1. 引言
随着海洋油气资源的持续开发，导管架平台作为海洋工程的关键基础设施，在我国多个海域得到了广泛应用，本文研究的导管架平台为采用四腿导管架结构的固定式平台，作业水深达100 m，属于中等水深导管架平台。因此，平台的安全运行对保障海上油气资源开采以及推进平台结构相关技术研究具有重要的工程意义。
我国渤海海域的油气开发起步较早，现有导管架平台极限承载能力的研究多集中于浅水或中等水深区域。与渤海相比，东海海域受台风影响更为频繁，风、浪、流等环境荷载的联合作用对平台结构的动力效应更为显著[1]，而渤海平台则主要关注冰荷载的影响[2]。在这一背景下，东海海域导管架平台的结构安全性分析，尤其是其在极端灾害环境下的极限承载能力，成为亟待深入研究的课题。
在既有研究中，吕涛[3]提出了基于振动响应的平台时变极限承载能力分析方法，安振武[4]则发展了基于振动检测数据与有限元模型结合的结构状态评估方法，并在东海某平台中验证了其适用性。这些研究强调了动力响应分析在平台健康监测与安全评估中的重要性。然而，目前针对东海海域导管架平台的静力性能及系统性的极限状态评估研究仍相对有限，尚未形成统一的标准与方法。
鉴于东海海域特有的环境条件，尤其是海生物附着所导致的结构表面粗糙度增加和波浪载荷增大，本研究将重点分析海生物厚度变化对波浪载荷及平台整体力学行为的影响，并将海生物厚度的合理选取纳入极限状态评估体系之中。本文采用非线性连续倒塌分析方法[5]，重点分析了在极端风暴条件下导管架平台的极限承载能力。分析过程中，综合考虑了桩–土非线性相互作用以及长期腐蚀对平台结构性能的耦合影响，以期为东海海域在役导管架平台的安全评估与寿命预测提供理论依据和实用方法。
2. 计算模型
2.1. 平台简介
本文研究对象为四腿导管架平台作业水深106.16米，采用双斜结构(X、Y方向斜率均为1:10)。平台主体为三层甲板，分别为顶部甲板(EL + 32000 mm, 34 m × 52 m)、底部甲板(EL + 24800 mm, 39 m × 50 m)和工作甲板(EL + 19800 mm, 35 m × 16 m)。导管架顶端(EL + 9830 mm)设有四个支撑点，与上部甲板模块腿柱对应。结构底部由布置于四角的12根垂直裙桩(直径2134 mm，壁厚40~55 mm)固定，裙桩打入海床深度达90米。
该导管架区别于传统四腿导管架，该平台无主桩，全部采用垂直裙桩；导管架上部通过四点支撑上部模块，中部核心为四立柱框架，底部由四角共12根裙桩群固定。
2.2. 有限元模型建立
采用专业海洋工程有限元软件SACS进行有限元建模，考虑到桩–土作用力影响，本算例采用API规范推荐的P-Y曲线法，根据东海的土壤特性将土壤划分为19层，使结构模型更加准确可靠。
图1为建立的导管架平台模型。整个导管架平台所采用的材料均为海工高强度钢，弹性模量20,000 KN/cm2，泊松比0.3，密度7850 k/m3，屈服应力355 MPa。东向为平台坐标系X正向。
Figure 1. Jacket-and-gantry-platform model
图1. 导管架平台模型
3. 计算模型与载荷
3.1. 结构载荷
3.1.1. 导管架载荷
导管架部分载荷由以下两部分组成：
1) 导管架重量及浮力(包括海生物重量及受到的浮力)由程序根据导管架的几何参数、材料类型计算生成。考虑到计算模型和实际重量之间的工程误差，对计算机生成的结构重量增加8%的不确定系数。
2) 未建模构件(如走道、牺牲阳极、楼梯等)的重量，经浮力折减后，以14,900 KN的总荷载施加于结构相应节点。
3.1.2. 上部模块载荷
上部模块载荷包括输入计算模型受力构件的自重、未建立模型构件的重量、甲板设备操作重量、甲板活载荷等。具体如下：
(1) 输入计算模型部分上部结构自重，该部分由计算机程序自动生成，与导管架重量生成在同一载荷工况。(2) 未建立模型部分结构重量：7505 KN。(3) 甲板设备载荷：由设备重量、管道重量、装备重量、电气设备重量、设备操作重量、管道操作重量、装备操作重量；共40,575 KN。(4) 甲板活载荷：共11,625 KN。(5) 生活楼载荷：共11,180 KN。
3.2. 环境载荷
3.2.1. 环境载荷设计衡准
环境参数由实地观测获得。计算校核中，正常作业状态采用一年一遇风浪流条件，风暴自存状态采用百年一遇风浪流条件。具体包括以下环境载荷。
3.2.2. 风载荷
