魏佳廣，嚴亞林

海洋石油工程股份有限公司，天津 300461

潿洲11-2 WHPB導管架拖拉裝船設計及工程應用

魏佳廣，嚴亞林

海洋石油工程股份有限公司，天津 300461

對于萬噸級以下的結構物，拖拉裝船已成為海洋工程領域最常用的一種裝船方法，采用拖拉裝船技術取代傳統(tǒng)造價昂貴的大型浮吊吊裝裝船技術，可大幅降低施工成本。以潿洲11-2 WHPB導管架拖拉裝船為例，在簡要介紹了工程概況的基礎上，較詳細地介紹了3腿偏心導管架拖拉裝船過程中，系泊的穩(wěn)性要求、拖拉設備的選型、滑道布置、駁船吃水、駁船的調載步驟等，最后闡述了11-2 WHPB導管架的現場拖拉裝船過程。工程實踐表明，所設計的11-2 WHPB導管架拖拉裝船方案成熟、可靠，很好地滿足導管架的拖拉裝船工程要求。

導管架；拖拉裝船；偏心；調載

隨著社會對油氣及礦產資源的需求日益增加，面對大海深處蘊藏的豐富的油氣、礦產資源，人類開始了對海洋資源的開發(fā)和探索，海洋資源尤其是我國海洋油氣資源的開發(fā)逐漸由渤海、黃海等淺海區(qū)域向北部灣、東海、南海等較深水區(qū)域延伸，深水已成為油氣產量的主要接替區(qū)和中國海洋石油開發(fā)的發(fā)展方向。建造的海洋石油采油平臺和應用最廣泛的導管架的尺寸規(guī)模也越來越大，噸位越來越大。

渤海、遼東灣等淺水區(qū)導管架一般采用立式建造，其裝船方式根據大型船舶資源及建造場地裝備設施情況，可以采用吊裝裝船，也可采用拖拉裝船[1-2]；南海、東海等深水區(qū)導管架一般采用臥式建造，由于導管架體積、質量、高度等因素的影響，其裝船方式都采用拖拉方式裝船。目前，國內從幾百噸到萬噸級導管架的滑移裝船研究及應用已經趨于成熟。但由于某些導管架的設計結構并非對稱結構，拖拉裝船過程受到導管架自身性能和結構的影響，在設計中不但要考慮保持拖拉過程的穩(wěn)性需求，還要考慮滑靴的偏移情況，使得滑移裝船風險變大。在多數情況下，導管架的重心偏移會導致拖拉過程中導管架拖拉方向跑偏，另外也增加了自身穩(wěn)性不足的風險。因此，開展此類導管架拖拉裝船設計分析很有必要。

本文較詳細闡述了重心偏移式（非對稱式）三腿導管架的拖拉裝船方法，并依托潿洲11-2 WHPB導管架陸地裝船項目，結合裝船實際過程對其進行分析驗證，為今后在同類工程中的實施提供參考。

1 工程概況

潿洲11-2油田位于中國南海北部灣海域，所在海區(qū)水深約35 m。11-2 WHPB導管架為3腿立式導管架，3裙樁，其結構總高度為47 m，質量約為662.14 t，底部尺寸21.0 m×20.5 m，頂部尺寸13 m×13 m，駁船滑道尺寸1.8 m×1.5 m×10 m。導管架特征是重心偏心，1軸放置2排滑靴C1、A1，2軸放置1排滑靴B2，且導管架重心高，底部尺寸小，穩(wěn)性較差，以拖拉方式拖拉至某運輸駁船設計位置，見圖1。

圖1 導管架碼頭建造及滑靴布置示意

2 拖拉裝船

一般來講，設計的拖拉裝船流程為：導管架在某碼頭滑道上建造，運輸駁船的滑道與所選建造場地碼頭上特定的滑道在駁船壓載后保持對齊，且駁船船底離港池泥底有一定的安全間隙，而后利用牽引絞車系統(tǒng)，沿著滑靴和滑道接觸的軌跡，將導管架平穩(wěn)緩慢地由碼頭拖拉至運輸駁船[3]。為保證導管架平穩(wěn)拖拉上船，拖拉過程需要適時調載船舶，以保持碼頭滑道面與駁船滑道面處于同一水平面上，并對齊，不因潮汐的變化而變化。因此拖拉裝船難度大，風險高，尤其是運輸駁船的適時調載，是影響拖拉裝船成敗的重要環(huán)節(jié)。

2.1 系泊的穩(wěn)性要求

在導管架拖拉裝船的過程中，運輸駁船由于受到駁船荷載分布不均、結構物拖拉上船質量的突變、潮汐變化、惡劣環(huán)境工況、拖拉絞車系統(tǒng)失效、壓排載系統(tǒng)故障等因素的影響，會導致駁船失穩(wěn)，因而保持運輸駁船的穩(wěn)定性是拖拉裝船過程中的重中之重。

