泰國灣固定式海洋平臺組塊拆除關鍵技術

劉建峰，杜穎，王彥多，韓敬艷，趙強，周建

(海洋石油工程股份有限公司,天津 300461)

泰國平臺拆除項目(以下簡稱泰國項目)是海洋石油工程股份有限公司承攬的首項海外平臺拆除項目，主要工作是完成4座固定式海洋平臺(YAWA、JKWB、FUWL和FUWM)上部組塊的海上拆除。這4座平臺所在油田位于泰國灣，平均水深70 m，屬于典型的固定式海洋平臺上部組塊。其中，YAWA組塊是3腿2層組塊，設計重量約為226 t；JKWB、FUWL和FUWM組塊都是4腿的兩層組塊，設計重量分別約為585、433、435 t。雖然海洋石油工程股份有限公司在國內已先后完成了導管架[1-3]、組塊、舊單點[4]、儲罐，以及導管架帽[5]等多個海洋結構物拆除項目，積累了較為豐富的拆除經驗，但是相對于國內的拆除項目而言，泰國項目存在以下幾方面的技術困難：①與業主雪佛龍公司和第三方LOC(倫敦海事咨詢有限公司)都是首次技術合作，雙方在規范使用、設計理念、計算方法和習慣做法等方面，存在較多差異；②首次在泰國灣拆除作業，對該海域海況特點了解較少，風險識別難度大；③受項目工期和成本等因素的影響，協調國內施工資源困難，且當地可供選擇的施工資源有限。為此，開展泰國灣固定式海洋平臺組塊拆除設計中吊裝、運輸、裝船固定、穩性和系泊等關鍵技術分析。

1 組塊吊裝分析新算法

目前，在國外項目中常見的組塊吊裝分析算法有：分配力法、分配力系數法和吊繩強制位移法等[6-7]。

針對組塊吊裝分析，與國外項目采用各種相對復雜的算法不同，國內常規項目采用的傳統算法是依據API RP 2A規范要求：對于開敞暴露海域進行吊裝，直接與吊點相連的桿件應力校核時應考慮不小于2.0倍的動力放大系數，其他所有桿件應力校核時應考慮不小于1.35倍的動力放大系數；對于遮蔽海域進行吊裝，直接與吊點相連的桿件應力校核時應考慮不小于1.5倍的動力放大系數，其他所有桿件應力校核時應考慮不小于1.15倍的動力放大系數。

在國內傳統算法中，針對組塊整體重心的模擬，考慮對實際重心位置估算的偏差，相對于組塊整體吊裝模型中的理論重心位置，其實際重心位置在水平面內會出現一定量的偏移。在重心偏移問題上，國內傳統算法基于如下假定：如圖1b)所示，相對于組塊整體吊裝的理論重心位置(COG)O點，沿X軸偏移量ex分別取±0.5 m和沿Y軸偏移量ey分別取±0.5 m，形成以點1～4為4個角點的正方形包絡線，組塊整體吊裝的實際重心位置不超過該正方形包絡線。在進行組塊吊裝工況選擇時，除了選擇重心在理論重心位置的工況外，還分別選擇了重心偏移到4個角點上的4種危險工況[8]。

圖1 傳統算法中組塊吊裝示意

此外，在國內傳統算法中，針對組塊整體吊裝時浮吊吊鉤位置和吊繩的模擬，如圖1a)所示，只模擬1個吊鉤位置和1組吊繩的情況，僅認為吊鉤位置只存在于理論重心位置O點的正上方。

與國內常規項目傳統算法不同，泰國項目在進行組塊拆除設計時，雖然該項目4座組塊中最重的設計重量是585 t，但是業主和第三方都要求采用相對復雜的新算法進行組塊吊裝分析。相比較國內傳統算法而言，新算法主要存在以下區別：①如圖1b)所示，在考慮重心偏移時，將重心沿X軸偏移量ex分別取±1.0 m和沿Y軸偏移量ey分別取±1.0 m；②如圖2所示，針對組塊整體吊裝時浮吊吊鉤位置和吊繩的模擬，共模擬5個吊鉤位置和5組吊繩的情況，而這5個吊鉤位置分別設置在圖1b)中點0～4正上方的同一平面內。

