基于浮箱輔助的大型導管架拆除上浮過程研究?

趙翊翔，王樹青，宋憲倉??

(中國海洋大學1.工程學院; 2.山東省海洋工程重點實驗室，山東 青島 266100)

為了緩解日益增長的能源需求，全世界興建了大量的導管架平臺用以開發海洋油氣資源，海洋平臺的設計壽命約為20年，根據國際公約和相關規定，導管架平臺退役一年內必須進行棄置拆除。隨著平臺的老齡化趨勢不斷加快，該問題已成為學術界和工程界的研究熱點。

導管架平臺的拆除一般分為上部組塊拆除和導管架拆除。王儒等[1-2]提出用吊框輔助拆除的方法拆除上部組塊，有效解決了索具長度核算、吊點偏心等難題，但當上部組塊較大時易造成框架重量過大的問題。阮志豪等[3]針對質量較大的上部組塊，基于有限元分析和模型試驗結果，驗證了利用雙船浮托法對上部組塊進行拆除的可行性，但受限于雙船高度等因素，雙船浮托法難以應用于導管架的拆除。傳統的導管架拆除方法是浮吊法，可將切割平臺起吊至駁船上。羅曉健等[4]以某導管架為例，詳細論述了利用浮吊法拆除的流程。吳俊生[5]及Herel等[6]考慮吊點位置的影響，分析了導管架在浮吊拆除過程中的結構強度，并給出最優的吊點位置選擇方案。但受限于起重船的起吊能力，浮吊法難以應用于大型深水導管架的拆除。

針對大型深水導管架拆除過程中重量大的難題，近年來已有學者進行了探索。辛曉輝等[7]基于水動力學理論和工程實例，探究了氣囊輔助導管架下水的可行性，提出了一種用于導管架與氣囊連接的方法，相比于費用昂貴和資源緊張的大型浮吊，氣囊助浮法具有較好的經濟性。張志遠[8]設計了由鋼架和氣囊相結合并捆扎到導管架上的固定方法，分析了上浮過程的穩定性與運動響應，但文中研究的導管架高度只有34.2 m，且未考慮到氣囊安裝施工難度大、體積難以變化等弊端，因此該方法在大型導管架上的適用性仍需進一步研究。Berger等[9]介紹了Frigg油田DP2導管架在拆除過程中借助鋼制浮箱上浮的方法，闡述了浮箱輔助上浮方法的應用前景，但并沒有進行定量分析。針對中、小尺寸導管架的拆除問題，目前國內外已提出比較成熟的應對措施；然而對大型深水導管架拆除問題的研究，卻因拆除實例的缺乏而尚處于探索期。

本文針對導管架拆除部分上浮過程，研究了浮箱輔助上浮的拆除方法，利用SESAM軟件對導管架與浮箱的上浮動態過程進行數值模擬，探究了壓載水排放速率和波浪條件對上浮過程運動響應的影響，實現了大型導管架拆除上浮過程的連續動態模擬，研究結果可為國內外未來的大型導管架拆除提供參考。

1 計算理論

1.1 莫里森方程

1950年Morison等[10-12]基于繞流理論和相關實驗等總結了一個半經驗方程，即為莫里森方程。在該理論中，波浪力f被分為拖曳力fD和慣性力fI兩部分，即：

(1)

式中：CD為拖曳力系數；ρ為流體密度；D為圓柱體直徑；ux是垂直于圓柱體軸線的流體速度分量；CM為慣性力系數。工程經驗表明，莫里森方程的計算結果較為精確，是小尺度結構波浪力計算的主要方程。

1.2 繞射理論

當結構物的尺度較大之時，Morison方程已不能用于計算波浪力，此時波浪受結構物的繞射效應必須計入，需要用到繞射理論來計算。繞射問題本質上是指入射波的波浪場與置于其中的靜止結構之間的相互作用問題[13]。

入射波與散射波疊加達到穩定時將形成一個新的波動場，其速度勢為Φ(x,y,z,t)，可表示為

Φ(x,y,z,t)=ΦI(x,y,z,t)+ΦD(x,y,z,t)。

(2)

對于線性問題，Φ(x,y,z,t)可表示為

Φ(x,y,z,t)=φ(x,y,z,t)e-iωt=

[φI(x,y,z,t)+φD(x,y,z,t)]e-iωt。

(3)

線性入射波速度勢可寫為

(4)

式中：g為重力加速度；H為波高；ω為波浪角頻率；k為波數；z為垂向坐標；d為水深；x為橫坐標。

若得到波動場的速度勢Φ后，代入到線性化的伯努利方程中，可得到波動場結構物表面上的波壓強分布p:

(5)

最終可以得到作用在結構物上的波浪力和波浪力矩:

F=?-pnds,

(6)

M=?-p(r×n)ds。

(7)

