埕島中心三號生產平臺浮裝分析

鄒積山，張先鋒

(勝利油田勝利勘察設計研究院有限公司，山東 東營257026)

海洋平臺上部組塊浮托法安裝(簡稱浮裝)就是利用潮差和駁船壓載完成大型上部組塊的安裝。該技術與傳統浮吊安裝相比，具有安裝重量大、調試時間短、安裝費用低等優點，因此在導管架平臺，重力式平臺，張力腿平臺以及Spar平臺等多種結構型式中都有成功應用［1］。國內也有多座平臺采用浮托法進行安裝［2-4］。

準確模擬浮裝過程中導管架-駁船-上部組塊系統的運動響應和三者之間相互作用，是平臺結構設計和浮裝關鍵裝置設計的基礎［5-6］，也是進行平臺結構形式確定和各種浮裝間隙設計的前提［7-8］。

勝利海上埕島中心三號生產平臺上部組塊設計安裝重量為4 500 t，采用浮托法安裝。本文利用MOSES軟件對埕島中心三號生產平臺浮裝過程進行水動力分析。

1 浮裝過程

上部組塊運至安裝位置，待出現合適的潮位和氣象條件后，進行正式的平臺浮裝作業，作業過程可分為三個階段。

1.1 駁船進入階段

在錨纜、拖船等牽引下，駁船從導管架預留槽中間緩慢進入。在此過程中，需要計算駁船護舷與樁腿的碰撞荷載及組塊插尖的豎向運動響應。駁船護舷與樁腿的碰撞荷載是進行導管架結構設計和船體強度校核的重要參數。為避免駁船進入過程中上部組塊插尖與樁腿耦合裝置(LMU)之間發生沖突，應根據插尖豎向運動響應設計駁船進入過程中插尖與LMU頂部的間隙。

在此過程中，應根據導管架預留槽與駁船相對位置確定該階段的關鍵狀態。第一關鍵狀態為駁船剛駛過導管架預留槽第一列樁腿，此時駁船僅與第一列樁腿發生碰撞，然后依此類推，直到駁船駛過導管架預留槽最后一列樁腿，此時駁船可與所有樁腿發生碰撞。最后一個關鍵狀態為上部組塊插尖與LMU位置對正狀態。由此可知，若導管架預留槽有N列樁腿則需要計算N+1個關鍵狀態。

1.2 荷載傳遞階段

組塊插尖與樁腿對正后，利用潮位下降和駁船壓載，將組塊重量逐漸從駁船轉移到樁腿上。在此過程中，需要計算兩個控制參數:LMU與組塊插尖的碰撞荷載，甲板支撐裝置(DSU)與組塊支撐之間的碰撞荷載。這兩個控制參數是進行LMU、插尖、DSU和組塊支撐設計的重要參數。

在此過程中，根據組塊重量由駁船轉移到樁腿的份額確定關鍵狀態，通常計算組塊重量傳遞0、25%、50%、75%和100%五個關鍵狀態。其中0表示組塊插尖剛開始與LMU接觸的臨界狀態，100%表示組塊重量完全從駁船轉移至樁腿，但DSU與組塊支撐還沒有脫離的狀態。

1.3 分離退船階段

上部組塊重量從駁船100%傳遞至樁腿后，駁船繼續壓載下沉，待駁船與上部組塊底部之間出現足夠的退船間隙，駁船即可從導管架預留槽中退出。在此過程中，需要計算兩個控制參數:駁船護舷與樁腿的碰撞荷載，駁船豎向運動響應幅值。為避免退船過程中駁船與導管架水下第一層水平撐的碰撞，應根據駁船豎向運動響應進行導管架水下第一層水平撐的設計。

該階段關鍵狀態的選取原則與駁船進入階段相似，具有相同個數的關鍵狀態。

2 浮裝水動力分析

2.1 平臺結構模型

該平臺下部基礎采用6腿導管架結構，樁腿矩形布置，工作點平面尺寸為32 m×34 m。導管架頂標高為6.0 m，水下第一層水平撐標高為-7.0 m，水下第二層水平撐(泥面處)標高為-12.2 m，導管架預留槽平面布置見圖1。

圖1 導管架預留槽平面布置示意

上部組塊采用空間框架結構，共設三層主甲板，各層主甲板面積為46 m×40 m，另設開排甲板一層，開排甲板與上部組塊主結構一起進行浮裝。上部組塊浮裝重量約4 500 t，重心坐標為(-0.39，0.25，6.63)。

