异型结构物海上拆除吊装分析

武斌斌

(海洋石油工程股份有限公司， 天津 300451)

异型结构物海上拆除吊装分析

武斌斌

(海洋石油工程股份有限公司， 天津 300451)

服役到期的海洋平台或是受损的其他海洋工程设施，需要进行拆除回收。对于单点系泊系统中异型结构物的海上拆除吊装方法不同于常规平台的吊装。以曹妃甸11-1/11-2油田单点系泊系统YOKE拆除吊装分析为例，介绍拆除吊装计算中可能遇到的困难及解决方案，并对今后拆除设计工作提出一些建议。

异型结构物；海上拆除吊装；吊装方法；单点系泊系统；吊装计算

0 引言

海洋石油平台经过30多年的发展，桩基固定式平台有近200座[1]。一般海洋石油平台的设计寿命在20年左右，因此近几年，海洋平台设施拆除工作已经成了海洋工程行业中的新兴产业。从2014年拆除JZ21-1WHPA和JZ20-2SW两座固定式导管架平台[2]到2015年曹妃甸单点系泊系统的成功拆除，标志着我国已经具备了海上设施拆除的能力。

拆除设计不同于安装设计，不是安装设计的逆过程，其中包含了很多的不确定性，会影响设计计算的准确性及拆除吊装的安全性。目前，我国现行对海洋石油平台弃置活动的相关规定为国家海洋局推出的《海洋石油平台弃置管理暂行办法》[3]，而拆除设计方面的标准规范却鲜有提及。因此，拆除吊装设计依然采用API-RP-2A规范[4]。

结合曹妃甸11-1/11-2油田单点系泊系统中YOKE装置拆除吊装的工程实践，从设计角度介绍异型结构物在拆除设计中遇到的困难及解决方法，并对后续海洋石油设施的拆除工作提出若干建议。

1 曹妃甸11-1/11-2油田单点系泊系统拆除项目简介

曹妃甸11-1/11-2油田单点系泊系统(SPM)为水下软钢臂结构，世界上仅有3例，此次单点基盘和YOKE的拆除回收在国内尚属首例，其结构包括桩基式基础、旋转塔和系泊头3部分。桩基基础与内套筒为一整体结构，内套筒顶部通过螺栓与系泊头中轴连接，外套筒下部通过4个突起结构与固定于内套筒上的水下转盘连接，水下转盘通过2个挂耳与YOKE上的挂钩连接，系泊头外框架结构通过2个插尖与外套筒连接，系泊结构示意图如图1所示。

图1 单点系泊结构示意图

该项目实施前，单点系泊的上部组块和外套筒已经全部拆除，仅剩内塔筒及其基座和YOKE，海生物均已清理，系泊链和提升链已拆除，YOKE下放前压载舱位置已经穿好4根引绳，拆除时YOKE压载舱已入泥2 m，2个钢性臂中全部压载海水，压载舱的中间舱压载海水，两端舱内除了压载水泥，其余20%空间压载海水。YOKE结构示意图和压载示意图如图2和图3所示。拆除时YOKE调离水面后，需通过人孔将YOKE臂和压载舱中的海水排除后装船。

图2 YOKE结构示意图 图3 YOKE压载示意图

2 YOKE拆除吊装分析

拆除设计基于合理的吊装方案，而吊装方案的制定又基于前期调查工作，包括水下探摸及水下检测工作。根据检测结果，YOKE上所有被检测到的结构焊缝状态良好，未发现裂纹，因此YOKE挂钩前端吊耳可以使用。压载舱两端压载水泥，重量远远大于中间舱，强度也较大，为防止吊装时中间舱断裂，压载舱两端水泥舱各设置2个绑扎点，并采用沉船打捞技术中的通扣绑扎方式。YOKE吊装一共设置6个吊点/绑扎点。此次吊装分析采用了Bently公司开发的SACS程序进行模拟计算。

2.1 模型建立

YOKE结构中管状杆件由Tubular截面属性模拟，YOKE LINK采用Box截面属性模拟，通过等效密度控制重量，压载舱的水泥重量也采用等效密度的方法实现。坐标原点如图2所示，起重船为“华西5000”，主钩和辅钩同时吊装，辅钩通过钢丝绳与YOKE LINK挂耳上方的两个吊点相连，主钩通过钢丝绳与压载舱上的4个绑扎点相连，主钩和辅钩间距为9 m，吊高为43.44 m，且两钩与吊点连线的延长线交点在重心上方，确保在所有工况中钢丝绳与水平面的夹角大于60°[4]。

