老龄化导管架平台结构监测和预警条件研究与应用

许庆华 吴志伟 王晓东 李再春

(1.中海石油(中国)有限公司深圳分公司 广东深圳 518067； 2.天津亿利科能源科技发展股份有限公司 天津 300384)

许庆华，吴志伟，王晓东，等.老龄化导管架平台结构监测和预警条件研究与应用［J］.中国海上油气，2015，27(5)：102-108.

自20世纪60年代开始在渤海勘探开发石油以来，目前我国大多数导管架平台已达到或超过原来的设计寿命，正步入后服役期。虽然这些老龄化导管架平台继续服役可以带来很大的经济效益，但这些平台的许多构件已有不同程度损伤，结构老化严重，加之所处海洋环境比较复杂，存在多种安全隐患。因此，为确保平台安全作业与人员安全，实施海洋平台实时监测，实现早期预警具有重要意义。

导管架平台结构监测是针对平台可能出现的不同危险形式进行安全监测，再根据预警条件进行安全预警，主要包括结构损伤诊断、整体位移监测、甲板载荷监测、桩基载荷监测、桩基沉降监测、平台不均匀沉降监测等。国内外的一些专家针对导管架平台的监测和预警分析已经做了一些工作，但目前还没有一套成形的监测方案，对于相应的预警条件也没有统一的标准。本文根据老龄化导管架平台结构特点，提出了老龄化导管架平台整体位移监测、桩基载荷监测、不均匀沉降监测的原理与方法以及相应的预警条件，形成了一套监测方案，并应用于南海某服役20年的老龄化导管架平台，证实了该方案的可行性。

1 整体位移监测与预警条件

1.1 非线性倒塌分析

由于导管架平台是超静定高冗余度结构，即使个别杆件达到屈服发生破坏，也不会影响整体结构的倾覆，平台结构仍可以承受较大的载荷。因此，需要对平台结构进行非线性倒塌分析，研究平台结构整体发生破坏时的极限承载能力以及相应的位移变化。

根据老龄化导管架平台结构特点，考虑腐蚀、裂纹、凹陷、海生物附着等缺陷损伤以及桩-土相互非线性作用，运用SACS软件中的COLLAPSE模块可对导管架平台进行非线性倒塌分析，选用百年一遇风浪流海洋环境载荷作为设计载荷，迭代步长选0.1倍设计载荷。计算获得的不同浪向情况下导管架平台载荷系数-位移曲线如图1所示，其中：0°为平台甲板平面宽度方向，49°为平台对角线方向，90°为平台甲板长度方向。

1.2 储备强度

导管架平台结构的服役安全性可以采用储备强

图1 导管架平台载荷系数-位移曲线图Fig.1 Load factor-displacement curve of jacket platform

式(1)中：Fd和Fu分别是导管架平台结构设计载荷和极限载荷。

1.3 整体位移监测预警条件

导管架平台结构设计规范要求所有杆件UC值(杆件受压、受拉、弯曲组合工况许用应力值)＜1.0，最高不超过1.05［3］。因此，可以以第一个杆件UC值达到1.0时结构整体位移值作为第I级预警条件，UC值达到1.05时所对应的结构整体位移值作为第II级预警条件。根据非线性倒塌理论，这种预警条件的设置是非常保守的。为使预警条件更为合理，借助储备强度理论，选择导管架平台储备强度系数RSR的85%所对应的结构整体位移值作为第III级预警条件，从而实现导管架平台整体位移三级监测，如图2所示。度进行评价，它给出了超过设计载荷时结构的承受能力。平台结构的储备强度用储备强度系数(RSR)来刻画，RSR定义为结构倒塌时载荷与设计载荷之比［1-2］，即

图2 导管架平台位移预警图Fig.2 Displacement warning figure of jacket platform

2 桩基载荷监测与预警条件

2.1 桩基载荷测量原理

导管架平台是由钢桩通过导管架固定于海底的平台结构，主要由上部结构、导管架结构和钢桩基础构成。上部结构载荷集中分布到甲板腿柱，经由甲板腿柱传递至桩顶和导管架结构，最后再汇集至钢桩而由钢桩基础承载，如图3所示。

图3 导管架平台结构载荷传递图Fig.3 Structure load transfer figure of jacket platform

桩基载荷由桩头初始载荷、桩头载荷变化以及插入海底钢桩重量构成。桩头初始载荷可以通过有限元软件计算，桩头载荷变化则需要通过监测获得。在正常海况情况下，导管架平台结构未进入非线性变形阶段，可以将导管架结构看作线性系统，此时桩基载荷变化可以根据导管架平台结构载荷传递规律并通过上部结构载荷变化求得。导管架平台桩基载荷计算流程如图4所示，其中上部结构的载荷变化集中反映在甲板腿柱上，因此可以通过测量甲板腿柱载荷变化获得。