1.3 時域運動方程

在環境荷載作用下，海洋浮式結構物的時域運動方程如下：

(8)

2 大型導管架浮箱輔助拆除方法

2.1 拆除過程

完整的大型導管架拆除過程為：(1)利用浮吊將浮箱從運輸駁船中吊入水中；(2)在浮箱內加入一定壓載水，調至設計浮態；(3)在牽引船的協助下，將浮箱安裝在導管架4條主樁腿上；(4)浮箱進行適度排載，直至切割平面以上的導管架及浮箱總重量等于總浮力；(5)對導管架樁腿進行切割；(6)浮箱進行排載，使得每個時刻導管架和浮箱整體浮力大于重力，不斷上浮；(7)壓載水排放結束后，導管架和浮箱整體穩定在水面處；(8)在浮吊輔助和駁船拖拉作用下，完成起吊拖拉裝船；(9)通過駁船將導管架拆除部分運輸至岸上。

本文研究內容主要針對步驟(6)中的導管架和浮箱上浮過程的運動響應，并探究壓載水排放速率和波浪條件對運動響應的影響，確定最優排水速率并避開不利波浪荷載，為實際工程提供一定的參考。

2.2 導管架拆除深度確定

本文研究的某大型深水導管架結構及其拆除部分主要參數如表1所示，其作業水深為213 m。根據國際公約規定，作業水深超過120 m的導管架，可采用部分切割的方式進行拆除，且高度須不小于55 m。考慮到整體拆除施工難度較大，而多次切割將導致成本增加，因此在第一次切割時以水面以下100 m處為切割平面，如圖1所示。需要指出的是，本文僅對導管架切割后的上浮過程進行研究，不涉及其切割過程。

表1 導管架及其拆除部分的參數

圖1 導管架拆除深度100 m示意圖

2.3 “導管架-浮箱”整體模型

根據導管架的結構特點并參考Frigg油田DP2導管架拆除工程實例[14]，采用鋼制圓筒型浮箱作為輔助機構，浮箱的壁厚為30 mm，為了降低浮箱內壓載水自由液面的影響，在其對稱面上設有豎直艙壁。浮箱通過特種夾具剛性地連接在導管架樁腿上。圖2為“導管架-浮箱”整體模型和艙室分布示意圖。

圖2 (a)“導管架-浮箱”整體模型圖和(b)艙室分布示意圖

導管架的拆除作業中，由于拆除部分過重，采用單一的浮吊方式會使裝船作業難度較大。本文研究浮箱輔助導管架拆除的方法，在浮箱內壓載水不斷排放過程中，某一時刻下整體浮力略大于重力，“導管架-浮箱”整體會上浮一小段距離，由于壓載水的減少和吃水的減小，重力和浮力均有所減小，但因排水過程的連續性，在這一過程中，整體的浮力一直略大于重力，因此由排水產生的上浮力會使“導管架-浮箱”整體不斷上浮至水面。上浮過程的完成可以為后續裝船做好鋪墊作用，圖3為導管架在浮箱輔助下的上浮過程示意圖。

圖3 “導管架-浮箱”整體上浮過程示意圖

2.4 浮箱尺寸優選

在圓柱形浮箱模型的基礎上，現對浮箱的尺寸(長度、底面半徑)進行研究。由于“導管架-浮箱”整體結構在上浮過程中的穩性高(GM)會發生顯著變化，需要對浮箱結構的尺寸進行詳細的設計以避免整體結構在上浮過程中發生傾覆。圖4為“導管架-浮箱”整體上浮開始前和上浮完成后的整體模型圖，參數如表2所示，上浮高度為32.22 m。

圖4 (a)上浮開始前示意圖和(b)上浮完成后示意圖

表2 兩種典型吃水狀態下“導管架-浮箱”整體模型參數

基于穩性理論中橫穩性角和縱穩性角盡可能小的原則，篩選出浮箱相對最優尺寸。表3給出了不同浮箱尺寸下，海平面以上10 m六級風速(13.8 m/s)的條件下，利用HydroD軟件計算得到“導管架-浮箱”整體上浮初始狀態與壓載水排空狀態的橫穩性和縱穩性結果，顯然序號8、9對應的方案需進一步考慮(見表3)。

現按序號8、9對應的方案(見表3)選取上浮完成后的吃水狀態，計算風傾力矩下整體結構橫、縱方向的靜穩性角和動穩性角，結果如表4所示，由結果可知序號9對應的靜穩性角和動穩性角較小，對應的參數為相對最優化的尺寸選型方案。因此浮箱的長度和底面直徑分別選取50和10 m。