2.2 载荷加载

YOKE吊装的载荷包括结构自重、水泥重量、压载水重量及吸附力。水泥重量采用杆件等效密度的形式计算在结构自重中，可通过软件自动加载。压载水重量又分YOKE臂的压载水、压载舱中间舱的压载水和两端舱的压载水，可采用线性载荷的形式加载，而吸附力则由式(1)计算[5]。

(1)

式中：A为结构物与底质的水平投影接触面积，m2；S为底质的抗剪强度，kPa；D为结构物在底质中的浸深，m；B为结构物的宽度，m；L为结构物的长度，m。

2.3 设计工况

YOKE拆除过程包括离底起吊过程、水中吊装过程、出水未排水工况、出水后排水过程和排水后装船工况。从过程分析：在离底起吊时有吸附力；出水未排水时有压载水重量但无浮力；排水后装船工况为了将YOKE摆放在驳船上，起重船扒杆需要变幅。这3种工况比较特殊需要校核计算，以确保吊装过程的安全性。

通常情况下，吊钩位置的确定基于结构重心的位置，设置在重心竖直方向的正上方，并考虑吊装过程起重船的吊装曲线。一是因为计算时需要跟实际相符，吊钩位置确定后不管工况多少，都不能改变位置(实际情况中吊钩位置的变化是通过调整起重船上滚筒绞车的钢丝绳长度来控制的)；二是与结构吊点相连的钢丝绳长度确定后也不能随意改变。该项目实施过程中，重量重心是不断变化的，吊钩位置的确定变得较为复杂。该项目中的危险工况可能出现在离底起吊和小中吊装两种工况中，因此使用这两种工况的吊钩位置分别计算。计算工况见表1， 4个结果对比见表2，将UC值最大的工况2的吊钩所在位置应用到所有工况进行最终强度计算。

(1)5种多年生牧草品种产量都是在9月产量达到最大值，顺序依次为:同德老芒麦(1 094.26 g/m2)>垂穗披碱草(901.73 g/m2)>星星草(834.67 g/m2)>青海中华羊茅(785.03 g/m2)>青海草地早熟禾(622.31 g/m2)。生长期内，各牧草品种产量呈递增趋势(图 1)。

表1 计算工况

表2 杆件组UC值结果对比

图4 偏心范围

2.4 偏心计算

在使用SACS进行异型结构物吊装计算时，由于只模拟了主要杆件，对不规则杆件进行了简化，程序计算的重心位置与结构物的实际重心位置会有差异。为了保证吊装工作的安全性，一般都会增加偏心计算，将实际吊装中有可能发生的偏心情况模拟出来，以校核结构杆件、吊点及索具的强度是否满足要求。

在实际重心位置不明的情况下，偏心计算的范围需要进行假定，一般情况下，偏心距离取0.5 m。偏心范围如图4所示，其中O是模型的理论重心位置，ex和ey为偏移量，1～4是考虑重心产生偏移量时的4种极端重心偏移位置。因此，在分析中使重心沿着x轴偏移±0.5m和沿着y轴偏移±0.5m，计算时采用作用于模型的力偶来模拟重心偏移。

3 异型结构物拆除设计

3.1 重心不确定

水下异型结构物长期浸泡在水中，腐蚀情况及海生物生长情况不明，重量重心很难准确确定。此外，建模时杆件的简化也使理论重心与实际重心有偏差。多数情况下由于结构自身不对称也会导致偏心问题。因此，吊装方式及吊点位置的选择就显得尤为重要。为了确保在一定范围内偏心吊装的安全性，计算时需增加偏心计算。

3.2 吊装方式及吊点设计

海上平台的拆除吊装，在海平面以上可以设计吊点吊装[6]。海平面以下的设施比较复杂，而且因结构物长期处于海水的浸泡中，结构腐蚀情况不明，需在检测、检验后制定吊装方案。对于异型结构物，会借鉴沉船打捞技术，采用卡子或捆绑的方式，设置通扣进行吊装。有些特殊结构还可能要在水下进行简单的拆解，分块吊出。

