平臺(tái)導(dǎo)管架波浪拍擊計(jì)算參數(shù)分析

彭紹源, 鄧 欣, 尹彥坤, 黃蓮英, 鄧秀銘

(中海油能源發(fā)展油建分公司工程設(shè)計(jì)研發(fā)中心,湛江 524057)

平臺(tái)導(dǎo)管架波浪拍擊計(jì)算參數(shù)分析

彭紹源, 鄧 欣, 尹彥坤, 黃蓮英, 鄧秀銘

(中海油能源發(fā)展油建分公司工程設(shè)計(jì)研發(fā)中心,湛江 524057)

波浪拍擊會(huì)對(duì)平臺(tái)導(dǎo)管架飛濺區(qū)的水平桿件產(chǎn)生近乎垂直的作用力,通過分析這種作用力對(duì)結(jié)構(gòu)的影響,并結(jié)合工程實(shí)例,為工程設(shè)計(jì)人員更合理地選擇設(shè)計(jì)參數(shù)提供參考。

波浪拍擊;垂直作用力;設(shè)計(jì)參數(shù);設(shè)計(jì)荷載

Abstract:The horizontal circular members in splash zone of an offshore platform jacket may bear vertical loads by wave slamming.This paper presents a method to designers how to select design parameters more felicitously by analyzing the effect on structures and combining the project example.

Key words:wave slamming;vertical loads;design parameters;design loads

0 前言

位于飛濺區(qū)的海洋平臺(tái)導(dǎo)管架的水平桿件會(huì)承受波浪拍擊力的作用,這些近乎垂直的作用力是由于波浪穿過導(dǎo)管架時(shí),局部水面上升和下降拍擊桿件下部所引起的。由于這些力近乎垂直,它們對(duì)平臺(tái)的總體基底剪力和傾覆力矩的作用非常小,但對(duì)局部桿件的作用卻很大,往往會(huì)引起桿件的破壞,所以設(shè)計(jì)中要特別關(guān)注。

波浪拍擊力的大小是由作用于桿件上的液體的運(yùn)動(dòng)速度變化所引起的,因此它是桿件和自由液面的相對(duì)速度的函數(shù)。相對(duì)拍擊速度取決于結(jié)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)、波高、波浪周期、波浪方向和桿件位置等。

波浪拍擊應(yīng)力計(jì)算完畢后,把其與在位計(jì)算應(yīng)力進(jìn)行組合,以對(duì)桿件進(jìn)行強(qiáng)度校核。

1 波浪拍擊的計(jì)算公式

管狀桿件單位長(zhǎng)度的拍擊荷載用下列公式計(jì)算:

式中:D為桿件直徑;ρ為水的密度;u為拍擊速度,即桿件與水質(zhì)點(diǎn)的相對(duì)速度,對(duì)于海上固定平臺(tái)的桿件來說,應(yīng)為水質(zhì)點(diǎn)的垂直速度;Cs為拍擊系數(shù)。

2 相關(guān)計(jì)算參數(shù)的選取

2.1 水質(zhì)點(diǎn)垂直速度 u

以線性波為例,其流場(chǎng)速度勢(shì)表達(dá)式為

因此,可得到其水質(zhì)點(diǎn)垂直速度為

或者

式(2～4)中:H為波高;T為波周期;ω為波頻,ω=2π/T;k為波數(shù),k=2π/L,L為波長(zhǎng);d為水深;g為重力加速度;x為質(zhì)點(diǎn)水平位置;z為質(zhì)點(diǎn)垂直位置;t為時(shí)間。

由上述表達(dá)式可看出:

(1)水質(zhì)點(diǎn)垂直速度u是波浪相位角kx-ωt的函數(shù)。當(dāng)波浪沿著桿件軸線方向傳播時(shí),水質(zhì)點(diǎn)垂直速度在此方向上呈周期性變化。由于桿件某點(diǎn)出現(xiàn)某一相位的時(shí)間是不確定的,所以產(chǎn)生垂直速度最大值時(shí)所對(duì)應(yīng)的桿件位置以及波浪對(duì)桿件的拍擊作用也是不確定的。