圖2 組塊吊裝分析新算法示意

相對于國內傳統算法，該項目的新算法在考慮實際重心偏移時，將圖1b)中正方形包絡線的邊長由1 m擴大到2 m，使得組塊各桿件應力強度更不容易滿足規范要求。另外，新算法通過設置5個吊鉤位置和5組吊繩，可以有效模擬因吊繩制造誤差或配扣偏差而存在每根吊繩實際長度與其理論長度不一致的工況，還可以有效解決國內傳統算法計算結果中位移偏大的問題。

2 運輸分析中墊墩的模擬

國內常規項目在詳細設計階段對組塊進行運輸分析時，由于抬梁、墊墩(或滑靴)等施工資源未最終確定，再考慮到墊墩的截面形式和外形尺寸對組塊自身運輸分析計算結果影響較小，墊墩的結構強度不是詳細設計階段考慮的重點，因此通常采用兩種模擬方式：①在組塊運輸模型中不考慮墊墩進行模擬，僅在組塊和駁船整體搖擺中心設定時考慮墊墩高度；②僅在組塊運輸模型中模擬墊墩高度，而對其詳細的截面形式不做精細化模擬，多采用與其相連的組塊各主腿截面形式(圓管)來簡單替代。在安裝設計階段和拆除設計階段進行組塊運輸分析時，針對墊墩截面形式的模擬，也多采用上述第二種模擬方式，不進行精細化模擬。

組塊運輸分析計算結果中墊墩底端的最大支反力，不但影響著墊墩自身強度校核、駁船甲板強度校核，也影響著裝船固定筋板的強度校核，因此在組塊運輸分析中對墊墩截面進行精細化模擬很有必要。分析泰國項目組塊拆除設計方案發現，對墊墩橫截面采用不同的截面形式進行模擬，墊墩底端支反力的計算結果存在一定差異。以本項目FUWL組塊為例，其運輸分析SACS模型見圖3a)。該組塊實際拆除過程中的墊墩長2.8 m、寬2.0 m、高1.3 m、重9.1 t，見圖3b)；其典型截面(水平剖面)是由縱向3片和橫向6片25 mm厚的鋼板相互垂直拼接而成，見圖3c)。通過在SACS模型中修改墊墩桿件的截面形式和等效密度，分別把墊墩截面模擬成圓管(圖4a))、箱型(見圖4b))、三腹板(見圖4c))、長方形(見圖4d))，其中圓管的直徑和壁厚與A1腿柱相同，箱型、三腹板和長方形的長寬都與墊墩的長寬相同。通過對上述4種墊墩截面模擬形式進行組成運輸分析，得到該組塊A1腿處墊墩底端(模型中的固支節點)最大支反力計算結果，見表1。

圖3 FUWL組塊運輸模型及墊墩示意

圖4 墊墩截面形式模擬示意(單位：mm)

由表1可見，對于同一墊墩，當采用不同的截面形式進行模擬時，其底端支反力的計算結果不同。整體來看，采用箱型、三腹板和長方形來模擬墊墩截面，在整體坐標系下的6個自由度上的最大支反力都較為接近，最大相差不超過1%。與常規做法中采用圓管截面模擬墊墩的計算結果相比，采用箱型、三腹板和長方形截面模擬墊墩的計算結果，在FZ方向上受力較小，減小了約13%；但是，在其余5個自由度上受力都較大，其中，在FX方向上增大了約11%，在FY方向上增大了約14%，在MX方向上增大了約24%，在MY方向上增大了約83%，在MZ方向上增大了約4%。因此，在組塊運輸分析中，結合墊墩本身的截面形式、外形尺寸和結構特點，相對于以往采用圓管來模擬墊墩而言，采用箱型、三腹板或長方形截面來模擬墊墩更為合理。

表1 不同截面形式下FUWL組塊A1腿處墊墩底端最大支反力

3 裝船固定分析

3.1 筋板校核的新算法

由于泰國項目組塊在碼頭采用SPMT小車滾裝卸船的施工方案，對組塊在駁船甲板上進行裝船固定時需要使用抬梁和墊墩，而在組塊腿柱與抬梁之間、抬梁與墊墩之間、以及墊墩與駁船甲板之間都需要采用筋板固定，見圖5。因此需要設計校核的筋板不但數量多而且種類多，給裝船固定設計帶來不小的技術挑戰。此外，與國內常規項目相比，本項目的業主和第三方在筋板校核的計算方法和設計理念上有很大的不同，見表2。

