导管架平台拆除过程稳定性及影响因素分析

2020-04-10孙树峰陈国明孙久洋宋玉东

海洋工程 2020年1期

孙树峰，吕涛, 2，陈国明，孙久洋，宋玉东，何睿

(1. 中国石油大学海洋油气装备与安全技术研究中心，山东青岛 266580; 2. 山东海洋工程装备研究院有限公司，山东青岛 266000)

海上油气行业一直着眼于海上平台的设计、建造、作业安全评估，对于退役阶段的平台很少关注。伴随服役地区油气资源枯竭或者平台寿命到达服役极限的现象，海上油气平台弃置成为所有海上油气田企业不得不面临的问题[1-2]。以英国北海为例，1970年至2000年期间，北海地区出现了大规模的新建海上油气平台，其中相当一部分为固定式导管架平台，目前这些平台基本达到服役年限[3]。根据国际法规，对于已经达到使用年限的海上导管架设施需要进行重利用或者拆除处理[4]。导管架是桩基固定平台的重要承载部分，拥有复杂的空间结构，拆除过程中一旦发生危险，将会造成巨大灾难，因此开展拆除过程中导管架平台稳定性分析成为新兴的议题。

导管架平台结构拆除前以及拆除过程中的结构剩余承载能力的定量评估是分析拆除流程安全的关键。林红等[5]针对导管架平台结构承载能力退化现象，提出一种动态鲁棒性评估指标；吴庆金等[6]对导管架进行推覆分析，得到各构件重要性指标；朱本瑞等[7]通过分析平台结构极限状态及剩余强度储备比，对导管架平台连续倒塌鲁棒性进行了评估。然而，现有研究主要针对完整平台开展结构力学分析，而拆除分析大多针对导管架平台局部结构或单个构件，缺乏对拆除过程中导管架整体动力响应的分析。

导管架平台拆除过程中作业区间的划分关系到拆除安全性、作业效率，Na等[8]针对导管架拆除过程中可能遇到的问题进行了分析，并论证了海上平台退役方案；李美求等[9-10]探讨了废弃桩基平台拆除工程的方案选择以及导管架的拆除方法；许杰等[11]提出并研究了采用浮吊整体拆除隔水导管技术的可行性；Velazquez等[12]针对海上油气平台拆除过程中技术、方法进行了探讨，提出将平台回收后用作其他开发方案；Fowler等[13]考虑环境、社会和经济效益因素，提出一种多标准决策分析方法(MA)，用于评估海上油气平台退役后拆除方案。现有拆除方案大多针对拆除方案选择、技术可行性进行分析，尚未形成拆除作业安全评价方法。

因此，提出导管架平台拆除作业安全指标，参照钢结构破坏状态建立拆除作业评价准则，给出阶段性作业指导意见；同时，从导管架平台顶点的时变特性、整体的应力变化及失效模式特点出发，研究拆除过程中平台力学性能和关键作业参数及影响规律，相关成果可为导管架平台拆除作业提供参考。

1 导管架平台稳定性计算方法及评估指标

1.1 导管架平台拆除数值分析模型

对导管架平台拆除过程动力学分析时，需要同时考虑波浪和海流载荷作用对平台的影响。导管架平台结构尺寸与入射波相比尺度较小，波浪对于此类小尺度结构物的作用主要为黏滞效应和附加质量效应，可采用 Morision 方程进行计算：

(1)

导管架平台拆除过程中的稳定性问题从属于第二类稳定计算理论范围，而钢结构第二类稳定性分析属于非线性极值计算问题[14]。导管架构件为细长杆，失稳一般发生在结构的弹性范围之内，可用势能原理求解此类弹性结构稳定问题：

(2)

V=U-W

(3)

式中：V为系统整体势能，J；U为应变能，J；W为系统变形过程中外部载荷做的功，J；δ为系统的位移，m。应变能U在计算过程中可以分为线性和非线性两部分，由此上述公式可转变为：

(4)

式中：K0为线性刚度矩阵，KNL为非线性刚度矩阵。考虑到导管架平台的几何和材料双重非线性影响的稳定性分析方程为：

(K0S+Kσ+K0L){δ}={P}

(5)

式中：K0S为小位移弹性刚度矩阵；K0L为大位移弹性刚度矩阵；Kσ为几何刚度矩阵。第二类稳定问题计算的本质是求解结构的荷载-位移曲线，导管架平台拆除过程中的载荷主要来源于环境载荷与自身重力载荷，按荷载增量法求解的过程可归结为对式(5)的求解。

1.2 拆除作业安全评估指标

导管架平台拆除作业安全指标与结构的位移、应力、剩余承载能力变化密切相关，表征平台结构破坏指数以及剩余稳定性能。如何定义拆除过程中稳定性指标，是导管架平台拆除作业安全评估的关键问题。导管架平台作为大型钢结构框架，可以参考规范中对于钢结构建筑结构安全性能指标的规定[15-17]，各国钢结构设计标准中均采用弹塑性层间位移角限值来保证结构在罕遇地震作用下的稳定性要求。因此，参照在地震领域已经较为成熟运用的抗震设防体系，借鉴建筑抗震设计规范中钢结构破坏评价方法[18-19]，利用变形指数θ作为拆除作业安全评估指标：