當(dāng)波浪垂直于桿件軸線方向傳播時(shí),同一相位(時(shí)刻),桿件軸線方向上每一點(diǎn)的水質(zhì)點(diǎn)垂直速度都是相同的。在半個(gè)波浪周期內(nèi),水質(zhì)點(diǎn)垂直速度的最大值總會(huì)出現(xiàn)一次。

在實(shí)際工程中,可不考慮波浪的傳播方向,并且按照桿件軸線方向上水質(zhì)點(diǎn)的垂直速度都等于其最大值,即為線性均布荷載來計(jì)算。

(2)水質(zhì)點(diǎn)的垂直速度u是水深d的函數(shù),即波浪在不同的水深條件下將產(chǎn)生不同的水質(zhì)點(diǎn)垂直速度。在作導(dǎo)管架整體計(jì)算時(shí),采用的水位一般包括極端低水位、極端高水位、最低天文潮和最高天文潮。與之相一致,在計(jì)算水質(zhì)點(diǎn)垂直速度時(shí),可將水深 d在最小值(對(duì)應(yīng)極端低水位)和最大值(對(duì)應(yīng)極端高水位)之間調(diào)整,以得到最大速度。

在實(shí)際工程中,可只選取四個(gè)水位(極端低水位、極端高水位、最低天文潮和最高天文潮)進(jìn)行水質(zhì)點(diǎn)垂直速度的計(jì)算,選取最大值即可。

由于用于整體計(jì)算的軟件SACS帶有計(jì)算質(zhì)點(diǎn)的速度和加速度的功能,因此,拍擊速度可以直接從SACS的計(jì)算結(jié)果中選取。

2.2 拍擊系數(shù)Cs

波浪拍擊系數(shù)Cs由試驗(yàn)確定。由于各學(xué)者的試驗(yàn)條件與方法不同,其得到的結(jié)果差別較大。綜合Dalton和Nash(1976)、Mill(1977)、Sarpkaya(1978)、Isaacson和Prasad(1993)等學(xué)者的研究成果,Cs的取值范圍為0.5～7.79。

Sarpkaya(1978)指出系數(shù) Cs的經(jīng)驗(yàn)值是它的理論值π的0.5～1.7倍,它取決于水的上升時(shí)間和彈性安裝的桿件自振頻率。Sarpkaya和Isaacson建議,如果進(jìn)行動(dòng)力響應(yīng)分析,可以使用理論值 Cs=π,否則應(yīng)取 Cs=5.5。對(duì)于光滑圓截面桿件,Cs應(yīng)不小于3.0[1]。

因此,在實(shí)際工程中,對(duì)桿件進(jìn)行強(qiáng)度分析時(shí),可取 Cs=5.5。

2.3 桿件有效直徑 De和拍擊直徑Ds

在計(jì)算桿件慣性矩 I或抗彎模量W時(shí),所用的桿件直徑應(yīng)當(dāng)為有效直徑De(由桿件直徑D的基礎(chǔ)上剔除腐蝕和裂紋厚度后得到)。如圖1所示,桿件腐蝕最大厚度為 Tcor,裂紋最大厚度為 Tcrk,則有效厚度為 Te=T-max(Tcor,Tcrk),有效直徑為De=D-2Te。上述計(jì)算公式是基于最大腐蝕或裂紋厚度貫通于整根桿件而假定的。

公式(1)中的桿件直徑應(yīng)當(dāng)為拍擊直徑Ds。實(shí)際上,由于腐蝕和裂紋可能只發(fā)生在桿件的局部,桿件受波浪拍擊作用范圍的減小量并不明顯,因此可以假定拍擊直徑 Ds不受腐蝕和裂紋的影響。另一方面,應(yīng)當(dāng)考慮海生物附著、附屬構(gòu)件等對(duì)桿件作用范圍的影響,因此,拍擊直徑應(yīng)在桿件直徑D的基礎(chǔ)上等效增大。

圖1 桿件裂紋和腐蝕示意圖

2.4 桿件有效長(zhǎng)度Le

由公式(1)計(jì)算的拍擊荷載為線荷載,要計(jì)算桿件的彎矩,還應(yīng)確定桿件的有效長(zhǎng)度Le。由于拍擊荷載是垂向的,因此只有在立面上的斜撐才對(duì)水平桿件產(chǎn)生有效支撐作用。如圖2所示,斜撐 DC、EC對(duì)水平桿件AB產(chǎn)生支撐作用。因此,水平桿件 AB可以分為A C和CB兩段分別進(jìn)行計(jì)算,其有效長(zhǎng)度分別為AC和CB的長(zhǎng)度。

