曲線，進一步在ANSYS中將上述8條位移時程曲線作為荷載施加到4個立柱的8個點上，對平臺進行瞬態(tài)動力學分析。

表4100年一遇極端海況參數(shù)Table 4Extreme Sea State Parameters with 100 Year Return Period

1.4動力時程分析

由于平臺甲板的整體剛度很大，對上承結構的動力響應影響僅限于與鋼柱連接處的局部變形，因而對計算結果影響非常小，尤其對結構的整體響應特征幾乎沒有影響；另一方面，因平臺主體過于巨大，如均采用彈塑性模型進行分析，計算量過大，很難完成有效分析，因而目前常見的水動力分析軟件在計算過程中均須把平臺主體視作剛體進行分析。因此，本文在計算過程中亦將平臺主體假定為剛體，將荷載施加點的位移時程施加到平臺模型上，在ANSYS中進行動力時程分析。

1.4.1 加速度響應

3個不同高度的結構各樓層質點加速度峰值如圖6所示。由圖6可知：結構加速度峰值隨高度的增加近似呈線性增長；S3各樓層的加速度峰值略小于S6和S9各樓層，而S6各樓層的加速度峰值則與S9各樓層基本相當。

圖6極端海況上承結構加速度峰值Fig.6Peak Acceleration of Top Structure Under Extreme Sea State Condition

1.4.2 位移響應

圖7極端海況上承結構最大位移響應Fig.7Maximum Displacement Response of Top Structure Under Extreme Sea State Condition

極端海況下，上承結構各樓層的最大層間位移角以及各樓蓋的最大相對側移如圖7所示。其中樓蓋的最大相對側移是指，以迎浪方向一個角柱的柱底作為參考點，該角柱與每層梁板的交點作為考察點，考察點與參考點在橫向的最大相對位移。顯然，考慮到極端海況下平臺會產生大幅度的搖動，這里定義的層間位移角和相對側移不僅包含了變形引起的位移，也包含了剛體轉動引起的位移。另外，這里定義的層間位移角和相對側移都是作用時段的最大值，并不具有時間對應性，因而相對側移與層間位移角之間并無直接關聯(lián)。由圖7可知：

(1)上承結構各樓層的最大層間位移角分布較為復雜。S3的最大層間位移角在第1層最大，第2層和第3層基本相當；S6的最大層間位移角從第1層至第3層逐漸增加，在第4層突然減小至最小值，然后再增加至與第1、2層大致相當?shù)乃?，總體曲線接近于S形；S9的最大層間位移角在第1層最大，然后逐漸減小，至第4層時達到最小值，之后從第4層到第6層又不斷增加，最后從第6層到第9層又基本保持不變，總體曲線接近于C形。上述最大層間位移角的復雜分布主要是由于海浪、海流、海風共同組合而成的海洋環(huán)境作用比較復雜、組合的隨機性較大等因素造成的。相比而言，S3與S6最大層間位移角的水平總體相差不大，而S9的最大層間位移角則明顯大于S3與S6的。

(2)上承結構各層樓蓋最大相對側移分布相對簡單，3個結構都隨高度的增加而近似呈線性增大。相比而言，S3與S6前三層的樓蓋最大相對側移較為接近，而S9的樓蓋最大相對側移則明顯大于S3和S6對應樓蓋處的。

1.5適合高度建議

由第1.4節(jié)結構動力響應分析結果可知，在相同極端海況作用下，盡管不同高度結構對應樓層質點的最大加速度總體相差不大，但樓層最大層間位移角及樓蓋最大相對側移卻存在明顯差別，這種差別主要體現(xiàn)在9層結構與6層及3層結構上，即6層和3層結構的樓層最大層間位移角及樓蓋最大相對側移總體較為接近，但卻均明顯小于9層結構的。這表明，當結構高度大于6層時，就有可能帶來結構動力響應的加速增大，因此，本文建議平臺上承結構高度不宜超過6層，且以6層為相對適宜高度。

2海洋環(huán)境荷載與地震作用下上承結構動力響應特征對比分析

根據(jù)第1.5節(jié)的建議，現(xiàn)選取第1.1節(jié)所設定的6層鋼框架結構作為基本結構模型，然后分別將其置于兩種工況下進行動力響應分析，一種工況是將其固定于半潛式海洋平臺上經受海洋環(huán)境荷載作用，另一種是將其固定在陸地地面上經受地震作用。鋼框架及海洋平臺的有限元模型仍與第1.2節(jié)的相同。