圖5 組塊裝船固定示意

表2 國內常規項目與泰國項目裝船固定筋板校核算法對比

由表2可知，在組塊裝船固定設計中針對筋板校核時，國內常規項目的算法一般包括豎直壓應力、豎直拉應力、豎直剪應力、水平剪應力和整體彎應力的校核，不考慮局部彎應力和屈曲應力的校核；而泰國項目則不考慮豎直壓應力、豎直拉應力和豎直剪應力的校核，重點考慮水平剪應力、整體彎應力、局部彎應力和屈曲應力的校核。

除了表2中能直觀看出泰國項目與國內常規項目在計算項上的差別外，兩者在一些具體項上的計算方法也有比較大的差異。例如，某墊墩在駁船甲板上由筋板固定的俯視示意見圖6，假設墊墩上表面(長方形)的4個角分別為A、B、C、D，在AD側面和BC側面上各有3塊筋板，在AB側面和CD側面上各有4塊筋板，FX為沿0°方向作用在墊墩底端幾何中心的水平剪力，國內算法處理為該水平剪力FX應由上述AD側面和BC側面上的6塊筋板共同承擔，而泰國項目處理為該水平剪力FX只由BC側面上的3塊筋板承擔。此外，在計算整體彎應力時，國內常規項目算法需要同時考慮筋板受壓應力和彎應力的組合，而泰國項目算法則只考慮筋板受到的彎應力。

圖6 墊墩由各方向筋板固定示意(俯視)

3.2 筋板的加強板

泰國項目的業主和第三方對于裝船固定筋板設計還有一個特殊規定：在每1塊筋板背部焊接加強板，見圖7。

圖7 筋板及其加強板的示意

由于本項目在裝船固定中使用的筋板數量較多，如果嚴格按照這項要求實施，不僅給裝船固定設計增加不少鋼材，更會增加很多焊接工作量。根據以往國內常規項目裝船固定的設計經驗，考慮到只要每塊筋板受力后不會屈曲，則在筋板背部焊接加強板的做法實際作用不大。經過與業主和第三方溝通，最后決定不對每塊筋板焊接加強板。

3.3 筋板的有效支撐

泰國項目在裝船固定設計時，對新增筋板所焊接固定位置下方的原有筋板，是否可以判定為有效支撐也進行了嚴格的規定。如圖8a)所示，只有當新增筋板面與其腳印所在隔板正下方的原有筋板面共面時，才認為原有筋板對新增筋板是有效支撐；而對于圖8b)和圖8c)所示的情況，無論新增筋板面與其腳印所在隔板正下方的原有筋板面是錯位，還是上下兩塊筋板面相交，都認為原有筋板對新增筋板是無效支撐。

圖8 筋板的有效支撐和無效支撐判定示意

因此認為項目，所有位于無效支撐位置處的新增筋板都不能承受任何外力，這部分新增筋板在筋板強度校核時都不能包含在內。

4 一次性駁船調載滿足3種運輸工況

泰國灣項目，如果從國內派遣運輸駁船過去，占用駁船的周期較長、成本較高，相對經濟的解決方案是從泰國當地尋找駁船資源。通過對當地駁船資源的調研后發現，泰國市場上僅有SCENA 2801和SCENA 2802 2艘運輸駁船滿足本項目組塊運輸的需求。但是，這2艘運輸駁船都沒有獨自調載能力，需要外接調載泵，而調載泵也需要從當地進行租賃，且日租賃費用昂貴。由于本項目的運輸方案和裝船固定方案是讓每艘駁船1次運回2個組塊，這樣駁船實際就出現了3種作業工況：工況1，從碼頭開往第一座平臺過程的無組塊運輸工況，見圖9a)；工況2，裝載第一個組塊后前往第二座平臺過程的單組塊運輸工況，見圖9b)；工況3，裝載完成第二個組塊后返回碼頭過程的雙組塊運輸工況，見圖9c)。