异型结构物的吊装不同于常规对称结构的四点吊装形式，通常会设置多个吊点或绑扎点，在偏心计算时，需要求解出每个挂点处的力，这属于超静定问题。超静定问题无解，但可以通过合理的假设进行简化求解。

在确定吊装方式时还需要考虑吊装船舶的吊装能力、吊钩数量及其他影响因素。在该项目中，YOKE与单点基盘相连接，在吊装时需要先将压载舱端提升至与挂耳等高，再将YOKE挂钩从挂耳中吊出。这些都需要在预调查时充分了解结构物情况和状态后才能做出正确的判断，确定正确的吊装方式。

3.3 工况复杂

异型结构物从水下拆除经历了“泥面-水中-空气-驳船”的过程。在离开泥面时需要考虑吸附力，水中需要考虑浮力及杆件充水问题，出水后在空气中需考虑杆件的排水问题，装船时需考虑浮吊与驳船的距离。每种工况重量不同，需要加载不同的载荷，在充分考虑各种工况荷载的情况下，确定较危险的工况进行计算，得出危险工况的杆件强度结果，保证吊装过程的安全、可靠。

3.4 吊钩位置确定

通常情况下，吊钩设置在结构物重心的上方，保证钢丝绳与平面交角大于60°。YOKE拆除过程从离底、全部出泥、逐渐出水、全部出水到空气中，再到船上，整个过程受充水、浮力、排水、附连水质量、钢丝绳长度变化等影响，重量重心可能会不断发生变化，吊钩位置很难根据某一工况进行确定，这就需要在充分考虑所有工况及结构变形的情况下，选择杆件受力最大和变形最大工况下的吊钩位置进行校核。

4 结论

异型结构物的海上拆除设计不同于安装设计，阐述了吊装方式及吊点设计、多种工况、重心确定及吊钩位置等对异型结构物拆除吊装的影响，得出如下结论：

(1) 异型结构物的结构不对称性使其具有偏心的特性，采用合理的吊装方式及吊点/绑扎方式可以有效降低吊装过程中的风险，而偏心计算可以增加可控范围内偏心吊装的可靠性。

(2) 海上拆除过程中会经历多种工况，其重量重心也在不断变化，合理布置吊点/绑扎点可以减小重心变化对吊装的影响。

(3) 对于多种工况，需要具体分析每种工况载荷情况，计算出受力相对较大的少数几种危险工况。如果施工时船舶调整位置导致吊装模型受到影响，还需增加额外的吊装工况进行计算分析。

[1] 王勇，戴兵，高军伟.废弃海洋石油平台的拆除[J]. 机械工程师，2010，42 (1)：134-136.

[2] 袁玉杰，蓝国阳，杨宁，等. 固定式海洋平台拆除工程设计要点与探讨[J]. 石油和化工设备，2015, 18(4): 35-37.

[3] 李美求，段梦兰，施昌威，等.海洋废弃桩基平台拆除的工程模式和方案选择[J]. 中国海洋平台，2008，23(3):33-36.

[4] API-RP-2A.Designing and Constructing Fixed Offshore Platforms-Working Stress Design[S].2007.

[5] 金广泉，金涛，陈晓红，等.底质对潜坐结构吸附力的试验研究[J]. 海军工程学院学报，1998，22 (3)：49-53.

[6] 陈继红.浅海导管架采油平台拆除方法初探[J]. 石油规划设计，2003，14(6)：29-31.

Analysis of Abnormal Structures Offshore Dismantlement Lifting

WU Binbin

(Offshore Oil Engineer Co., Ltd, Tianjin 300451, China)

It needs to dismantle and recycle when the offshore platform is service expiration or other marine engineering facility is damaged. The dismantlement lifting method of abnormal structures of single point mooring system is different from that of the conventional lifting platform. Taken YOKE dismantlement lifting analysis of CFD11-1/11-2 oilfield single point mooring system as an example, the difficulties in lifting calculation and their solutions are introduced. Some suggestions are put forward for the future dismantlement design work.

abnormal structure; offshore dismantlement lifting; lifting method; single point mooring system; lifting calculation

2016-04-29

武斌斌(1981-)，女，工程师

1001-4500(2017)02-0029-05

P752

A