主题词 海洋平台, 可靠性, 载荷, 系统抗力, 计算模型 中图资料分类法分类号 T E951
受菲利普挪威石油公司的委托, 笔者在挪威访 问期间, 参与“基于可靠性计算的海洋平台检测与评 价”项目[1]. 本文介绍 FS1 三角支撑导管架平台结构 的可靠性分析. 分析的目的是计算平台、基础和甲板 支腿结构系统在浸没深度为 7. 5m 到 12m 范围内的 失效概率 P f , 据此对平台的可靠性作出评价, 并提 出延长平台使用寿命的技术措施.
海洋平台结构可靠性分析Ξ
Rel iab il ity Ana lysis of an O ff shore Pla tform
李继祥1) 高建强2)
1) 江汉石油学院, 荆州, 434102; 2) 西安石油学院. 第一作者: 男, 1962 年生, 副教授
摘 要 为了延长近海平台的使用寿命, 需要对现役平台结构进行可靠性分析与评价. 介绍 了可靠性方法及其在近海平台极限状态设计和结构评价中的应用, 给出了理论公式和实际计算方 法. 描述了 FS1 导管架海洋平台结构极限状态设计和结构评价时所考虑的三种失效情形: (1) 平台 失效; (2) 甲板支腿失效; (3) 基础失效. 首先提出平台的非线性结构计算模型, 然后确定作用在平 台、甲板和过桥上的载荷, 最后分析计算系统抗力和平台的可靠性. 研究结果表明, 当沉没深度达 10. 65m 时, 平台失效概率达 1 1000. 根据分析结果, 提出了延长平台使用寿命的技术措施。本项目 研究所采用的计算方法和研究成果可供类似结构分析和工程实践参考.
2 载荷分析
计算作用在甲板和过桥上 4 个不同浸没深度 7. 5m、8. 5m、10. 0m 和 12. 0m 处的载荷. 波载随波峰 期 T p 和浸没深度H im 的变化, 计算时考虑 12 个波来 自的方向, 分别分析每个方向的波载. 根据对称性, 考虑来自 4 个方向的波, 波方向间隔为 30°, 分析 4 个 方向的波载. 计算波载时, T p 值的取值从 8. 0s 到 20. 0s, 间隔 2. 0s. 根据每个不同的 H im 计算每个 T p 值.
g j (h s Η) =
ΧsS C
Qd + Qw Qj
-
甲板支腿破坏:
(Q jΧj + Q dΧd + Q w )
g d (h s Η) = ΧsD L C
Qd + Qw Qj
-
(Q jΧj + Q dΧd + Q w )
基础破坏:
g f (h s Η) =
Χf F C
Qd + Qw Qj
-
(Q jΧj + Q dΧd + Q w )
y
=
Fy
V
2 p
Lx
根据斯托克思 (STO CKES) 5 阶波理论利用程
用波载计算程序W A JA C 将百年一遇的波载 (波高H = 24. 3m , 波周 T = 14. 5s. ) 应用到结构分 析中. 十年一遇的水流 (流速 v = 0. 55m s) 以波的 形式包含在同一方向的波载中.
2. 4 甲板和过桥上的波载
假定土层为软粘土或砂性土. 采用 A P I[4] 推荐的曲 线来确定最终承载力和边摩擦弹簧 (q - z 和 t - z 曲线).
采 用 U SFO S 模拟桩及桩周土层. 桩的几何参 数 连 同 非 线 性 p - y、t - z 和 q - z 曲 线 是 由 U SFO S 的控制文件确定的. U SFO S 据此自动地为 每层土层产生非线性弹簧地基单元.
R = (Q d + Q w ) Q 对于每一个R 值, 分别计算甲板支腿、平台基础 的系统抗力.
3. 1 计算步骤
下 面的计算步骤用于计算每一个波方向、每个 R 值时甲板支腿、平台和基础的系统抗力.
