大型組塊浮托安裝的對接分析

王彥多，劉建峰，葉永坤，于志強

(海洋石油工程股份有限公司,天津 300461)

隨著海洋石油工業(yè)和海洋工程技術(shù)的迅速發(fā)展，我國海洋工程已逐步由淺水邁向深水海域，海洋平臺正朝著綜合化、復(fù)雜化、大型化方向發(fā)展。海洋平臺組塊整體重量從幾百噸增加到上萬t，目前國內(nèi)最大安裝組塊已重達(dá)32 000 t。由于受浮吊船最大吊裝能力的限制及大型組塊分塊吊裝有諸多不利因素的影響，將有越來越多的大型組塊采用浮托安裝。

在海況相對較好的渤海海域，在浮托安裝組塊過程中，組塊腿柱與導(dǎo)管架腿之間的相互碰撞力一般不大，對接工況多不是組塊結(jié)構(gòu)強度設(shè)計的控制工況；在海況相對惡劣的南海海域，在浮托安裝組塊過程中，組塊腿柱與導(dǎo)管架腿之間的相互碰撞力較大，對接工況往往是組塊結(jié)構(gòu)強度設(shè)計的控制工況。但是，如果對組塊浮托安裝過程對接分析保守計算的話，則會造成組塊結(jié)構(gòu)強度設(shè)計過強，用鋼量過大，增加成本。為此，以南海某海洋平臺組塊浮托安裝過程中對接分析為實例，采用海洋工程行業(yè)常用的SACS計算軟件，對接分析計算方法。

1 對接工況介紹

1.1 對接過程

在海上采用浮托安裝法安裝組塊的過程一般分為3個主要階段：駁船進(jìn)船階段(DOCKING)、組塊與導(dǎo)管架對接階段(MATING)和駁船退船階段(UNDOCKING)。其中，組塊與導(dǎo)管架對接過程，是指駁船運載組塊進(jìn)入導(dǎo)管架槽口后，切除組塊支撐結(jié)構(gòu)DSF與組塊間的裝船固定結(jié)構(gòu)(拉筋和筋板等)，利用潮汐和駁船調(diào)載等實現(xiàn)對組塊的升降，同時輔以對接耦合裝置LMU(保證浮托安裝成功的關(guān)鍵部件，用于減緩組塊和導(dǎo)管架間的相互沖擊，可預(yù)安裝在組塊腿柱上，也可預(yù)安裝在導(dǎo)管架腿上)，然后將組塊重量從駁船上分階段轉(zhuǎn)移到導(dǎo)管架腿上的過程，如圖1所示。

圖1 組塊與導(dǎo)管架對接示意

1.2 荷載轉(zhuǎn)移

荷載轉(zhuǎn)移是對接工況中最核心的部分，在荷載轉(zhuǎn)移過程中，導(dǎo)管架、LMU、組塊、DSF和駁船之間相互耦合，整個過程十分復(fù)雜。為了便于進(jìn)行數(shù)值模擬，在對組塊結(jié)構(gòu)強度進(jìn)行對接分析時(見圖2)，通常將對接工況中的荷載轉(zhuǎn)移分為5個主要階段。第1階段是0%的組塊荷載轉(zhuǎn)移到導(dǎo)管架上；第2階段是25%的組塊荷載轉(zhuǎn)移到導(dǎo)管架上；第3階段是50%的組塊荷載轉(zhuǎn)移到導(dǎo)管架上；第4階段是75%的組塊荷載轉(zhuǎn)移到導(dǎo)管架上；第5階段是100%的組塊荷載轉(zhuǎn)移到導(dǎo)管架上。

圖2 荷載轉(zhuǎn)移示意

1.3 碰撞力

在組塊荷載轉(zhuǎn)移的過程中，由于受風(fēng)浪流的影響，駁船在橫搖、縱搖和升沉等運動過程中，組塊腿柱底端插尖與導(dǎo)管架腿頂部的LMU會不斷發(fā)生相互碰撞，從而使組塊腿柱底端承受較大的碰撞力。通過數(shù)值模擬和實際工程監(jiān)測統(tǒng)計數(shù)據(jù)可知，在荷載轉(zhuǎn)移的第4、5階段的水平碰撞力通常都大于第1、2、3階段的水平碰撞力。

如圖3所示，在組塊荷載轉(zhuǎn)移的過程中，在A2.1、A2.3、B2.1和B2.3軸上4根分離緩沖裝置DSU不會直接承受碰撞力，但是在A1～B4軸上8根組塊腿柱底端，都會承受水平方向和豎直方向上的碰撞力，即在組塊對接分析SACS計算模型的整體坐標(biāo)系中，每根組塊腿柱底端在這3個對應(yīng)方向上都分別承受3個碰撞力分量：、和。在對組塊結(jié)構(gòu)強度進(jìn)行對接分析時，上述每根組塊腿柱底端承受的碰撞力，都可以從浮托安裝過程中浮體運動分析的計算結(jié)果中提出。

