基于结构非线性的导管架平台地震韧性分析

邵卫东 侯金林 王丽勤 于春洁 付殿福 曹 菡

(1. 中海油研究总院 北京 100028; 2. 中船重工船舶设计研究中心有限公司 北京 100081)

基于结构非线性的导管架平台地震韧性分析

邵卫东1侯金林1王丽勤1于春洁1付殿福1曹 菡2

(1. 中海油研究总院 北京 100028; 2. 中船重工船舶设计研究中心有限公司 北京 100081)

针对导管架平台抗震分析标准和目前平台抗震设计中存在的问题，提出了一种基于结构非线性的导管架平台地震韧性分析方法。以渤海地区BH平台为例，考虑平台材料非线性，利用p-y方法模拟桩-土之间非线性特性，在韧性水平地震作用下对平台进行动力时程分析，得到了该平台整体位移时程曲线、桩头力时程曲线、地震基底剪力时程曲线等；与常规线性分析方法结果相比，考虑非线性特性进行导管架平台地震韧性分析，该平台整体结构保持完整，满足API规范“不倒塌”的要求，能够明显降低桩基壁厚，对于降低油田开发成本具有重要意义。

导管架平台；材料非线性；桩-土非线性；地震动时程；地震韧性分析；抗震设计

导管架平台安装后在服役期内除承受组块的功能荷载外，还要承受风、浪、流、地震等环境荷载。对于风、浪、流环境条件不是特别恶劣的区域，地震工况主要影响导管架平台的结构设计[1]。渤海海域地震工况相对恶劣，由于地震评价标准和要求的不断提高，对该区域导管架平台结构抗震分析提出了更高的要求。目前，海洋工程的抗震问题已得到广泛关注[2]。国内进行固定式导管架平台设计时基本上是采用API 2A WSD规范的要求和方法[3]。该规范中对固定式平台地震结构分析分为2种工况，即强度水平地震分析和韧性水平地震分析，其中强度水平地震分析中要求结构杆件和节点均不允许发生破坏，韧性水平地震分析中在部分杆件或节点发生破坏后则要求结构仍有足够刚度不发生倒塌。

对于海上固定平台，针对不同地震重现期和加速度，分析平台抗震性能和可靠度已有许多成果。庄一舟 等[4]、金伟良 等[5]以渤海2座典型导管架平台为研究对象，基于非线性分析方法提出了在环境荷载作用下海洋导管架平台结构抗震可靠性的分析方法，并研究了平台的可靠度，但研究中是通过等效方法模拟平台桩-土之间非线性作用。窦培林、袁洪涛[6]采用等效荷载法分析了自升式海洋平台结构的可靠性，但研究中只考虑了风、浪荷载，对地震荷载作用下平台可靠性没有进行分析。韩晓双[7]应用ANSYS对海洋平台进行了三维时程响应分析，针对海洋平台随机地震响应，基于梁理论提出一种简化计算模型。魏巍[8]对导管架式海洋平台在地震作用下的破坏过程和破坏状态进行了深入研究，认为平台破坏过程分为定常、塑变和破坏3个阶段，并对不同特性地震动作用下导管架平台结构的破坏状态和抗震安全裕度进行了实例分析。荣棉水 等[9]利用国内外规范地震谱和安评场地地震谱拟合具有相同峰值加速度，即50 a超越概率10%的地震动时程曲线，对简化固定平台模型进行了地震动时程分析，结果表明API规范谱结果偏于保守。金书成 等[10]基于弹塑性理论，采用Pushover方法分析固定式平台抗震能力及平台塑性铰分布特性，并与时程分析方法结果进行了对比。上述研究成果基本上都没有考虑桩-土之间的非线性影响，而且对桩基进行固定端约束或者采用弹簧约束。本文除考虑材料非线性外，在分析过程中考虑利用非线性弹簧模拟桩-土之间的非线性作用，将工程地质调查测得的p-y、T-Z、Q-Z数据输入分析程序，由此确定非线性弹簧的刚度，研究导管架平台极端地震工况下的结构安全性。

1 材料非线性对结构设计意义

海洋固定式导管架平台结构设计一直没有考虑构件进入屈服状态后的承载能力，一般将结构进入塑性变形状态认为是正常工作的极限状态。实际中，平台结构所用的钢材具有很大的塑性变形能力，在往复加载和卸载过程中结构的塑性变形能够大大提高结构吸收和耗散地震输入能量的能力。因此，塑性变形阶段是平台整体结构动力反应过程中的一个重要阶段，能够有效提高导管架平台抵抗大震的能力。