表3 不同尺寸浮箱對應的“導管架-浮箱”整體穩性結果

表4 進一步對比方案8與9的穩性結果

選取浮箱尺寸為長度50 m、底面直徑10 m，進一步分析“導管架-浮箱”整體上浮過程中不同階段吃水下的穩性結果，環境參數與上文相同，計算結果如表5所示。

表5 不同吃水下的“導管架-浮箱”整體穩性結果

在“導管架-浮箱”模型基礎上，結合浮箱相對最優尺寸選型結果，利用HydroD軟件，以穩性結果為依據，可以自動計算出導管架樁腿切割前各艙室最優壓載方案，如表6所示。在數值模擬時，本研究通過質量點的質量變化來模擬壓載水的排放，從而有效模擬了因壓載水運動而產生的慣性力。

表6 導管架切割前各艙室壓載水填充方案

3 “導管架-浮箱”上浮過程運動響應研究

3.1 坐標系規定

需要說明的是，本文波浪方向按照圖5所示定義，圖5(a)和(b)分別為主視圖和俯視圖。將導管架頂部橫撐截面中心點在水面處的豎直投影點設為坐標原點，方向的范圍為0°～360°。

圖5 (a)主視圖和(b)俯視圖

3.2 頻域運動分析

選取上浮結束后的吃水狀態，通過HydroD軟件的WADAM模塊，基于勢流理論，計算“導管架-浮箱”整體結構六自由度的運動響應傳遞函數，結果如圖6所示。

圖6 “導管架-浮箱”整體運動響應傳遞函數

由圖6可知，縱搖、縱蕩、垂蕩頻域運動響應曲線具有“單峰”的特點；而橫搖、首搖、橫蕩頻域運動響應曲線具有“多峰”的特點。具體來看，橫搖峰值周期集中在5、10、17 s附近，縱搖和縱蕩固有周期都在17 s左右，首搖峰值周期集中在6、7、12 s附近，橫蕩峰值周期集中在5、17 s附近，垂蕩峰值周期在10 s左右，這意味著多個自由度之間存在耦合效應。同時可以發現，橫搖、縱搖、首搖峰值一般不高于0.8°，這樣的結果對于浮箱法拆除來說無疑是一個利好；但同時也需要關注縱蕩與垂蕩較大的峰值，特別是垂蕩響應幅值，在8～10 s周期內出現了陡增。

在中國諸多海域中，周期為5～12 s的波浪較常見[15]，因此在時域分析時應更多關注波浪周期為5～12 s時的“導管架-浮箱”整體運動軌跡，尤其要關注縱向和橫向的偏移量，防止導管架發生碰撞事故。

3.3 壓載水排放速率對運動響應的影響

浮箱內壓載水不斷排放，“導管架-浮箱”整體的浮力大于其重力，從而不斷上浮。壓載水排放越快，“導管架-浮箱”整體速度越大。受限于艙室水泵功率影響，排水時長顯然不能過短。本文計算選取排水總時長范圍為800～1 500 s，間隔100 s，對應排水速率范圍為0.878～1.647 m3/s，工程中一般的水泵可滿足要求[16]。波浪荷載選取JONSWAP譜，波浪周期10 s，波浪方向0°，波高1 m。通過SIMA軟件實現了上浮過程的連續動態模擬，得到了不同排水速率下各自由度運動響應曲線，如圖7所示。

圖7 不同壓載水排放時長下各自由度運動響應時域曲線

不難發現，在X方向上的位移，不同壓載水排放時長對應的“導管架-浮箱”整體運動軌跡均呈現出不斷偏移原位置向正方向運動的規律，在0～650 s左右，運動軌跡十分相似，而在650 s左右之后，偏移量最大值差異較大；在X方向上的轉角變化規律均為：在0～650 s左右，“導管架-浮箱”整體在0°～0.5°之間小幅浮動，而在650 s左右之后，浮動幅度為2°～4°。

在Y方向上的位移，不同壓載水排放時長對應的“導管架-浮箱”整體運動軌跡均呈現出不斷偏移原位置向負方向運動的規律，在0～650 s左右，運動軌跡十分相似,且幾乎不發生偏移，而在650 s左右之后，偏移量最大值差異較大；在Y方向上的轉角變化規律均為：在0～650 s左右，“導管架-浮箱”整體在5°以內小幅浮動，而在650 s左右之后，浮動幅度會增大10°～15°。

在Z方向上的位移，不同壓載水排放時長對應的“導管架-浮箱”整體運動規律是相似的，垂向重心運動軌跡為總體上升，伴隨小幅度的上下往復運動；在Z方向上的轉角變化規律均為：先從0°向180°進行“順時針旋轉”(從空中俯瞰角度下)，再在150°～270°內往復轉動，隨著排水時間的增加，往復的次數也不斷增加，排水時間為800 s時僅有一次，而排水時間為1 500 s時達到了4次，上浮過程呈現“螺旋式上升”的特點(見圖8)。