穩(wěn)性設計即系泊設計，應考慮最不利工況、潮汐變化對運輸駁船和導管架所產生的作用力。一般來說，在運輸駁船兩側分別對稱布置兩臺絞車，并系泊于碼頭的地錨處，通過連接系泊纜與駁船的設計位置，以提供垂直碼頭方向的拖拉反力和平行碼頭方向的風、浪、流作用反力。系泊纜的選型可根據風、浪、流作用的合成來求解，具體作用力的大小可由以下計算公式[4]得出。

流作用力Fc（kN）：

浪作用力Fw（kN）：

風作用力Pw（kN）：

總的作用力F（kN）：

式中：Rw為海水的密度，t/m3；Ac為受流影響的截面積，m2；Cd為流的阻力系數，無量綱；Vc為流的速度，m/s；B為運輸駁船的寬度，m；L為運輸駁船的長度，m；Hs為有效波高，m；Ra為大氣的密度，kg/m3；Cs為形狀系數，無量綱；Ch為高度系數，無量綱；Aw為受風影響的截面積，m2；Vw為風速，m/s。

由此可得出每根系泊纜在預設角度的作用力，進而根據系泊纜的安全工作載荷、破斷載荷選擇相應規(guī)格的纜繩。

以潿洲11-2 WHPB導管架拖拉裝船為例，系泊纜與駁船的夾角分別為：T1為43°，T2為27°，T3為37°，T4為26°，據此計算得到，其4根系泊纜的作用力分別為T1=125.3 kN，T2=110.7 kN，T3=83.3 kN，T4=196.6 kN。因此選擇規(guī)格為φ43 mm的鋼絲繩系泊駁船，其破斷載荷為1 200 kN，安全系數均大于3.0，滿足穩(wěn)性要求。具體選取的系泊纜規(guī)格為φ43 mm×60 m×2根、φ43 mm×130 m×2根，均采用項目利庫材料。圖2所示為運輸駁船系泊設計。

圖2 運輸駁船系泊設計

2.2 拖拉設備選型

在拖拉裝船過程中，牽引絞車系統(tǒng)是一個重要的組成部分，用來提供足夠的牽引力以克服滑靴和滑道間的摩擦力。淺水導管架噸位較輕，可采用45、75 t等系列絞車拖拉裝船，但具體對絞車系統(tǒng)進行選型，則需根據規(guī)范指導文件計算得出。一般來說，滑靴墊木與滑道鋼板面間的靜摩擦系數取0.2，另外還要考慮結構物偏心導致兩側拉力的不同、滑輪組折減系數的取值[5]，折減系數與穿繩股數關系見表1。

表1 滑輪組穿繩股數與折減系數

在潿洲11-2 WHPB導管架拖拉裝船設計中，可根據摩擦力公式計算結果對絞車規(guī)格進行選型：

式中：Fn為正壓力，即WHPB導管架的重力，則單側牽引力F單=F/2=662.14（kN）。當穿繩股數為8股時，則單根繩子拉力f=摩擦力/折減系數 = 662.14/6.6=100.32（kN）。因此選擇45 t規(guī)格的絞車即可滿足拖拉裝船要求。

2.3 滑道布置

對稱式4腿、6腿及8腿導管架的滑道布置設計思路是：滑靴中心間距等于駁船上滑道中心間距，且滑道內限位、外限位與滑靴的間距相等。但潿洲3腿裙樁導管架11-2 WHPB本身的結構特征是重心偏離幾何中心，拖拉裝船過程中兩側滑靴會由于受力不均而出現滑靴偏離滑道軌跡的情況，因此滑道的布局設計極為重要。

潿洲11-2 WHPB導管架滑靴中心距13 m，滑道面限位寬度1.3 m，滑靴底部墊木寬0.75 m。為保證拖拉過程中導管架重心偏移對駁船結構強度及穩(wěn)性的影響最小，設計需考慮導管架滑靴結構完全處于滑道上，因此滑道中心距也應為13 m。但根據導管架重心偏移的結構特點，需要對導管架滑靴的行走軌跡加以限制，因此運輸駁船兩側滑道的限位需要重新調整，以保證導管架拖拉裝船過程中滑靴能夠按照滑道預設的軌跡行走。

