基于模型冰试验的多腿柱导管架平台结构最大冰载荷计算新方法——以渤海绥中36-1油田AII井口平台为例

张树德 孙振平

（中海石油（中国）有限公司丽水36-1气田开发工程项目组）

1 问题的提出

绥中36-1油田AII井口平台是以四腿柱式导管架结构为基础的固定式采油平台，所处海域水深31.8 m，设计最大冰厚55 cm，桩柱入泥深度为80 m，水面处井口平台横剖面如图1所示。

图1 绥中36-1油田AII井口平台在水面处的横剖面（四腿柱和隔水套管束）

整体平台结构在位分析结果表明：在极端条件冰排以45°侵入角作用在组合结构时，桩基承载力的安全系数不满足规范要求。由于导管架超前设计施工，悬臂式钻井船靠导管架先期打井，当时模拟计算导管架帽及上部组块的简化重力为10 300.5 k N（即1 050 t），其极端条件最大阻塞水平冰作用力计算结果为0°方向7 804 k N、45°方向7 791 k N和90°方向5 032 k N。当冰排以45°侵入角方向作用于导管架时为最危险工况，即整体结构的抗倾覆能力完全由一根桩柱承担。在这种最不利的组合工况条件下，桩基承载力的安全系数仅达到1.48。

2年后进行该平台的上部组块设计时发生了设计重量的重大变更，垂直载荷扩大到20 482 k N。在45°方向组合工况下，经计算分析桩基承载力的安全系数只有1.18，严重低于规范要求的极端条件安全系数1.5。为此，经分析研究后推荐3种解决方案：①调整组块上部垂直载荷，重新规划组合工况进行计算分析；②加固基础导管架结构，提高结构物自身抵抗海冰载荷的能力；③开展模型冰试验研究，重新认识、确定冰载荷计算公式中基本参数值，评价最大设计冰载。

经计算分析，实施第1方案后桩基承载力的安全系数有所改善，提高到了1.32，但仍不能满足规范要求的极端条件安全系数1.5。另外，由于经济上投资大，海上连接难以达到预制场地施工的效果与质量，尤其是当时水下焊接技术还没过关，水下无法实施刚性连接。因此，如果实施第2方案，则必须调整项目的总体进度计划。考虑再三，最终放弃了第2方案。

最后，经与研究单位和第三方（Dn V船级社）反复磋商，最终确定实施第3方案。实施第3方案的有利条件有：①原中海石油工程设计公司具有多年的抗冰结构设计的工程实践经验［1-2］。②可进行模型冰试验以验证现场观测到的海冰破碎及堵塞现象，并分析关键参数。天津大学海洋与船舶工程系研制的小型冰池子已经正式启用，实验技术成熟且设备应用可靠，已多次承担渤海石油工程海冰试验任务。因此，工程设计项目组与天津大学海洋与船舶工程系海冰实验室合作开展了模型冰试验研究，验证了冰排的破碎机理以及在隔水套管束中形成阻塞及堆积冰的过程，再现了平台服役现场海冰调研的结果，并以此确定、修正冰荷载计算关键参数，提出了多腿柱导管架平台结构最大冰载荷计算新方法。

2 模型冰试验研究

2.1 海冰作用力计算

海冰作用力计算可分为2种情况：一种是当冰板作用在密集桩柱前面形成阻塞时的冰作用力计算；另一种是冰排作用于孤立柱时的冰作用力计算。

1）阻塞冰作用力。当冰板作用在隔水套管束上而在隔水套管束的内部形成阻塞状态时，冰载荷计算采用公式（1）［3］，即

式（1）中：Fc为阻塞冰作用力，k N；C为综合影响系数，取值为0.25～4.00；W为阻塞宽度，cm；H为冰厚，cm；σc为冰的单轴抗压强度，k N／cm2。

2）孤立柱的冰作用力。当腿柱之间的轴线距离大于6倍腿柱直径时，可采用孤立柱冰作用力计算公式（2）［3］，即

式（2）中：Fp为孤立柱冰作用力，k N；D为桩腿直径，cm；H为冰厚，cm；σc为冰排的单轴抗压强度，k N／cm2。

孤立柱冰力计算公式是20世纪60年代引用前苏联的海冰力计算公式，经过多年渤海抗冰工程设计实践的验证，该公式已取得公认，并一直沿用到等同采用 API RP 2N 标准。

2.2 模型冰试验及其结果分析

就模型冰制作而言，温度控制最关键，因此模型冰的硬度值直接影响实测数据的准确性。此次试验目的有2个：一是实测模型上的冰作用力；另一个是观察冰排作用于模型时的破碎机理。由于时间和试验组份有限，本次试验主要定性研究在运动冰板作用下的双圆柱模型、隔水套管4×4=16根方阵模型和这两部分组合在一起的整体结构模型的受力状态。

1）双圆柱模型试验。当两圆柱同时正对冰板作用，且其轴线间距大于6倍圆柱直径时，其中任意单柱的受力及冰板的破坏模式与作用于孤立柱情况相同，冰排以挤压形式破坏。

当两圆柱间距小于6倍圆柱直径时，冰板的破坏模式除挤压破坏外，有时还出现屈曲和弯曲破坏。屈曲情况可以解释为近间距的腿柱就如同结构加宽一样，宽厚比增大，由此使冰板产生屈曲模式的破坏。除了这些宏观现象之外，近距离的两圆柱在受力的同时在冰板上造成损伤场并互相重叠，使损伤区的尺度加大。