圖3 組塊腿柱承受碰撞力示意

2 對接分析方法

2.1 設(shè)計基礎(chǔ)

1)組塊對接分析SACS計算模型如圖4所示，除了不包含DSF和裝船固定用結(jié)構(gòu)外，其與組塊運輸分析SACS計算模型基本一致。

圖4 組塊對接分析SACS計算模型

2)組塊對接分析SACS計算模型的重控與組塊運輸分析SACS計算模型的重控基本一致。

3)對接分析不考慮風(fēng)荷載對組塊結(jié)構(gòu)強度的影響。

4)根據(jù)AISC規(guī)范和API規(guī)范，在對接分析時鋼材的屈服強度被放大了1.333倍。

2.2 荷載組合

2.2.1 基本荷載

對接分析的基本荷載主要包括組塊重量WTD和碰撞荷載。其中，在組塊對接分析SACS計算模型中，對應(yīng)于上述荷載轉(zhuǎn)移的5個主要階段，根據(jù)浮體運動分析MOSES計算結(jié)果提供的碰撞力，按照0°～315°共8個方向共計40組碰撞荷載可以被分別定義為C11～C58，見表1。

表1 碰撞荷載

2.2.2 組合荷載

對接分析的組合荷載主要是將WTD與40組碰撞荷載C11～C58進(jìn)行一一組合，40個組合荷載被分別定義為WF11～WF58，見表2。

表2 第n階段組合荷載

在表2中，對應(yīng)于荷載轉(zhuǎn)移的5個階段，分別取=1、2、3、4、5。

由表2可知，組合荷載MF11=WTD×K11+C11×1.00，其他的組合荷載可由此類推。其中，Kn1～Kn8分別表示K11～K58這40個WTD的組合系數(shù)，一般取1.00；但是當(dāng)某個Cnn的豎向碰撞力大于WTD時，則對應(yīng)的Knn應(yīng)取一個大于1.00的系數(shù)來平衡豎向碰撞力，以避免DSU節(jié)點處出現(xiàn)受拉工況。

2.3 邊界條件設(shè)置

2.3.1 傳統(tǒng)方法

在組塊浮托安裝對接分析時，從第1階段至第5階段的整個對接過程中，傳統(tǒng)方法對組塊對接分析SACS計算模型的邊界條件作如下設(shè)置。如圖5所示，A2.1、A2.3、B2.1和B2.3軸上DSU單元底部節(jié)點的約束形式都被模擬為鉸接(111000)；而A1～B4軸上8根組塊腿柱的底端節(jié)點都是自由的。

圖5 邊界條件設(shè)置傳統(tǒng)方法示意

2.3.2 傳統(tǒng)方法存在的問題

由上述可知，傳統(tǒng)方法認(rèn)為在整個對接過程中組塊腿柱底端都沒有約束，這與LUM設(shè)計性能和變形特點完全不符。通常情況下，LUM吸能裝置最大承受的設(shè)計載荷是75%的組塊重量，當(dāng)大于等于75%的組塊荷載轉(zhuǎn)移到LMU上面之后，LUM中的接收器和垂向橡膠單元都被完全壓縮至LMU筒體內(nèi)不再繼續(xù)發(fā)生彈性變形，此時導(dǎo)管架腿連同LMU筒體對組塊腿柱底端產(chǎn)生較大的約束作用，從而改變了組塊腿柱底端的自由度，造成組塊腿柱底端不再是自由的。因此，邊界條件設(shè)置的傳統(tǒng)方法中在第4階段和第5階段，組塊腿柱底端仍然沒有約束，與組塊浮托安裝過程的實際情況不符。

一般而言，在進(jìn)行海況條件相對較好且組塊重量相對較輕的浮托安裝設(shè)計時，對接工況往往未成為組塊結(jié)構(gòu)強度設(shè)計的控制工況；而對海況條件相對惡劣的大型組塊浮托進(jìn)行安裝設(shè)計時，對接工況通常會成為組塊結(jié)構(gòu)強度設(shè)計的控制工況；如果再按照傳統(tǒng)方法進(jìn)行邊界條件設(shè)置，會造成對接分析過于保守，從而組塊結(jié)構(gòu)設(shè)計過強，用鋼量過大。

2.3.3 改進(jìn)方法

由邊界條件設(shè)置的傳統(tǒng)方法可知，在對接過程中的第1個階段、第2個階段和第3個階段，組塊腿柱插尖還未完全進(jìn)入LMU的接收器內(nèi)，使得LMU接收器和垂向橡膠單元還未被完全壓縮變形，對這三個階段對應(yīng)的24個組合荷載進(jìn)行計算分析時，可以將組塊腿柱底端設(shè)置為自由端，如圖5所示。但是，在第4階段和第5階段，LMU接收器和垂向橡膠單元被完全壓縮到LMU筒體內(nèi)，組塊腿柱受到LMU筒體的豎向支撐和水平約束。對第4階段和第5階段中MF41～MF58這16個組合工況進(jìn)行計算分析時，不應(yīng)再將組塊腿柱底端按自由端設(shè)置，而應(yīng)考慮LMU筒體對8根組塊腿柱底端的約束。