图4 导管架平台桩基载荷计算流程Fig.4 Pile load calculation flow chart of jacket p latform

式(7)中：S为桩腿横截面面积；E为弹性模量；Δε＇1、Δε＇2分别为桩腿任意直径上两点应变变化，可由应变测量仪测得。

由此可通过桩头监测到的载荷求得桩基总载荷。

2.2 桩基载荷监测预警条件

导管架平台单桩载荷超过了土壤的极限承载力，就会发生桩基承载力不足的现象，这种情况是十分危险的［5-7］，需要通过监测桩基载荷，使其保持在一定的安全界限内。但是安全界限的确定比较困难，只能采取相对保守的做法，取一个尽可能的安全值。

导管架平台桩基载荷监测条件可以参考桩的允许承载力，并结合桩基所处的土壤特性、平台的功能以及使用要求等，综合计算一个较为合理的安全系数。根据APIRP 2A-WSD对于桩的设计要求，桩的允许承载力为极限承载力除以适当的安全系数(通常选取较为保守的值2.0作为安全系数［8］)。设桩

设甲板腿柱各监测点载荷变化为ΔF，导管架结构载荷传递函数为C，则桩头载荷变化ΔP为

设钢桩腿部初始载荷为P0，打入海底钢桩自重为W，则桩基总载荷P可以表示为

载荷传递函数C按以下方法计算：设在第j号腿柱施加单位载荷，引起第i号腿柱的载荷变化为Kij，从而可以得到腿柱-腿柱载荷变化关系矩阵Km×m(m为平台桩头数量)；同时，引起第r号桩头的载荷变化为Zrj，从而可以得到腿柱-桩头载荷变化关系矩阵Zn×m(n为平台含裙桩桩腿数量)。设上部结构发生了载荷变化，分配到各腿柱的载荷变化为 X=［x1x2…xm］T，则有

同样，各桩头载荷变化可以表示为

结合式(2)，可得桩基载荷变化传递函数

再利用式(3)即可求得各桩桩基载荷。

对于腿柱监测点载荷变化ΔF，可以通过测量应变变化获得，具体公式为［4］基极限承载力为Pm，则桩基载荷监测预警条件设置为

3 不均匀沉降监测与预警条件

3.1 桩顶高程差测量原理

如果导管架平台相邻两桩腿之间发生不均匀沉降，平台就会发生倾斜，则桩顶之间就会存在一个高程差，导致两桩腿之间的横梁产生相应的变形，并在靠近两边桩腿的横梁端部将会产生较大的应变，在横梁中部会产生较大的倾角变化，因此可以通过横梁两端应变与中间倾角的变化来反演计算桩顶高程差，从而监测平台的不均匀沉降。

3.1.1 相邻桩顶高程差测量原理

设导管架平台相邻两桩腿为A1和A2，当A2相对于A1桩腿发生沉降时，所引起桩顶高程差变化量为Δh。根据线性叠加原理，横梁的变形变化只与当时桩顶高程差变化相关，而与其已经承受的固定载荷无关，因此可将横梁简化为不受外载荷、两端弹性固定支持的单跨梁模型，如图5所示。图5中，a0和al为弹性固定端柔性系数；x1、x2为应变测量器坐标位置；y为应变测量器距离梁中和轴距离；xθ为倾角测量仪的坐标位置；ε1、ε2为应变测量器测出的应变值；θ为倾角测量仪测出的倾角值；Δh为梁端相对沉降值；l为横梁长度。

图5 导管架平台横梁简化分析模型Fig.5 Beam s sim plified analyticalmodel diagram of jacket platform

根据单跨梁弯曲理论，梁的挠曲线方程可以表示为

式(9)中：v为梁的挠度；v0、θ0、M0、N0分别代表了梁左端(x=0)处的挠度、转角、弯矩、剪力等初始参数。

梁右端x=l的边界条件为v(l)=Δh及v'(l)=alMl，可以得到

另一方面，倾角监测值θ可以表示为

最终可以得到相邻桩顶高程差Δh的测量计算式［9-10］：

根据式(12)可通过测量横梁两端应变变化及横梁中部倾角变化求得相邻桩顶的高程差。

3.1.2 任意桩顶高程差测量原理

以南海某8腿柱导管架平台为例，求对角线桩腿A4与B1桩腿之间的高程差，图6为该导管架平台任意桩顶高程差计算分析模型。设ΔhA1B1表示桩腿A1相对于桩腿B1的高程差，ΔhA2A1表示桩腿A2相对于桩腿A1的高程差，ΔhA3A2表示桩腿A3相对于桩腿A2的高程差，ΔhA4A3表示桩腿A4相对于桩腿A3的高程差，L为桩腿A4和桩腿B1的距离，则A4与B1的高程差可以表示为

式(14)中，ΔhA4A3、ΔhA3A2、ΔhA2A1、ΔhA1B1可以根据式(12)得出。

图6 导管架平台任意桩顶高程差计算分析模型Fig.6 Pile analyticalmodel to calculate the elevation difference of jacket p latform