风载荷导管架平台水上部分的结构承受的主要载荷，在东海这类易存在台风的海域，风速对平台所受的侧向载荷影响巨大。对各层甲板以上结构和设备的风载荷，本计算定义相应的受风面积和受力节点，由程序自动计算各个方向的受风面积，分配给相应的节点；高度系数和形状系数则由构件截面形状确定，由程序形成风载荷直接作用于构件上。最大风速的选取如表1：
Table 1. Wind speed
表1. 风速
项目 |
风速 |
风暴自存状态(百年一遇) |
54.4 m/s |
作业状态(一年一遇) |
30.1 m/s |
3.2.3. 波浪载荷
基于波浪理论，平台导管架等水下结构属于小尺度圆形构件，适用Morison公式计算波浪力。
式中变量的意义参见API RP 2A [6]。波浪数据见表2。
Table 2. Wave data
表2. 波浪数据
重现期 |
最大波高
|
波浪周期
|
1年 |
13.60 |
11.40s |
100年 |
22.90 |
13.70 |
3.2.4. 流载荷
Morison公式计算波浪力时，波速考虑海流的矢量叠加，假设海流沿水深呈线性分布。在进行结构静强度计算时假设波浪、流各向均匀分布，海流参数见表3。
3.2.5. 海生物
海生物导致水下构件几何尺度和阻力系数、惯性系数增大，使其承受较大的波浪载荷。计算波浪力时考虑海生物的影响：即考虑海生物对水下构件尺度和粗糙度的增加和对阻力系数和惯性系数的影响。根据标准[6]选取系数见表4。
Table 3. Current
表3. 海流
项目 |
作业条件 |
极限条件 |
最大波高 |
13.60 m |
22.90 m |
对应流速 |
1.312 m/s |
1.979 m/s |
Table 4. Drag coefficient and inertia force coefficient
表4. 阻力系数与惯性力系数
系数 |
干净构件 |
附着海生物 |
CD |
0.65 |
1.05 |
CM |
1.60 |
1.20 |
3.2.6. 腐蚀
导管架平台长期服役于海洋环境，其材料在服役过程中势必会出现不同程度的腐蚀与老化，导致极限承载力下降，故需考虑腐蚀影响。本算例导管架于2006年全面投产，其设计飞溅区的高程范围为EL − 3070 mm~EL + 5830 mm，飞溅区的桩腿考虑了7.5 mm的腐蚀余量，飞溅区范围的斜撑考虑3.75 mm的腐蚀余量。根据标准[7]，假定飞溅区平台结构的腐蚀速率为0.5 mm/a，长期浸泡在海水中的结构腐蚀速率为0.3 mm/a。
3.3. 载荷计算工况
由于该导管架平台的不对称性，假设以X负向为0˚方向，依次逆时针旋转45˚得到8个主要方向，从8个主要方向施加上述环境载荷与结构载荷，假设施加载荷时风、浪、流载荷视为同向。
4. 平台极限承载能力计算分析
本算例采用非线性“静态推倒”方法进行极限强度分析。具体流程如下：
初始载荷加载：依次施加平台自重、设备载荷及浮力作用。
环境载荷加载：施加百年一遇台风环境载荷组合。其中，波浪载荷通过自动相位搜索确定产生最大作用力的相位角，进而得出最大基础剪力(即参考载荷)。
推倒分析：在参考载荷基础上递增加载直至平台倒塌。倒塌判据为基础剪力趋于平缓或下降，此时的剪力值用于计算平台强度储备系数(RSR值)。
4.1. 考虑海生物厚度不同条件的平台极限承载能力分析
海生物附着会增大平台自重，同时增加杆件直径及表面粗糙度，增强水动力阻力，导致环境荷载增大。本次计算假设海生物分布符合原始设计值，海生物厚度取值参考API RP 2A-WSD [6]及DNV-RP-C205 [8]中的经验参数。海生物厚度如表5，海生物厚度的放大倍数采用原设计厚度的1倍、1.5倍、2倍、2.5倍、3倍计算。海生物比重根据实测取1.4 MT/m3。
Table 5. Thickness of marine organisms
表5. 海生物厚度
水深(m) |
1倍厚度(cm) |
1.5倍厚度(cm) |
2倍厚度(cm) |
2.5倍厚度(cm) |
3倍厚度(cm) |
0 |
38 |
5 |
7.5 |
10 |
12.5 |
15 |
续表
38 |
40 |
5.8 |
8.7 |
11.6 |
14.5 |
17.4 |
40 |
45 |
5.2 |
7.8 |
10.4 |
13 |
15.6 |
45 |
50 |
4.6 |
6.9 |
9.2 |
11.5 |
13.8 |
50 |
55 |
4.2 |
6.3 |
8.4 |
10.5 |
12.6 |
55 |
60 |
3.7 |
5.55 |