此外，雖然對接過程中組塊腿柱與導(dǎo)管架腿之間的碰撞力較大，但是這些碰撞力對組塊腿柱和導(dǎo)管架腿而言所產(chǎn)生的碰撞變形通常都是在彈性范圍之內(nèi)。因此，對接分析組塊SACS計算模型的邊界條件設(shè)置的改進(jìn)方法，是在第4階段和第5階段將8根組塊腿柱底端分別在方向和方向上設(shè)置線性彈簧單元，用來等效模擬LMU筒體對8根組塊腿柱底端的水平約束，見圖6。

圖6 邊界條件設(shè)置改進(jìn)方法示意(第4、5階段)

2.4 線性彈簧剛度計算

由圖1可知，在組塊浮托安裝之前，LMU筒體已焊接固定在導(dǎo)管架腿頂端，因此在對接過程中LMU筒體對組塊腿柱底端的約束，實際上就是導(dǎo)管架腿和LMU筒體整體對組塊腿柱的約束。在8根組塊腿柱底端SACS計算模型中所設(shè)置的線性彈簧單元的剛度，與導(dǎo)管架腿連同LMU筒體整體在位時LMU筒體頂端的剛度等效。

因此，針對SACS模型中組塊某根腿柱底端方向或方向所設(shè)置線性彈簧剛度的計算，可根據(jù)導(dǎo)管架和LMU筒體整體在位的SACS模型，在對接點處(LMU筒體頂端)加載一個水平單位荷載(一般取=1 000 kN)，通過在位分析從而計算出該節(jié)點在水平單位荷載對應(yīng)方向上的位移，如圖7所示，則水平荷載與位移的比值(單位通常取kN/m)就是導(dǎo)管架連同LMU筒體整體結(jié)構(gòu)在該節(jié)點對應(yīng)方向上的剛度，即為對應(yīng)線性彈簧的剛度。以上只是以其中一個線性彈簧剛度的計算為例，其余15個線性彈簧剛度計算方法與其相同。

圖7 導(dǎo)管架腿頂端剛度計算示意

3 對接分析結(jié)果

3.1 桿件應(yīng)力比

如表3所示，根據(jù)相關(guān)規(guī)范規(guī)定在已考慮組塊鋼材屈服強度擴(kuò)大1.333倍的前提下，當(dāng)邊界條件設(shè)置采用傳統(tǒng)方法時，對接分析結(jié)果中有5根高1 500 mm主梁(表3中記為①)、2根高1 800 mm主梁(記為②)和2根直徑610 mm斜撐(記為③)的應(yīng)力比大于1.000，不滿足規(guī)范要求；當(dāng)邊界條件設(shè)置采用改進(jìn)方法時，上述桿件的應(yīng)力比最大為0.885，滿足規(guī)范要求。

表3 傳統(tǒng)方法與改進(jìn)方法主要桿件應(yīng)力比的結(jié)果對比

3.2 節(jié)點沖剪應(yīng)力比

對于8根組塊主立柱與其斜撐相交的16個主節(jié)點的沖剪校核，邊界條件設(shè)置傳統(tǒng)方法與改進(jìn)方法節(jié)點沖剪應(yīng)力比的結(jié)果對比見表4，雖然兩種邊界條件設(shè)置方法的節(jié)點沖剪應(yīng)力比相差不大，但是在這16個主要節(jié)點中，有13個節(jié)點采用傳統(tǒng)方法的沖剪應(yīng)力比大于采用改進(jìn)方法的沖剪應(yīng)力比。可見在節(jié)點沖剪校核方面，傳統(tǒng)方法的結(jié)果相對保守。

表4 桿件直徑為2 000 mm時兩方法主要節(jié)點沖剪應(yīng)力比對比

4 結(jié)論

由對接分析邊界條件設(shè)置傳統(tǒng)方法和改進(jìn)方法的計算結(jié)果對比可知，傳統(tǒng)的邊界條件設(shè)置方法的計算結(jié)果相對保守，往往會造成組塊結(jié)構(gòu)強度設(shè)計過強，用鋼量過大，增加成本；而邊界條件設(shè)置改進(jìn)方法算出的主桿件應(yīng)力比和主節(jié)點沖剪應(yīng)力比相對較小，且該計算結(jié)果的安全性已得到工程實踐的驗證。因此，采用改進(jìn)的邊界條件設(shè)置方法進(jìn)行對接分析，可為大型組塊結(jié)構(gòu)強度控制和結(jié)構(gòu)重量控制提供設(shè)計依據(jù)，可為今后類似項目的設(shè)計分析提供參考。