而在平面上的斜撐并不產(chǎn)生作用。如圖3所示,斜撐DC、EC對(duì)水平桿件AB不產(chǎn)生支撐作用(理論上說,是有一定作用的,但在實(shí)際工程中,可不予考慮)。因此AB的有效長(zhǎng)度即為AB的實(shí)際長(zhǎng)度。

2.5 桿件端部約束形式

桿件端部約束形式影響以下兩個(gè)參數(shù):

(1)桿件的自振周期。根據(jù)理論計(jì)算公式,桿件的自振周期會(huì)影響拍擊系數(shù)Cs,但如前文所述,Cs值可依照經(jīng)驗(yàn)選取,桿件自振周期(以至桿件端部約束形式)不需再考慮。

(2)桿件的最大彎矩。不同約束條件下,承受同樣荷載的桿件的最大彎矩及最大彎矩出現(xiàn)的位置是不同的。由于導(dǎo)管架水平桿件的端部與腿柱焊接連接,可假定桿件約束條件為兩端固定。當(dāng)考慮導(dǎo)管架立面斜撐的作用時(shí),如圖2中的桿件 AC和CB,由于 C點(diǎn)受到較大的垂向約束,也可以假定上述兩桿件約束條件為兩端固定。

圖2 立面支撐示意圖

3 波浪拍擊應(yīng)力與在位應(yīng)力組合

相關(guān)參數(shù)確定后,可計(jì)算出沿桿件軸線方向上各點(diǎn)的波浪拍擊應(yīng)力。同時(shí),從SACS程序的整體計(jì)算結(jié)果中可以查看該桿件各點(diǎn)上的在位應(yīng)力,把此二項(xiàng)應(yīng)力進(jìn)行組合,即可得到桿件最大應(yīng)力及其出現(xiàn)的位置。

在實(shí)際工程中,可以假定在沿桿件軸線方向的各點(diǎn)上,波浪拍擊應(yīng)力和在位應(yīng)力均為其最大值,組合時(shí)把二者直接疊加即可。

圖3 平面支撐示意圖

4 工程實(shí)例

以潿洲11-1N井口平臺(tái)導(dǎo)管架飛濺區(qū)的一水平桿件為例,對(duì)其進(jìn)行波浪拍擊計(jì)算。平臺(tái)位置水深為37.2 m,極端低水位為-0.44 m,極端高水位為+5.70 m,最低天文潮位為±0.00 m,最高天文潮位為+5.23 m。

波浪和海流的極值如下表1、表2所示。

表1 潿洲11-1N油田波浪的極值

表2 潿洲11-1N油田海流的極值

極端高水位和極端低水位對(duì)應(yīng)100年一遇的波流條件,最高天文潮和最低天文潮水位對(duì)應(yīng)1年一遇的波流條件。

采用流函數(shù)理論,利用SACS程序進(jìn)行計(jì)算,得到各水位條件下,水質(zhì)點(diǎn)由海底到水面范圍內(nèi)不同高度和不同相位的垂直速度。

該平臺(tái)導(dǎo)管架處于飛濺區(qū)的水平桿件標(biāo)高為+6 m,則其與海底垂直距離為 d=37.2+6=43.2 m。根據(jù)SACS程序的計(jì)算結(jié)果,該處水質(zhì)點(diǎn)速度最大值對(duì)應(yīng)的水位為極端高水位,其值為 u=3.5514 m/s。

選取的水平桿件截面尺寸為 Ф610 mm×19 mm,長(zhǎng)度為15 m,考慮7.5 mm的腐蝕厚度后,截面有效尺寸為Ф595 mm×11.5 mm;考慮走道、欄桿等附屬桿件對(duì)拍擊荷載的影響(該處無海生物附著),拍擊直徑Ds等效增大至900 mm,則:

桿件單位長(zhǎng)度的拍擊荷載Ws=0.5ρCsDsu2=0.5×1.025×5.5×0.9×3.55142=31.9962 kN/m;最大彎矩 Mmax=Ws×L2e/12=31.9962×152/12=599.93 kN·m;抗彎截面模量W=π×(D4e-d4e)/(32D)=3.141×[0.5954-(0.595-0.0115×2)4]/(32×0.595)=0.0030 m3;拍擊應(yīng)力 fb=Mmax/W=599.93/(0.0030×1 000)=198.86 MPa;根據(jù)文獻(xiàn)[1],由管徑與壁厚的比值 De/Te,查到允許彎曲應(yīng)力的表達(dá)式,在極端工況下允許彎曲應(yīng)力可以提高到1.33倍,Fb=355×0.84×1.33=397.5 MPa,則拍擊應(yīng)力系數(shù)為fb/Fb=198.86/397.5=0.50。

由在位計(jì)算結(jié)果得知,該桿件最大在位應(yīng)力系數(shù)為0.39。把此二項(xiàng)系數(shù)組合得0.50+0.39=0.89<1.0,桿件滿足強(qiáng)度要求。

5 結(jié)束語

本文對(duì)波浪拍擊的相關(guān)參數(shù)的選取進(jìn)行了分析,并結(jié)合海洋工程的實(shí)際需要,作了一些偏于保守的簡(jiǎn)化和假定。應(yīng)該說,按照此法對(duì)波浪拍擊進(jìn)行計(jì)算的結(jié)果是可靠的。但如通過計(jì)算,發(fā)現(xiàn)一些桿件不能滿足強(qiáng)度要求,則可考慮對(duì)相關(guān)參數(shù)進(jìn)行更加詳盡的分析和調(diào)整,以更合乎實(shí)際需要。

[1] 中華人民共和國(guó)石油天然氣行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)SY/T 10030-2004,海上固定平臺(tái)規(guī)劃、設(shè)計(jì)和建造的推薦作法——工作應(yīng)力法[S].中華人民共和國(guó)國(guó)家發(fā)展和改革委員會(huì),2004.

[2] 中華人民共和國(guó)石油天然氣行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)SY/T 10050-2004,環(huán)境條件和環(huán)境荷載規(guī)范[S].中華人民共和國(guó)國(guó)家發(fā)展和改革委員會(huì),2004.

[3] Miller B L.Wave slamming loads on horizontal circular elements of offshore structures[J].Naval Archi,1978,3:81-92.

[4] Sarpkaya T.Wave impact loads on cylinders[C].Proceedings of Offshore Technology Conference,1978,169-176.

[5] Kaplan P,Silbert M N.Impact force on platform horizontal members in the splash zone[C].Proceedings of Offshore Technology Conference,1976,749-758.

[6] Garrison C J.Wave impact loads on circular structure members[J].Applied Ocean Research,1996,18(1):45-54.

[7] Hariprasad V,Sundaravadivelu R,Neelamani S.Slamming forces due to random waves on horizontal circular members in intertidal zone[C].Civil Engineering in The Oceans VI.

[8] Michael I,Kesavan S.Random wave slamming on cylinders[J].Journal of Waterway,Port,Coastal and Ocean Engineering,1990,116(6):742-763.

[9] Suchithra N,Koola P M.A study of wave impact on horizontal slabs[J].Ocean Engineering,1995,22(7):687-697.

[10] Offshore Standard DNV-OS-J101.Design of offshore wind turbine structures[S].2004.

[11] 李遠(yuǎn)林.近海結(jié)構(gòu)水動(dòng)力學(xué)[M].廣州:華南理工大學(xué)出版社,1999.

[12] 蘇翼林.材料力學(xué)[M].天津:天津大學(xué)出版社,2003.

Parameters Analysis for Calculation of Wave Slamming on Platform Jackets

PENG Shao-yuan, DENG Xin, YIN Yan-kun, HUANG Lian-ying, DENG Xiu-ming
(Research&Development Center,Field Construction Engineering Co.,CNOOC,Zhanjiang 524057,China)

TE53

A

1001-4500(2010)04-0032-04

2010-03-15; 修改稿收到日期:2010-06-12

彭紹源(1982-),男,工程師,主要從事海洋工程結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。