2）多腿柱（隔水套管束方阵）模型试验。试验过程中，冰板的破坏模式随着冰板与模型接触时的破碎、阻塞、堆积现象的变化而变化，如图2～5所示。

图2 运动冰板与隔水套管束方阵第一列接触

图3 碎冰块进入隔水套管束方阵内逐渐形成阻塞

图4 隔水套管束方阵内阻塞的碎冰块使迎冰面前方形成堆积冰

图5 碎冰块在隔水套管束方阵内的阻塞和在前方的堆积冰（剖面见图4）

3）多腿柱组合体（导管架腿柱与隔水套管束）模型试验。本试验验证了2个结果：①当冰板以45°侵入角作用于组合体时，与模型接触的形状呈三角形，此时模型前的堆积情况比较缓和或不出现。平台现场测冰也观测到：当堆积冰出现时，其外形轮廓好像椭圆形（或三角形），其顶点正对着冰板的运行方向，堆积冰维持平衡着最大总冰作用力，并且使冰板以组合模式破坏。这种现象的形成不仅有效地降低了冰板对结构物的作用力，同时吸收了冰板在破碎过程中所产生的冰激振动，此刻结构物承受着准静冰力作用。②各腿柱在冰板上产生的应力场和损伤场互相叠加削弱了冰板的承载能力，即作用在各桩腿上的冰力。当多腿结构立于冰排中时，作用在单个腿柱上的冰力峰值要比单独作用在孤立柱上的冰力低。除了冰力峰值降低外，各腿柱的冰力峰值也不会同时出现，即所谓的非同时破坏。

通过对上述作用于井口平台隔水导管架及桩腿上的冰力模型试验结果进行分析，可以得出以下几点认识：

1）当冰板分别作用于双圆柱结构和多腿柱结构时，冰板的破坏模式呈现为挤压破坏、屈曲破坏、剪切破坏和组合破坏，其中挤压破坏模式产生的冰力最大。

2）当冰板作用于多腿柱结构时，一方面是冰板的破坏模式直接影响冰作用力的大小，另一方面是纯挤压破碎的冰块尺寸细小，而组合破坏模式破碎的冰块尺寸相当大，因此碎冰块不能畅通地穿过腿柱之间的狭窄通道，在多腿柱结构内出现阻塞，从而又导致迎冰面前逐渐出现堆积现象。前进的冰板作用在碎冰堆上，由于碎冰堆的参差不齐常导致冰板按组合模式破坏，往往是以弯曲破坏为主。

3）当冰排作用于整体结构时，试验结果表明：①在设计冰载荷分析中可以不考虑冰速的影响；②隔水套管束中的每根套管周围均造成冰排的随机开裂和损伤；③隔水套管束与两侧邻近的导管架腿柱之间不会形成阻塞。

3 最大设计冰载荷计算方法

首先约定控制最大冰载荷计算的初始条件（取50年一遇的重现期）：①冰板以挤压模式破坏；②在阻塞冰力计算公式中，综合系数C取最大值；③阻塞投影宽度W值取投影面积最大值；④冰排镶入多腿柱时不考虑冰排破碎时损伤场的相互影响与叠加；⑤阻塞平整冰作用力大于非阻塞平整冰作用力，最大差值取3 869 k N。

当多腿柱组合结构（隔水套管束与导管架腿柱）在冰板作用下形成阻塞冰时，试验结果表明冰板与结构物的有效接触面积小于公式中选取的投影面积W值，并导致冰板按组合模式破坏。因此，鉴于冰板破坏机理分析的复杂性，暂且忽略考虑：①隔水套管束与两侧邻近的导管架腿柱轴线间距较小所造成的冰板损伤场叠加与相互影响；②冰板作用在隔水套管束时，每根管柱上的冰用力非同时达到峰值。

另外，试验结果表明靠近隔水套管束两侧的腿柱与隔水套管束之间只构成单排柱，不能够形成碎冰块的阻塞，因此分别计算作用在隔水套管束和每根腿柱上的海冰力，然后再叠加两部分冰力计算结果，即为该平台的最大设计冰载荷。这样，最终把求解复杂的整体组合结构冰作用力分解为2个简单力学模式的叠加，解决了该井口平台在极端条件下的设计问题，即由计算公式（1）、（2）叠加组成最大设计冰载荷计算公式（3）：

式（3）中：FT为最大设计冰载荷，k N；n为当冰排镶入导管架时，同时承受冰排挤压作用的腿柱根数；其他符号意义同前。

4 结束语

在总结多年来抗冰结构设计实践的基础上，针对绥中36-1油田AII井口平台上部组块载荷不满足桩基承载力安全系数规范要求的问题，首次将模型冰试验研究成果应用于整体结构冰力计算分析中，提出了新的多腿柱导管架平台结构最大设计冰载荷计算方法，科学合理地解决了该平台桩基承载力安全系数不满足规范要求的问题。此项研究成果开拓了国内冰工程的研究领域，使单纯考虑孤立柱的冰载荷计算发展到了对多腿柱组合结构的整体冰作用合力计算分析，对当下井口平台、中心平台导管架抗冰设计具有实际参考价值。

［1］李玉珊.渤海固定结构冰力计算中的问题［J］.中国海上油气（工程），1999，11（1）：21-23.

［2］徐继祖，王翎羽.对渤海平台冰振分析方法的商榷［J］.中国海上油气（工程），1995，7（2）：4-8.

［3］李桐魁，徐继祖，李福成，等.渤海结构物冰荷载计算荐用方法［J］.海洋石油，1986（1）.