7.4 |
9.25 |
11.1 |
60 |
65 |
3.4 |
5.1 |
6.8 |
8.5 |
10.2 |
65 |
70 |
3 |
4.5 |
6 |
7.5 |
9 |
70 |
75 |
2.7 |
4.05 |
5.4 |
6.75 |
8.1 |
75 |
80 |
2.4 |
3.6 |
4.8 |
6 |
7.2 |
80 |
85 |
2.2 |
3.3 |
4.4 |
5.5 |
6.6 |
85 |
90 |
2 |
3 |
4 |
5 |
6 |
90 |
100 |
1.6 |
2.4 |
3.2 |
4 |
4.8 |
4.2. 分析结果
4.2.1. 杆件UC校核结果
对导管架施加不同方向的环境载荷后，导管架主腿的UC值会随之变化。当从45˚、135˚、225˚、315˚方向施加环境载荷时，由于受环境载荷影响，受压一侧的主腿UC值较其余主腿明显增大，与实际情况相符合。当从45˚方向施加载荷时将会得到最大UC值，如图2。根据API RP 2A-WSD规范，导管架及其附属结构的所有杆件的名义应力应小于结构的容许应力，即UC值小于1。对于极端风暴条件，容许应力可增加1/3，即所有杆件的UC值小于1.33。
Figure 2. 45˚ direction UC value cloud diagram
图2. 45˚方向UC值云图
杆件的最大UC值总结见表6。结果表明，在百年一遇极限状态情况下，导管架的各杆件强度均满足强度要求。但需要注意的是，当环境载荷从45˚方向施加时，由于二、三层主腿的直径变化较大，导致此处局部应力集中，UC值也随之增大。对于这部分杆件可进行适当的加强，如采用贴板、加强环等局部改造措施。
Table 6. Rod UC result
表6. 杆件UC结果
杆件部位 |
界面尺寸 |
最大UC值 |
桩腿 |
Φ1828 × 75 |
1.095 |
斜撑 |
Φ1371 × 19 |
0.828 |
水平层EL (+) 7000 |
Φ508 × 40 |
1.060 |
水平层EL (−) 14000 |
Φ760 × 30 |
1.004 |
水平层EL (−) 38000 |
Φ620 × 30 |
0.924 |
水平层EL (−) 65000 |
Φ760 × 30 |
0.847 |
水平层EL (−) 106000 |
Φ609 × 25 |
0.652 |
4.2.2. 平台的极限承载能力分析
为直观评估海生物厚度对平台极限承载力的影响，现将平台8个方向不同海生物厚度的强度储备系数进行对比。参考CCS的《固定式导管架结构可靠性分析及应用指南》[9]，可接受的最小RSR选取为1.6。
Table 7. Rod UC result
表7. 杆件UC结果
方向 厚度 |
0度 |
45度 |
90度 |
135度 |
180度 |
225度 |
270度 |
315度 |
1倍厚度 |
2.5 |
3 |
2.4 |
2.9 |
2.4 |
2.9 |
2.6 |
2.8 |
1.5倍厚度 |
2.5 |
3 |
2.3 |
2.9 |
2.3 |
2.9 |
2.4 |
2.8 |
2倍厚度 |
2.4 |
2.8 |
2.2 |
2.6 |
2.2 |
2.7 |
2.3 |
2.5 |
2.5倍厚度 |
2.3 |
2.6 |
2.2 |
2.4 |
2.1 |
2.4 |
2.2 |
2.3 |
3倍厚度 |
2.2 |
2.3 |
2.1 |
2.3 |
2.0 |
2.3 |
2.0 |
2.2 |
根据表7，在海生物厚度达到原始厚度3倍时，平台RSR系数达到2.0，相对安全系数(1.6)仍有一定的余量。
5. 结论
(1) 当环境载荷从不同方向作用时，导管架平台的极限承载能力各有差异。从表6数据可见，载荷作用于0˚、90˚、180˚、270˚方向时，平台强度储备系数(RSR)显著低于其他方向，需重点关注。
(2) 随着平台服役时间的延长，海生物厚度的增加在影响波浪载荷中起关键作用，在考虑不同倍数原始海生物厚度的作用后，平台在8个方向上的强度储备系数出现了不同程度的下降，其中在270˚方向作用时，平台强度储备系数的下降更加明显。为保证平台有一点的安全余量，建议平台海生物厚度达到原始设计厚度2倍时进行清理。
(3) 部分杆件需重点关注，可采用适当方法强化结构，保障导管架平台安全生产。
(4) 结果表明，本算例的导管架结构构件尺寸与强度满足规范要求，能承受东海海域在位载荷，符合使用需求。