2.2 駁船模型和環境條件

浮裝駁船使用“重任1501”輪，該船有關參數見表1。浮裝過程中的設計環境條件見表2。

表1 駁船參數

表2 浮裝設計環境條件

2.3 浮裝水動力分析內容

利用軟件MOSES對浮裝過程的幾個典型階段進行時域分析。分析中用梁和桁架模擬導管架、駁船和上部組塊結構。三者之間的相互作用通過MOSES的柔性連接件模擬。

根據1.3所述原則，駁船進入階段共需分析4個關鍵狀態，依次對應駁船船艉距離導管架預留槽第一列樁腿10、20、35和76 m 4個位置，計算每個關鍵狀態的組塊插尖豎向位移響應，護舷碰撞荷載。

荷載傳遞階段共分析5個關鍵狀態，分別為荷載傳遞0%、25%、50%、75%和100%5個狀態，計算每個關鍵狀態的6套LMU的豎向和側向碰撞荷載，6套DSU的豎向和側向碰撞荷載。

與進入階段對應，分離退船階段同樣分析4個關鍵狀態，依次對應駁船船艉距離導管架預留槽第一列樁腿76、35、20和10 m 4個位置，計算每個關鍵狀態導管架外側4個樁腿位置處駁船豎向位移響應及駁船護舷與樁腿的碰撞荷載。

3 計算結果

3.1 駁船進入階段

表3給出上部組塊外側4個插尖由駁船垂蕩、縱搖、橫搖引起的最大豎向運動幅值，表4給出護舷與樁腿碰撞荷載。

表3 插尖最大豎向運動幅值 m

表4 護舷與樁腿碰撞荷載 kN

由表4可知，橫浪條件下駁船護舷與樁腿的碰撞荷載最大，其值為817 kN。

3.2 荷載傳遞階段

表5給出了荷載傳遞過程中5個關鍵狀態的插尖與LMU最大碰撞荷載。

由表5可見，插尖與LMU的最大豎向碰撞荷載為8 652 kN，發生在橫浪作用荷載傳遞100%時。最大側向碰撞荷載為1 534 kN，發生在橫浪作用荷載傳遞為0時。

表6給出了荷載傳遞過程中在5個狀態時的組塊支撐與DSU最大碰撞荷載。

表5 插尖與LMU最大碰撞荷載(豎向，側向) kN

表6 組塊支撐與DSU最大碰撞荷載(豎向，側向) kN

由表6可見，組塊支撐與DSU的最大碰撞荷載為6 575 kN，發生在橫浪作用荷載傳遞為0時。最大側向碰撞荷載為1 928 kN，發生在橫浪作用荷載傳遞100%時。

3.3 分離退船

退船階段護舷與樁腿的碰撞荷載見表7。

由表7可見，橫浪條件駁船護舷與導管架的碰撞荷載最大，最大值為938 kN。

在4個外側導管架樁腿位置駁船的最大豎向運動幅值見表8。

由表8可見，退船過程中駁船在設計環境條件下的最大豎向運動幅值為0.48 m。

表7 護舷與樁腿碰撞荷載 kN

表8 駁船最大豎向運動幅值 m

4 結論

根據本文的浮裝分析結果，完成了埕島中心三號生產平臺結構設計及該平臺上部組塊的浮裝。浮裝作業前應對安裝海域進行細致的海洋環境調查，準確預測浮裝作業窗口內的潮位變化，有效利用潮位升降，創造充裕的駁船進退空間，并盡量選擇風浪較小的安裝作業條件，降低可能的各種碰撞風險。

［1］EDELSON D，LUO M，HALKYARD J.Kikeh development:Spar topside floatover installation［C］∥Offshore Technology Conference.Houston，USA:OTC，2008:19639.

［2］房曉明，郝 軍，魏行超.南堡35_2油田中心平臺應用浮托法安裝新工藝實踐［J］.中國海上油氣，2006，18(2):126-129.

［3］包清華.趙東油田極淺海平臺的海上安裝［J］.石油工程建設，2010，36(5):29-31.

［4］李 達，范 模，易 叢，等.海洋平臺組塊浮托安裝總體設計方法［J］.海洋工程，2011，29(3):13-22.

［5］王樹青，陳曉惠，李淑一，等.海洋平臺浮托安裝分析及其關鍵技術［J］.中國海洋大學學報，2011，41(7/8):189-196.

［6］BYLE S.Potential failure mechanisms in floatover deck mating systems［C］∥Offshore Technology Conference.Houston，USA:OTC，2007:19047.

［7］HAMLITON J，FRECH R，RAWSTRON P.Topsides and Jacket Modeling for Floatover Installation Design［C］∥Offshore Technology Conference.Houston，USA:OTC，2008:19227.

［8］許 鑫，楊建民，呂海寧.導管架平臺浮托法安裝的數值模擬與模型試驗［J］.上海交通大學學報，2011，45(4):339-445.