2.1荷載選取

2.1.1 海洋環(huán)境荷載

仍然采用第1.3節(jié)中的海洋基本參數(shù)設置，在此基礎上，考慮海洋環(huán)境荷載水平常以有義波高來反映，這里選取有義波高差值在6 m左右的三級海洋環(huán)境荷載進行分析，這三級荷載所對應的重現(xiàn)期分別為1 d、4個月和100年，荷載具體參數(shù)見表5。

2.1.2 地震波的選取

基于《建筑抗震設計規(guī)范》(GB 50011—2010)，根據(jù)工程場地類別為Ⅱ類、設計地震分組為第一組、抗震設防烈度為8度(0.2g，g為重力加速度)確定地震規(guī)范設計譜，進而根據(jù)規(guī)范設計譜各設計一條8度多遇及8度罕遇人工波，如圖8(a)、(d)所示；同時，根據(jù)頻譜特性、有效峰值和持續(xù)時間等參數(shù)相近的原則，在太平洋地震研究中心強震記錄數(shù)據(jù)庫中各選擇兩條與8度多遇及8度罕遇人工波相近的實際記錄地震波(天然波)，其中Friuli_Italy波和Mammoth Lakes波是與8度多遇人工波相近的天然波，Imperial Valley波和San Fernando波是與8度罕遇人工波相近的天然波，如圖8(b)、(c)、(e)、(f)所示。荷載施加方向與海洋環(huán)境荷載方向相同。

表5海洋環(huán)境荷載參數(shù)Table 5Ocean Environmental Load Parameters

2.2動力時程分析

2.2.1 水平加速度響應

上承結構在3個級別的海洋環(huán)境荷載、3個8度多遇地震以及3個8度罕遇地震作用下，每個樓層質點的水平加速度峰值如圖9所示。

由圖9可知：

圖8地震波加速度時程曲線Fig.8Time-history Curves of Seismic Acceleration

圖9結構水平加速度峰值Fig.9Horizontal Peak Acceleration of Structure

(1)3個級別海洋環(huán)境荷載作用下上承結構的加速度峰值隨高度的增加近似呈線性增長，且隨荷載級別的增加，結構加速度峰值也在增大；3個8度罕遇地震作用下上承結構的加速度峰值隨高度的增加總體上也接近線性增長，只是第5、6兩層稍有偏離；3個8度多遇地震作用下上承結構的加速度峰值隨高度的增加呈非線性變化趨勢，尤其在第4、5層還出現(xiàn)了下降，到第6層又增長。

(2)海洋環(huán)境荷載作用下上承結構的加速度峰值全面小于8度罕遇地震作用下上承結構的加速度峰值，其中最大的100年一遇海洋環(huán)境荷載引起的加速度峰值不及最大的8度罕遇人工地震波引起的加速度峰值的一半；另一方面，海洋環(huán)境荷載引起的加速度峰值總體上也小于8度多遇地震引起的加速度峰值，但其中最大的100年一遇海洋環(huán)境荷載引起的加速度峰值在第4、5、6三層部分超過8度多遇地震引起的加速度峰值。

2.2.2 角加速度響應

與地震作用相比，海洋環(huán)境荷載作用下結構呈更為顯著的六自由度運動，且平面外的運動對結構的影響較大，故這里對結構平面外運動進行探究，提取上承結構繞圖3所示A軸轉動的角加速度，如圖10所示。

圖10海洋環(huán)境荷載下平臺上承結構角加速度時程曲線Fig.10Time-history Curves of Angular Acceleration of Top Structure Under Ocean Environmental Load

由圖10可知：隨荷載級別的增加，角加速度的峰值也在增大，但從1 d到4個月重現(xiàn)期的增大非常顯著，而從4個月到100年重現(xiàn)期的增大則相對較小。原因在于：當海洋環(huán)境荷載較小時，結構搖動平衡主要依賴結構-水系統(tǒng)自身的回復力，此時荷載的增加會引起搖動響應的顯著增大；然而，當海洋環(huán)境荷載較大以后，結構搖動平衡轉為主要依賴系泊系統(tǒng)提供的回復力，鑒于系泊系統(tǒng)可提供較大剛度的約束，此時荷載的增加就不再會引起搖動響應的顯著增大。