步骤 1: 进行U SFO S 分析, 分析破坏模型. 如果 破坏模型是甲板支腿破坏, 则分析时的最大抗力代
准则由DH I1993 年的报告给定[8]. 假定H s 的平均值 H sm ean 的概率分布为:
Η ( F h H smean Η sm ean ) =
exp -
exp 2 -
2. 968
h sm ean
h
Η s100
2. 5
4. 3 确定载荷
表实际波作用方向和 R 值的甲板支腿抗力. 步骤 2: 加强步骤 1 中的破坏构件, 增加其屈服
计算自由场波载时采用水力学程序 PA T FO R [5、6]. 该程序根据线性波理论, 建立了两个
将 所有的载荷输入到系统抗力分析中. 恒载由
独立的计算模型, 甲板计算模型和过桥计算模型. 该 分析的输出是作用在甲板 (过桥) 上的波载、波峰期
STRU DL 输入文件产生或从 PPCoN (菲利普挪威 石 油公司) 提供的重量信息中得到. 所有的环境载 荷由计算产生并应用在 PR EFRAM E 中或者利用波
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7. 62～ - 100. 6m (包括入土深度 30. 7m ) 布置一根 主 桩. 主桩外径为 1067mm. 在主桩中间布置的插入
2. 3 来自甲板和过桥的载荷
计算土壤横向弯曲采用土壤侧向能力 p 相对侧 向土壤变形或桩挠度 y 的关系曲线 (p - y 曲线) 时
用在甲板结构上. 甲板上的波载根据下面的公式计 算, 分别考虑甲板上的波载和风载与平台上波载的 比率 R 值为 0、0. 25、0. 5、1. 0、2. 0 和 3. 0:
Q d = R × Q j, 100 - Q w
每个扇区的年失效概率为:
P F = P f [ g j (h s Η) ≤ 0 ] ∪ P f [ g d (h s Η) ≤ 0 ] ∪
P f [ g f (h s Η) ≤ 0 ]
12
∑ 总的年失效概率为: P F =
( sectorP F ) i
i
4. 2 概率分布
计算时采用的概率分布取自分析基础[2], 环境
到, 该输入文件来自 PPCoN 所提供的重量信息.
计算作用在甲板和过桥上的一百年一遇的风载
(Q w ) 后, 以点载荷的形式施加在甲板的过桥支撑点
处.
甲板和过桥上的波载 (Q d) 以点载荷的形式作
图 1 平台结构示意图
土 层参数基于现有的 2 4H 研究结果[3], 使用 2 4H 平台现场孔芯所得的土层柱状图.
结构分析方法建立的基础、平台、甲板支腿的系统抗 力输入到概率计算模型中, 此外, 将环境数据、载荷 和系统抗力的不确定分布特性输入到概率模型中.
4. 1 极限状态方程
平台的破坏定义为一个或多个系统组件的破 坏, 包括平台辅助结构. 三个极限状态方程定义为:
平台破坏:
3 系统抗力分析
采用U SFO S 计算系统抗力, 考虑 4 个方向、6 个 R 值和 3 个破坏模型, 共 64 个抗力分析. 计算系统抗 力是考虑波作用方向为 0°、330°、300°和 270°(相对 平台北顺时针方向, 即 0°表示波从平台的北来). 利 用结构的对称性, 环向间隔 120°. 在失效概率分析计 算中可用间隔为 30°的 4 个方向代表所有 12 个方 向. 对于 4 个方向中的每一个, 计算系统抗力时考虑 6 个不同的R 值 (0. 0, 0. 25, 0. 5, 1. 0, 2. 0 和 3. 0) , 这 里 R 是甲板上的波载Q d 和风载Q w 与平台上波载Q j 的比率:
桩外径为 762mm , 入土 55. 7m 至 E l. - 155. 5m 处.
甲板上的载荷包括由计算机产生的结构自重和
其它载荷, 因而过桥的自重和作用其上的管线载荷
在模型中以点载荷的形式作用在过桥支撑点上. 甲
板和过桥上无一般的活载荷. 除程序所产生的结构
自重外, 所有的永久载荷均由 STRU DL 输入文件得
导 管架平台由三根桩支撑, 在每个支腿从 E l.
Ξ 挪威 J IP 项目, 由挪威国家石油公司 Stato il 和菲利普挪威石油公司 PPCoN 委托.
西安石油学院学报·1999 年 7 月·第 14 卷·第 4 期 (J1of X i’an Petr. In st. Jul. 1999 Vol. 14 No. 4)
纵向和横向的水分子速度. 等量阻力系数 C d 方程由 波载 F x (F y) 除以水粒子速度 V p 的平方和甲板 (过 桥) 的长度 L x (L y) :
载生成程序W A JA C 生成. 2. 1 作用在平台上的波载和水流载荷 (Q j, 100)
Cd, x =
V
Fx
2 p
L
C d, y
使用的 U SFO S 模型是从菲利普挪威石油公司 提供的结构分析软件 STRU DL 输入文件开发的.
在 平台顶部边添加风载和波载, 用交互式输入 文件填写平台几何参数和顶边载荷. 该文件用作输 入到波载程序W A JA C 产生载荷交互文件, 这包括 作用在平台结构上的波载和浮力. 该输入交互文件 也用于输入到 U SFO S 水平位移分析模型中. 控制 文件包括非线性基础模型和非线性连接挠曲模型, 用于每个 U SFO S 分析, 每个控制文件有不同的载 荷组合. 在分析基础中定义了该项目中所用的常量 和材料性能参数. FS1 三角支撑导管架海洋平台几 何 模 型 如 图 1 所 示. 该 图 不 包 括 桩, 桩 包 括 在 U SFO S 控制文件的模型中. 该模型包括支撑构件之 间的连接件. 在支撑框架进入支腿之间的地方, 不考 虑连接件的韧性. 作出了主要甲板结构包括甲板下 面支撑的模型, 包括桥支撑结构. 辅助结构如甲板 板、纵梁、锚钉等以载荷作用的方式输入到模型中.