圖9 駁船運輸的3種作業工況

為滿足上述3種作業工況的調載需求，如果讓調載泵跟隨駁船一起出海在海上對駁船進行調載的話，則調載泵的總租賃費用就會特別高。

針對上述困難，首先，設計2個組塊在駁船甲板上擺放位置時，盡可能將2個組塊重心都靠近駁船的中軸線，以減小2個組塊在裝船過程中對駁船水平度(尤其是橫傾角)的影響。其次，分析在工況3下駁船穩性滿足規范要求時，駁船各個艙室壓載水的最終狀態。然后，針對工況3下駁船壓載的最終狀態，分別驗算該壓載狀態在工況1和工況2下駁船的運輸穩性是否也滿足規范要求；若滿足規范要求，則證明該駁船在工況3一種壓載水的狀態下，就能同時滿足3種運輸工況的共同需求。這樣就能實現短期租賃調載泵，只需在碼頭1次性完成對駁船各艙室壓載水的調載，不用再將調載泵帶到海上在海上對駁船進行第二次調載和第三次調載，可為項目節省成本。

經過反復試算分析，找到了3種運輸工況的共用工況3，該方案僅在工況2時駁船有0.11°的橫傾角，但該橫傾角不影響駁船正常航行和穩性，最終結果滿足駁船的運輸要求。

5 逆向推導錨纜臥底長度

在系泊分析方面，國內常規項目通常只分析平均波浪周期下的作業工況，而泰國項目則不但要求分別分析最小波浪周期、平均波浪周期和最大波浪周期下的作業工況，還要求分別分析1年一遇有義波高和5年一遇有義波高下的待機工況；此外，針對作業工況和待機工況，還要分別計算系泊錨纜完整工況和施工船舶各根錨纜每根依次破斷的破斷工況，見表3。

表3 國內常規項目與泰國項目的系泊分析對比

本項目除了對系泊分析的計算工況要求較多之外，還要求在系泊分析時每根錨纜的臥底長度都要大于50 m(國內常規項目要求大于0即可)。因此，相對國內常規項目而言，本項目在系泊分析方面計算工作量大。如果采用常規的系泊分析思路，則需要手算400多組數據，計算量大而且計算時間長，無法滿足本項目對拆除工期要求。于是，采用插值法先求出當錨纜臥底長度為50 m時對應的錨纜張力F50，再將每根錨纜實際計算出的最大張力Fmax與F50比較，若Fmax大于F50，即可證明錨纜的臥底長度大于50 m，避免了繁瑣的計算過程，既滿足了本項目的要求，又節約了拆除設計工期。

6 應用效果

項目按照合同工期要求順利完成了4座組塊的拆除作業，見圖10。項目的拆除設計成果和施工效果都得到了業主和第三方的高度認可，最終獲得了雪佛龍公司授予的最高榮譽獎勵“無事故安全獎”。

圖10 泰國項目組塊運回碼頭

7 結論

1)在組塊吊裝分析方面，泰國項目針對組塊整體吊裝時浮吊吊鉤位置和吊繩的模擬，共模擬了5個吊鉤位置和5組吊繩情況，這5種吊鉤與吊繩的組合方式有其合理的地方，目前已被國內項目普遍采用；但是，該項目將重心沿X軸偏移量ex分別取±1.0 m和沿Y軸偏移量ey分別取±1.0 m，這相對于國內普遍取±0.5 m的做法而言，具體哪種設置更合理，還需進一步研究。

2)在組塊運輸分析方面，泰國項目通過對多種截面形式模擬墊墩截面計算結果的論證分析，證明了對墊墩模擬采用不同的截面形式，對運輸分析中墊墩受力的計算結果有很大影響，進而會影響到組塊裝船固定設計方案。因此，建議今后在類似項目的拆除設計應盡量選擇對墊墩截面進行精細化模擬。

3)在組塊裝船固定分析方面，與國內常規項目采用的算法相比，泰國項目采用的筋板校核算法更注重彎矩對筋板強度的影響；其對新增筋板是否具備有效支撐方面的規定，雖然相對苛刻但也較為合理，值得國內項目借鑒；但是，其在校核筋板水平剪應力時，只選取一側筋板來承受水平剪切力的做法，則過于保守，是否合理值得商榷。

4)在駁船穩性分析方面，泰國項目通過在碼頭一次性對駁船調載而同時滿足3種運輸工況的設計方案，有效解決了駁船無法獨自調載的困難，減少了調載泵的租賃時間，節省了成本，值得其他類似項目借鑒。

5)在浮吊船系泊分析方面，泰國項目需要計算的工況很多，通過逆向思維，先求出錨纜臥底長度為50 m時的錨纜張力F50，再用每根錨纜計算出的實際最大張力Fmax快速判斷出每根錨纜的臥底長度是否大于50 m，既避免了繁瑣的計算過程，又節約了拆除設計工期。