根据钢材材料特性，在地震韧性分析中利用弹塑性理论考虑构件从弹性变形逐步过渡到塑性变形，采用图1所示材料应力-应变关系(F为杆件轴向力；S0为杆件横截面积；ΔL为杆件在轴力作用下的变形；L0为杆件无变形长度；σs为材料的屈服强度)。此过程中材料经过塑性强化阶段，材料塑性应变增加引起构件应力增加,同时利用Green 应变理论耦合构件大位移变形和轴向应变。考虑结构的非线性进行结构动力分析及结构的极限强度分析，可以考虑材料的塑性变形对平台结构强度的贡献及吸收地震的能量，通过设置杆件的失效准则，可以分析在部分杆件失效情况下平台整体结构的安全性。本文主要考虑结构的非线性特性，研究平台在同等地震条件下的结构安全性，并提出计算结构韧性水平地震反应的计算方法。

图1 钢材应力-应变曲线

2 地震动时程分析

2.1 分析方法

固定式导管架平台是一个复杂的结构-桩-土-水体系，反应谱理论只能提供结构在地震作用下弹性阶段的最大地震反应，不能直接用于结构的非弹性阶段，无法描述结构在强烈地震作用下逐步开裂、损坏直至倒塌的全过程。对于桩-土之间的作用，采用静力方法进行等效刚度处理无法考虑桩-土在地震分析中的非线性影响和环境荷载作用。采用详细时间历程分析法，将地震加速度时间历程作为地震输入，计算结构反应过程，这一方法不但能够考虑地震的持续性，而且能够考虑地震过程中反应谱不能概括的结构非线性特性等。对于桩-土之间非线性作用，采用p-y方法进行模拟，在平台地震分析过程中可以充分考虑桩-土之间刚度的变化，且该方法可同时考虑环境荷载和地震荷载共同作用下结构的动力响应。在进行时程分析时，平台动力分析中的刚度矩阵式反应量的变量不断变化，平台的某些构件因破坏退出工作，其刚度对平台整体刚度没有贡献，但结构没有发生倒塌，平台仍可继续使用，此时重新计算平台刚度，对平台杆件内力进行重新分配，利用修正后的计算模型进行下一步的计算分析，直到平台发生倒塌或达到定义的分析时长。

根据DNV-RP-C204规范要求，当结构达到材料屈服强度后进入强化阶段，在轴向荷载作用下，当应变达到一定数值后，该结构发生塑性破坏。结构的整体位移与主要杆件的应变值可作为结构是否发生倒塌失效的判定条件。在地震动时程分析过程中，对于杆件的破坏准则能够通过设定由程序自动判断，对于结构整体失效准则则需要通过分析结果由设计人员进行判定。

与谱分析法相比，采用动时程方法进行导管架平台地震韧性分析有以下2个特点：一是材料的力学特性考虑非线性特性，如在弹塑性反应阶段和塑性反应阶段，杆件刚度随每一时刻杆件的变形而发生变化；二是平台的整体刚度不是常数，随结构响应的不同阶段而改变，如在结构进入塑性变形时，随着加载过程杆件刚度对平台整体刚度不再具有贡献，此时须对分析模型进行修正，利用修正后的模型进行计算分析。

2.2 计算实例

以渤海地区新设计的BH平台为例进行地震韧性分析。该平台为八腿八主桩导管架平台(图2)，平台有井槽40个，设置模块钻机和100人生活楼。在EL.(+)10.0 m标高处A-B轴间距为15 m，1-2轴和3-4轴间距均为18.5 m，2-3轴间距为20 m。该平台所处水深为27.6 m，导管架分为3个水平层，海生物厚度为0.3 m，钢桩直径为2.134 m，钢桩入泥101 m。上部组块甲板分为4层，整体操作质量约16 000 t。采用常规线性方法和时程分析方法在同等地震重现期下对平台桩基进行设计。对于固定式导管架平台，在地震工况下工作点处位移、结构安全性和桩头力是关注的重点,因此采用梁单元模拟平台的杆件，采用板壳单元模拟平台的甲板板。该平台时程分析结构模型如图3所示。

图2 渤海BH平台模型

图3 渤海BH平台时程分析结构模型

2.2.1 环境条件

分析时采用重现期为1 a的海流数据，海流表层流速为0.45 m/s,底层流速为0.28 m/s。根据工程地质钻孔取样资料，利用一维等效线性化波动方法研究平台场地土层地震反应，根据《工程场地地震安全性评价》给出重现期泥面处地震响应谱。选取重现期为1 000 a的地震响应谱用于韧性水平地震分析。地震反应谱β(T)的表达式为