圖8 “導管架-浮箱”整體上浮過程呈現出“螺旋式上升”的特點

通過分析各方向運動規律可以發現，不同壓載水排放時長下，上浮時間在650 s附近，“導管架-浮箱”在X和Y方向上的角速度會變大，經過大約10 s時間，X方向角速度從0.2(°)/s增加至1(°)/s，Y方向角速度從0.2(°)/s增加至3(°)/s，“導管架-浮箱”整體晃動幅度有所增加。

表7 各排水時長方案下最大偏移量

需要特別注意的是，SIMA軟件里角度定義的范圍是-180°～180°，定義方式如圖9(a)所示；在SIMA軟件中，對應整體坐標系下179°到181°的轉變會出現突變現象，181°對應-179°(見圖9(b))。為避免產生歧義，特作出解釋。

圖9 (a)SIMA軟件角度定義示意圖和(b)SIMA角度突變示意圖

為進一步篩選最優壓載水排放時長，現研究上浮過程垂向(Z方向)運動速率。圖10為不同壓載水排放時長下“導管架-浮箱”整體垂向運動速率曲線，表8為不同壓載水排放時長下的垂向速率最大值。不難發現，排水時長為1 000 s時速度垂向速度峰值相對較小，峰值在0～0.7 m/s以內，且在1 000 s后速度很快就會穩定在0.01 m/s；而排水時長為800 s時速度峰值較大(0.792 m/s)，對上浮過程不利。

表8 不同壓載水排放時長下的垂向速率最大值

圖10 不同壓載水排放時長下“導管架-浮箱”整體垂向運動速率

對比不同壓載水排放時長下的“導管架-浮箱”各方向運動曲線和垂向運動速率曲線，綜合考慮最大偏移量和運動速率，最終選取壓載水排放時長為1 000 s作為最優方案。

3.4 波浪荷載對運動響應的影響

本節重點研究波浪荷載對“導管架-浮箱”結構整體上浮過程運動響應的影響。以參數敏感性分析為基本方法，探究波浪的周期、入射方向及波高對“導管架-浮箱”整體上浮過程運動響應的影響。本節以X和Y方向上重心偏移量最大值作為衡量標準。

根據3.3節頻域分析結果可知，響應幅值峰值對應的周期多集中于3～18 s內，但常見波浪周期多集中于3～16 s內。因此，本節選取波浪周期計算范圍為3～16 s，間隔為1 s，波高取1 m，重心偏移量最大值結果如表9所示。

表9 不同波浪周期下X和Y方向重心偏移量最大值

不難發現，在縱向(X方向)上的重心偏移量隨波浪周期的變化而差異較大。其中，當波浪周期為4、13 s時X方向和Y方向的重心移動距離較大。因此通過分析波浪周期對“導管架-浮箱”整體上浮過程時域運動響應的影響，可以得出2個影響較大的周期：4、13 s，可將這2個周期值作為探究波浪入射方向和波高的影響時的典型波浪周期值進行計算，從上文中可知Z方向運動規律十分相似，因此不再對Z方向運動規律進行研究。X方向和Y方向偏移量最大值結果如表10所示。

表10 波浪周期4和13 s下各方向偏移量最大值

不難發現，當波浪周期為13 s，入射波方向為150°時，X方向的重心位移最大，為20.735 m，水平最大偏移量可達28.42 m；當波浪周期為4 s，入射波方向為150°時，Y方向的重心位移最大，為16.684 m，水平最大偏移量可達18.64 m。因此實際施工中應盡量避開以上2種情況。

4 結論

本文研究了基于浮箱輔助的導管架拆除上浮過程運動響應，建立了“導管架-浮箱”結構整體計算模型，根據穩性角進行了浮箱尺寸優化選型，探究了壓載水排放總時長和波浪條件對“導管架-浮箱”整體運動響應的影響，實現了對“導管架-浮箱”上浮過程的動態模擬。主要結論如下：

(1)完成了浮箱尺寸的選型，選取浮箱長度50 m、半徑5 m為優化后的尺寸，為“導管架-浮箱”整體上浮過程的研究提供了依據。

(2)研究了壓載水排放速率對“導管架-浮箱”整體上浮運動響應的影響。當排放總時長為1 000 s時，“導管架-浮箱”整體在上浮過程中橫向和縱向的重心位置移動量最小，在上浮過程中產生的偏移也較小，此時每個艙室排水速率為1.317 2 m3/s。

(3)研究了波浪荷載對“導管架-浮箱”整體上浮運動響應的影響，在波浪周期是4 s、入射方向為150°以及波浪周期13 s、入射方向150°的情況下，對上浮過程不利。水平總偏移最大值接近30 m，在實際工程中為保險起見，應當至少保證周圍方圓50～60 m以內無障礙物，以免發生碰撞事故。