2.2.3 位移響應

圖11、12分別為3個級別海洋環(huán)境荷載與3個8度多遇地震、3個8度罕遇地震作用下，每個樓層的最大層間位移角及每層樓蓋的最大相對側移。由圖11、12可知：

(1)關于上承結構各樓層最大層間位移角的分布，在海洋環(huán)境荷載作用下，除了100年一遇極端海況下呈較復雜的S形之外，1 d和4個月一遇海況下均呈近似的鉛垂直線形分布；在8 度多遇地震作用下，最大層間位移角的最小值均出現(xiàn)在第1層，最大值出現(xiàn)在第2層(Friuli_Italy波和Mammoth Lakes波)或第3層(人工波)，第2層(或第3層)往上逐漸小幅減小；在8度罕遇地震作用下，最大值均出現(xiàn)在第2層，第2層往上逐漸以較大幅度減小。

圖118度多遇地震及海洋環(huán)境荷載下結構位移響應Fig.11Displacement Response of Structure Under 8 Degree Frequent Earthquake and Ocean Environmental Load

圖128度罕遇地震及海洋環(huán)境荷載下結構位移響應Fig.12Displacement Response of Structure Under 8 Degree Rare Earthquake and Marine Environmental Load

(2)關于上承結構各樓層最大層間位移角的大小關系，4個月一遇海況下與8度多遇地震下各樓層的最大層間位移角大小總體基本相當，而1 d和100年一遇海況下各樓層的最大層間位移角總體上分別小于和大于8度多遇地震下各樓層的最大層間位移角；另一方面，3種海況下各樓層的最大層間位移角總體上明顯小于8度罕遇地震下各樓層的最大層間位移角，只有100年一遇海況下第6層的最大層間位移角全面大于3個8度罕遇地震下第6層的最大層間位移角。

(3)關于上承結構各層樓蓋最大相對側移的分布，3種海況下及8度多遇地震下都隨高度的增加近似呈線性增大，而8度罕遇地震下則呈非線性增大，即從第1層到第2層增大較快，從第2層往上增大越來越慢。

(4)關于上承結構各層樓蓋最大相對側移的大小關系，4個月一遇海況下與8度多遇地震下各層樓蓋最大相對側移大小總體基本相當，1 d一遇海況下各層樓蓋最大相對側移全面顯著小于8度多遇地震下各層樓蓋最大相對側移，100年一遇海況下各層樓蓋最大相對側移全面略大于8度多遇地震下各層樓蓋最大相對側移；另一方面，3種海況下各層樓蓋最大相對側移總體上明顯小于8度罕遇地震下各層樓蓋最大相對側移。

3結語

(1)在100年一遇海洋環(huán)境荷載作用下，6層(高18 m)與6層以下高度的上承結構各層的動力響應水平都相對較小且相互之間的差距也不大；高于6層以后，結構的動力響應水平因海風及結構傾斜影響過大而比6層結構的有顯著增大。因此，海洋平臺上承房屋鋼框架結構的高度不宜超過6層(高18 m)。

(2)6層房屋鋼框架結構的最大層間位移角當在陸地上經受8度抗震設防烈度多遇與罕遇地震作用時，自下而上呈先增加后減小的發(fā)展趨勢，最大值基本都出現(xiàn)在第2層；當在平臺上經受1 d、4個月和100年一遇海洋環(huán)境荷載作用時，自下而上總體上基本相等，近似呈鉛垂直線形分布，只是100年一遇作用時略有偏離，接近較弱的S形。

(3)6層房屋鋼框架結構的最大相對側移當在平臺上經受1 d、4個月和100年一遇海洋環(huán)境荷載作用時以及在陸地上經受8度抗震設防烈度多遇地震作用時，都隨高度的增加近似呈線性增大，但在陸地上經受8度抗震設防烈度罕遇地震作用時，則隨高度的增加而呈非線性增大，即從第1層到第2層增大較快，從第2層往上增大越來越慢。

(4)平臺支承海洋環(huán)境作用與陸地支承地震作用兩種條件下6層房屋鋼框架結構的動力響應在4個月一遇海況下與8度多遇地震下的響應水平總體基本相當，而1 d、4個月及100年一遇海況下的響應水平總體上明顯小于8度罕遇地震下的響應水平。

(5)由于海洋平臺結構尺度非常大，真正有效的試驗驗證很難實現(xiàn)，因此，本文只做了數(shù)值模擬研究，其結果僅具參考價值。