(6)

式中：xi为拆除i个构件后平台的顶点位移，m；xd为平台顶点的极限位移，m；α为非线性组合系数，混凝土结构取值为1，钢结构取值为2，文中取2。

基于作业安全评估指标评估拆除作业的准则为：当θ<1时，拆除过程中导管架平台不会发生倒塌事故；否则结构自身已无法保持平台稳定，即，拆除作业需要在外部支撑设施辅助下进行。

采用Pushover方法确定的导管架平台极限承载能力曲线可以划分成三个阶段：线弹性响应、弹塑性响应和倒塌响应[20]。而在我国建筑抗震设计规范中，构件破坏状态被划分为基本完好、轻微破坏、中等破坏、严重破坏和倒塌五个破坏状态。鉴于此，根据结构破坏状态，将导管架平台拆除作业过程划分为正常作业、可以作业、预警作业、吊装作业四个阶段。基于拆除作业阶段，需定量化描述各阶段间的极限状态，同时应定义相应的作业安全评估指标。在此结合文献[18]，建立基于变形指数θ的拆除作业评价准则，如表1所示。

表1 拆除作业安全评估指标Tab. 1 Safety evaluation index of demolition operation

2 导管架平台拆除过程稳定性分析

2.1 平台有限元模型建立

以南海某一导管架平台为例，导管架平台设计水深107 m，导管架结构分为7层，4根桩管成双斜对称结构，WA和WB面为X 型结构，W1和W2面为 K 型结构，平台桩腿入泥深度为99.75 m，采用4裙12腿安装在海底。假设导管架平台的上部组块已经拆除，建立整体结构如图1所示。选用 PIPE288 和 PIPE20 作为导管架和桩腿属性单元，PIPE288 单元可以通过设置管内无压力进行模拟导管架所受浮力，桩-土相互作用通过非线性 COMBIN39 模拟，弹簧属性通过平台海底土层地质参数定义。

由于导管架平台为对称结构，根据结构力学理论，为保证拆除过程中构件受力均匀，拆除顺序采用对角切割原则。在此基础上，主桩腿作为导管架平台主要承载构件，最后进行切割。该平台体积较大，采用分段拆除策略，由水下第4和5层中部进行模拟拆除，对结构进行平面展开并将构件切割顺序编号如图2所示。

图1 导管架结构模型Fig. 1 Jacket structure model

图2 平台侧面展开图及构件编号Fig. 2 Flank figure of platform and number of members

2.2 环境工况设计

考虑到导管架平台拆除作业安全以及防范事故要求，根据海洋环境调查数据，选取重现期为10年的环境载荷作为拆除工况进行研究，分析拆除过程中整体力学响应，对应的环境参数如表2所示。

表2 环境载荷Tab. 2 Environmental load

图3 载荷作用方向Fig. 3 Load direction

导管架平台拆除作业过程中，环境载荷方向随机性较大，因此针对8个载荷作用方向进行分析，如图3所示。由于平台结构对称，拆除构件顺序与载荷方向可以相互转换，因此，只需要针对315°～90°方向内载荷进行分析。

2.3 拆除过程结构力学特征

基于上述理论及数据，按照构件编号依次模拟导管架平台拆除过程。如图4所示，提取0°载荷方向平台顶点位移和应力说明拆除过程中的结构力学特征。由分析结果可知，平台应力有三次突变，分别为斜撑3、斜撑4、主桩腿7拆除之后，其中斜撑3拆除后平台顶点位移基本不变，表明导管架平台处于“线弹性阶段”，此时可以正常进行拆除作业。全部斜撑拆除后，平台中构件最大应力上升至106 MPa，顶点位移升至0.12 m，由作业安全评估指标可知导管架此时具有较高稳定性能，可以进行正常拆除作业，这是因为导管架平台斜撑起辅助支撑作用，承载较小，发生破坏、拆除之后对整体影响程度较低。当主桩腿7拆除后，平台应力和顶点位移同时发生突变，最大应力为140 MPa，最大顶点位移0.16 m，应力最大构件发生轻微破坏，而导管架平台仍具有较高稳定性能，此时处于可以拆除作业阶段。分析结果原因：导管架平台拆除前上部组块已经移除，致使平台自身具有较强稳定能力；选取的作业工况远小于设计环境载荷重现期，平台鲁棒性高。当第二条主桩腿8拆除后，平台发生倒塌，作业阶段直接转入吊装作业，因此需在主桩腿7拆除后发布预警，完成吊装。