(1)

式(1)中：T为反应谱周期；βm为反应谱最大值；Tg为反应谱特征周期；T0为反应谱线性上升起始时间；T1为反应谱线性上升截止时间；c为衰减系数。渤海地区BH平台场地地震谱特征参数见表1。

表1 渤海BH平台场地设计地震谱特征参数

根据式(1)及表1参数，绘制该平台场址的地震加速度谱，如图4所示。

图4 渤海BH平台场地地震加速度谱(重现期1 000 a)

2.2.2 输入地震动时程加速度曲线

根据该平台场地重现期1 000 a地震响应谱，通过随机拟合法并利用数值计算法，得到3条平台场地的地震加速度时程曲线(图5)，作为平台韧性地震分析的输入条件，最大地震加速度达到3 m/s2，分析时间为30 s。

图5 渤海BH平台场地地震加速度时程曲线

2.2.3 结构动力特性分析

考虑平台桩-土非线性作用，计算该平台的振动特性，其前10阶自振周期如表2所示。该平台结构前3阶振型(图6)是：第1阶发生Y向弯曲振动，第2阶发生X向弯曲振动，第3阶发生弯曲、扭转耦合振动。

表2 渤海BH平台前10阶自振周期

图6 渤海BH平台结构前3阶振型

2.2.4 韧性地震作用下平台结构响应

利用给出的该平台场地处1 000 a地震加速度时程曲线及平台模型，考虑地震荷载与环境荷载线性叠加，不考虑风、浪产生荷载，通过计算并由计算程序内部统计获得地震基底剪力、地震基底弯矩，平台整体位移时程曲线(图7～9)。由于该平台 B4桩桩头力最大，绘制该桩的桩头力时程曲线(图10)。

图7 渤海BH平台地震基底剪力时程曲线

图8 渤海BH平台地震基底弯矩时程曲线

图9 渤海BH平台整体位移时程曲线

图10 渤海BH平台B4桩桩头力时程曲线

选取该导管架平台和上部组块2个最危险单元(即3 448单元和4 132单元,其中3 448单元位于上部组块主甲板A轴与3轴交点处,4 132单元位于组块和导管架B4桩交界处)，通过计算程序绘制这2个单元的材料塑性发展曲线(图11、12)，并根据单元的轴力和弯矩确定材料达到屈服强度和发生塑性时轴力与弯矩的关系(当材料屈服边界与材料全塑性边界重合时，表示杆件进入全塑性变形，杆件破坏，后期需要对杆件进行修复)。从图11b可以看出，在地震荷载作用下，3 448单元杆件截面荷载曲线首先达到屈服强度，当荷载进一步增加时，整个杆件进入塑性阶段，杆件发生破坏。从图12b可以看出，在地震荷载作用下，4 132单元杆件截面荷载曲线位于屈服边界内，没有达到屈服强度。

通过以上分析，采用图5所示的3条1 000 a重现期地震加速度时程曲线，利用非线性时程分析方法对该导管架平台进行韧性水平地震分析。对比图7、8可以看出，3条地震波作用下结构的基底剪力、基底弯矩时程曲线具有一致性。根据图9结果，该平台整体位移最大达到1.0 m，远小于工程上所认为的平台发生倒塌时的最大位移2.5 m。

图13为该平台地震分析时域结果，可以看出该平台场址泥面以下20～40 m范围土壤处于塑性变形，导管架及上部组块未发现失效失稳构件。另外，根据图10结果，该平台B4桩桩头力峰值达到6.72×107N，通过查询平台场址土壤承载力曲线，采用直径为2.134 m、入泥101 m的钢桩，土壤承载力为7.15×107N，所设计桩基承载力安全系数为1.06。

图11 渤海BH平台单元3 448塑性发展

图12 渤海BH平台单元4 132塑性发展

图13 渤海BH平台地震分析时域结果(红色代表结构进入塑性变形)

3 时程方法与线性方法结果对比

利用常规线性方法，对渤海BH平台模型进行地震韧性分析。考虑导管架腿柱、单桩杆件强度和腿柱主节点冲剪满足API规范要求，对导管架桩基结构进行设计。采用本文动时程方法，以图5所示的平台场地地震加速度时程曲线作为输入条件，对导管架进行地震韧性分析，考虑平台结构满足API规范 “不倒塌”的要求，对导管架桩基结构进行设计。在满足规范要求前提下，对2种设计方法的桩基质量、节点校核等结果进行对比，如表3所示。