3.2 不均匀沉降监测预警条件

技术规格书和相关规范一般要求导管架平台的倾斜度控制在0.3%或0.5%［11］，因此可以选择平台对角线桩腿倾斜度β不大于0.5%作为不均匀沉降监测预警条件，即

式(15)中：ΔhA4B1为对角线桩腿桩顶高程差，可以通过式(12)求得；LA4B1为对角线桩腿之间的跨距，由设计资料获得。

4 工程实例分析

本文研究对象选择南海某服役20年的老龄化导管架平台，该平台有8根主桩、4根裙桩，如图7所示。

图7 南海某老龄化导管架平台Fig.7 An aging jacket platform in South China Sea

4.1 位移监测

位移监测的原理是通过光纤光栅加速度传感器测得平台加速度值，然后对加速度值求二次积分得到平台位移值。加速度传感器布置于该导管架平台靠近甲板支柱强横梁处，共有8个，如图8所示。在监测系统运行过程中，选择一段与计算海况相似的监测结果，所选择海况风向主要是y方向，如表1所示。由表1可知，实测位移主要集中在y方向，与风力作用趋势相同，但由于计算海况与实测海况不同，同时采用加速度二次积分累计求和计算位移的算法存在一定的缺陷，造成计算结果与实测结果存在一定误差。

图8 南海某老龄化导管架平台加速度传感器布设位置Fig.8 Layout position of acceleration sensor of one aging jacket platform in South China Sea

表1 南海某老龄化导管架平台位移监测数据Table 1 Displacementmonitoring data of one aging jacket platform in South China Sea

4.2 桩基载荷监测

导管架平台桩基载荷监测是通过光纤光栅应变传感器和式(7)求得的。在靠近该导管架平台底层甲板的桩腿直立区域，每间隔90°安装一个应变传感器。图9为在既包括正常天气，又包括台风天气的某时间段该导管架平台桩腿承载力监测结果，可以看出，与5月30日风速和风向没有发生明显变化时的桩基承载力相比，在6月10日风向发生变化且风速增大时的桩基承载力发生了明显下降现象。为了验证桩基载荷监测数据的有效性，提取风速5m/s、风向220°(记为海况1)和风速20 m/s、风向50°(记为海况2)时的软件计算结果与对应海况的实测结果进行对比，如表2所示。由表2可知，与海况1相比，海况2时的桩基承载力明显出现下降现象，监测结果与实测结果的变化规律相一致。由于软件计算只考虑了风速和风向因素，因此实测结果与软件计算结果不一致。

图9 不同风速、风向下南海某老龄化导管架平台A1桩腿承载力监测结果Fig.9 A1 leg stress under different w ind speed and direction of one aging jacket platform in South China Sea

表2 南海某老龄化导管架平台桩基载荷力监测结果与实测结果对比Table 2 Pile load calculation and measurement results of one aging jacket platform in South China Sea

4.3 平台不均匀沉降监测

平台不均匀沉降是通过光纤光栅应变传感器、倾角传感器和式(12)求得的。在底层甲板下表面的主横梁上，每2个桩腿之间布设一个倾角传感器，同时两侧布置应变传感器消除测量误差，如图10所示。

图10 南海某老龄化导管架平台应变传感器和倾角传感器布置Fig.10 Layout position of strain sensor and tilt sensor of one aging jacket platform in South China Sea

图11 南海某导管架平台A1、A2桩腿间的不均匀沉降监测结果Fig.11 Test result of uneven settlement between A1 and A2 leg of one aging platform in South China Sea

图11为在既包括正常天气，又包括台风天气的某时间段该导管平台不均匀沉降监测结果，可以看出，该导管架平台在台风天气(6月14日，风力为22m/s)时的不均匀沉降与正常天气(6月8日，风力为3 m/s)时相比没有发生明显变化，这是由于不均匀沉降是在平台长期服役过程中缓慢发生的，短期的台风不会对不均匀沉降产生影响。

此外，在该导管架平台顶层甲板外边缘安装风速风向仪，用于监测环境风速及风向。所有传感器采集的结果通过光缆传至中控室的主机，在主机界面实时显示监测结果，包括平台位移、桩腿应力、不均匀沉降和风速风向值。

5 结论

1)基于非线性倒塌理论求出导管架平台载荷系数-位移曲线，根据储备强度理论提出了采用储备强度系数的85%所对应的位移值作为整体位移监测最高预警条件，从而实现了导管架平台整体位移三级监测。

2)提出了导管架平台桩基载荷监测的简便方法，阐述了桩基载荷传递函数的计算方法，根据API规范提出了采用安全系数2.0作为桩基载荷监测预警条件。但该方法没有考虑极端海况动态效应，需要进一步研究。

3)提出了平台不均匀沉降的长期监测方法，阐述了桩顶高程差的计算方法，根据海洋平台安装要求提出了选择倾斜度小于0.5%作为监测预警条件。

4)选择南海某服役20年的老龄化导管架平台为研究对象，运用本文提出的监测和预警条件进行了工程实例分析，结果表明本文提出的监测方案是可行的。

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