进一步提取导管架平台在0°载荷方向上的顶点时程位移，如图5所示。完整状态下导管架平台顶点位移振荡极值为0.083 m，当拆除一条主桩腿后，顶点位移振荡极值为0.199 m。顶点位移呈现周期性的正弦波动，伴随导管架平台构件逐步拆除顶点位移显著增大，继续拆除构件将导致平台塑性变形越来越大，直至发生倒塌事故，这是主要因为随着导管架平台构件拆除，结构抵抗环境载荷能力以及自身稳定性变弱，导管架平台吸收的环境载荷能量无法消散，导致平台结构内能不断增加，最终发生严重塑性变形。

图4 0°方向平台应力和顶点位移曲线Fig. 4 U-V curve of platform in 0°

图5 平台顶点位移时程曲线Fig. 5 Time history curve of platform top displacement

分别提取0°载荷作用下导管架平台不同拆除阶段导管架结构塑性应变分布，如图6所示。由应变分布图可知，完整导管架结构中部管节点处应力最大，首先发生塑性变形，如图6(a)所示椭圆范围；随着构件的逐步拆除致使导管架重力重新分配，直到全部斜撑以及一条主桩腿拆除完毕，主桩腿节点下方成为导管架最大应力处，如图6(b)所示椭圆范围；当导管架平台对角主桩腿拆除后，结构整体产生较大塑性变形发生倒塌，来浪方向相邻主桩腿第4层下部产生应力极值，如图6(c)所示椭圆范围。对比导管架结构拆除过程失效路径可知，主桩腿为整体主要承载结构，拆除部分主桩腿后导管架平台还未倒塌，但已处于危险作业状态，因而在作业过程中应对结构进行浮拖或者吊装处理，防止拆除过程中导管架平台发生连续倒塌。

图6 不同拆除阶段导管架结构塑性应变分布Fig. 6 Plastic strain distribution of jacket structure in different demolition stages

3 拆除过程稳定性影响因素研究

导管架平台拆除过程中结构稳定性受到环境载荷、自身结构等多因素影响。由上述分析结果可知不同拆除阶段导管架稳定性差别显著；另外，考虑到环境载荷的动态效应，环境载荷大小也会比较明显的影响导管架平台拆除过程中稳定性结果。因此，选取导管架平台拆除过程中来浪方向和环境载荷大小两个参数进行分析。

3.1 来浪方向对拆除过程稳定性影响

图7给出了本实例在315°～90°方向内不同拆除阶段的分析结果。由图7(a)可以看出导管架平台拆除过程中顶点振荡位置发生两次显著增大，分别位于垂直来浪面斜撑(构件1～4)全部拆除和主桩腿7拆除后，前者最大值发生在来浪方向为0°时，顶点位移由0.081 m增加至0.116 m，后者最大值发生来浪方向为315°时，顶点位移由0.111 m增加至0.204 m，说明 X 面结构抵抗环境载荷性能优于 K 面结构。由图7(b)可以看出导管架平台应力同样在全部斜撑和主桩腿7拆除后突变，拆除主桩腿7后导管架平台最大应力为156 MPa。分析可知，不同来浪方向会影响拆除过程稳定性，垂直来浪方向面上的斜撑拆除后对结构影响明显；主桩腿拆除是造成导管架平台失稳的主要因素，斜撑结构拆除过程中导管架平台都有较高的稳定性。对于本实例，主桩腿7应在来浪方向为0°时进行拆除，此时平台应力取得最小值140 MPa，顶点位移为0.162 m。

图7 来浪方向对平台拆除影响分析Fig. 7 Impact analysis of the waves direction in this paper

3.2 环境载荷大小对拆除过程稳定性影响

图8给出了本实例在不同环境载荷作用下，顶点位移和平台应力随拆除阶段(选取四个阶段)的变化关系。由图8(a)可以看出环境载荷重现期对拆除过程中导管架平台顶点位移影响显著，顶点位移呈现线性增加。随着环境载荷重现期变化，完整状态下导管架平台顶点位移由0.025m上升至0.079 m，拆除一条主桩腿的平台顶点位移由0.074 m上升至0.214 m，从2 a到 25 a环境载荷对导管架平台顶点位移“放大”3倍左右。由图8(b)所示，导管架平台应力对环境载荷变化更加敏感，2 a工况下时，完整状态与拆除一条主桩腿后平台应力分别为35.3 MPa、47.7 MPa；25 a工况时，两个状态平台应力分别上升至66.4 MPa、180 MPa，“放大”倍数由1.35增至2.77。取工作环境及施工条件下材料许用应力系数为0.6，结合钢结构腐蚀三折线应力-应变关系模型，假设导管架平台已服役25年，得到本文分析实例拆除过程中平台应力临界值为165 MPa。对于本实例，建议导管架平台在十年一遇的环境载荷范围内进行拆除，拆除至一条主桩腿后需要增加外部浮拖或者吊装设施，以保证后续拆除作业在安全范围内进行。