从表3可知，采用线性分析方法获得的导管架腿柱206L节点冲剪不满足规范要求，需要增加加强环，使该节点设计满足要求。如果要使节点冲剪和桩基强度均满足规范要求，则桩基采用的壁厚须达到90 mm，远超过渤海区采用的常规桩基壁厚，这时桩基质量达到4 280 t，对钢桩的建造、安装造成困难。对于同等重现期地震参数，采用本文时程分析方法获得的导管架腿柱206L节点UC值为0.406，桩基采用最大壁厚为60 mm，即可满足导管架韧性地震分析规范要求，且该壁厚为渤海区常规桩基壁厚，这时桩基质量以及钢桩建造和安装困难均大大降低。

表3 渤海BH平台线性方法与非线性方法结果对比

*注：UC值是根据API RP-2A WSD规范对节点冲剪能力校核的结果。

通过对比分析，对于重现期为1 000 a的地震荷载，该平台时程分析法地震加速度最大值达到3 m/s2，远超过线性分析法地震加速度最大值0.93 m/s2，因此通过考虑材料的非线性特性和桩-土的非线性影响，可以有效降低钢桩壁厚，明显节省结构钢材量，有效降低桩基建造和施工难度，节省平台的建造和安装成本。据计算，该平台仅桩基质量便可节省约25%，对于降低油田开发成本具有重要意义。

4 结论

1) 在导管架平台抗震分析时，常规的线性分析方法技术成熟，但计算结果偏保守，且不能同时考虑环境荷载(波浪流荷载)对平台的影响，仅适用于不受地震控制的平台结构设计(如南海、东海)。

2) 对于地震工况恶劣区域，采用常规线性方法进行导管架平台地震韧性结构设计会导致桩基设计偏于保守(如造成桩基壁厚和直径明显增大等)，造成桩基建造和施工困难，增加工程投资，此时可以采用非线性时程方法进行地震韧性分析，同时考虑地震荷载与环境荷载共同作用时对平台的整体响应,用以优化桩基结构。

3) 实例计算表明，对于韧性地震水平下，渤海地区新设计的BH导管架平台采用非线性分析方法得到的桩基承载力具有一定的安全裕量，但是该工况下是否需要校核桩基承载力，需要进一步讨论。

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(编辑：叶秋敏)

Analysis of ductitity-earthquake resistance for jacket platforms taking account of the nonlinearity

Shao Weidong1Hou Jinlin1Wang Liqin1Yu Chunjie1Fu Dianfu1Cao Han2

(1.CNOOCResearchInstitute,Beijing100028,China;2.ChinaShipDesign&ResearchCenterCo.Ltd.,Beijing100081,China)

Based on the codes which are used in anti-earthquake analysis and aiming at the problems encountered in earthquake resistance design, a novel ductitity-earthquake resistance design method has been proposed taking the account of the nonlinearity of jacket structures. Taking BH Platform in Bohai sea as an example, considering the structural nonlinearity and using p-y method to simulate the pile-soil nonlinearity characteristics, the dynamic time-history analysis for ductility level earthquake was studied. The time domain results of the platform’s displacement, pile-head’s force, and the base shear, etc. were obtained. Compared with the results of conventional linear analysis method, the jacket has adequate reserve capacity to prevent collapse under a rare, intense earthquake according to API standards. Using the new method is meaningful in that it can significantly reduce the wall thickness of piles and curtail the development cost of oil fields.

jacket platform; material nonlinearity; pile-soil nonlinearity; seismic time-history; ductility earthquake resistance analysis; earthquake resistance design

邵卫东，男，工程师，2012年毕业于天津大学船舶与海洋工程专业，获硕士学位，现主要从事船舶与海洋工程结构物设计。地址：北京市朝阳区太阳宫南街6号院(邮编：100028)。E-mail:shaowd2@cnooc.com.cn。

1673-1506(2016)04-0125-07

10.11935/j.issn.1673-1506.2016.04.020

TE54

A

2015-10-09 改回日期：2015-11-15

邵卫东,侯金林,王丽勤，等.基于结构非线性的导管架平台地震韧性分析[J].中国海上油气，2016,28(4)：125-131.

Shao Weidong,Hou Jinlin,Wang Liqin,et al.Analysis of ductitity-earthquake resistance for jacket platforms taking account of the nonlinearity[J].China Offshore Oil and Gas,2016,28(4):125-131.