設計思路為：分別保持滑道中心距與滑靴中心距13 m不變，調整導管架兩側滑道的內限位，使其與滑靴墊木間距均為75 mm，而外限位與滑靴墊木間距275 mm保持不變。這樣可保證導管架拖拉裝船過程沿滑道限位內軌跡行走，即使滑靴墊木與滑道內限位貼合，也可保證另一側滑靴不會碰撞滑道外限位，從而有效地避免了在導管架拖拉過程中由于導管架偏心而偏離軌跡的情況。另外，可通過調整兩側拖拉絞車的拉力大小來控制導管架兩側滑靴行走的速度，以適時微調導管架的拖拉方向，見圖3、4。

圖3 導管架裝船布置

圖4 滑靴限位設計

3 調載分析

駁船調載是導管架拖拉裝船過程的重要環(huán)節(jié)，在拖拉過程中，時刻保持駁船滑道面與碼頭滑道面的平齊（在同一水平面對準）是實現導管架成功拖拉上船的前提。

立式導管架陸地建造及裝船一般采用非連續(xù)滑靴（間斷），由于受潮汐周期變化、導管架重心偏移、駁船搖擺、牽引絞車拉力不均等因素的影響，在導管架拖拉裝船過程中容易出現導管架偏離滑道及駁船發(fā)生橫、縱傾現象，此時導管架將產生較大的應力，嚴重時會造成結構物局部破壞，因此調載分析對導管架的拖拉裝船至關重要。

3.1 駁船吃水

需考慮潮汐的周期性變化、導管架在駁船上的荷載分布、碼頭標高、港池水深、駁船型深及吃水等參數，校核裝船期間駁船的吃水范圍及潮水是否滿足要求；測量導管架裝船前3 d的實際潮高，并與潮汐表比較，以確定初始潮高修正值，保證拖拉調載能與實際潮水變化匹配。

圖5為導管架拖拉裝船示意，由圖5可得到以下計算式：碼頭標高+陸地滑道高-潮高X=駁船滑道高度+駁船型深-駁船吃水Y?；喓蟮玫剑厚g船吃水Y=駁船滑道高度+駁船型深+潮高X-碼頭標高-陸地滑道高。結合駁船及碼頭的基礎參數，見表2，則得到Y=3.624+X。

圖5 導管架拖拉裝船示意

表2 駁船及碼頭基礎參數

由潮汐表可查得在拖拉時間內低潮位和高潮位的數據分別為（+）0.59 m和（+）2.59 m，這與實際的測潮結果基本吻合，見圖6。因此駁船在拖拉期間最小吃水是4.214 m，最大吃水是6.214 m。由于駁船型深8 m，因此最大吃水滿足要求。

圖6 10月3日測潮數據

調載能力分析表明，導管架拖拉裝船的最小吃水為4.388 m，相對應的低潮位是（+）0.764 m，因此可知該導管架拖拉裝船低潮位受限[6]，需要選擇合適的潮位點進行拖拉，并準備回拖系統(tǒng)應急備用。

3.2 調載步驟

潿洲11-2 WHPB導管架由3排獨立的間斷滑靴支撐，按拖拉上船的先后順序標記各滑靴為C1、B1、A1，考慮到拖拉裝船時導管架結構強度、碼頭強度、導管架重心變化、駁船的調載能力、潮汐變化等因素，導管架拖拉裝船的難點在于各個滑靴上船前和上船后導管架的重心變化及駁船荷載分布。由于滑靴承擔較大的重力載荷，且導管架重心較高，底部尺寸較小，一旦駁船調載速度與拖拉速度配合不當，運輸駁船會與碼頭滑道之間出現較大的高度差，這也是拖拉裝船最危險的工況，會造成導管架結構損壞，甚至傾覆。因此合理設計拖拉速度、拖拉進程控制點、裝船中間停頓點是拖拉裝船過程的關鍵。

取各滑靴上船前和滑靴重心上船后為典型工況，將WHPB導管架整個拖拉裝船過程分為7個連續(xù)步驟（C1滑靴上船前、后，B1滑靴上船前、后，A1滑靴上船前、后，拖拉至設計就位點）。導管架拖拉裝船時，最好選擇漲潮期為導管架上船時間，漲潮導致駁船船位的升高可補償部分因導管架的載荷拖拉移位至駁船而導致的駁船船位的降低，這更有利于調載速度、調載時間及調載能力的控制。因而結合前述，當潮位由低潮位漲至0.77 m時，C1滑靴開始上船，并按照設計的調載程序將導管架的結構重量連續(xù)轉移至駁船的設計位置，避免運輸駁船船尾在拖拉過程中出現突然起伏的風險。導管架拖拉上船過程的重量控制見表3。

表3 導管架拖拉裝船過程的重量控制

4 現場WHPB導管架拖拉裝船的過程

2014年10月在深圳某公司碼頭將潿洲11-2 WHPB導管架拖拉至某運輸駁船上。該導管架的結構特點及項目采用的拖拉裝船工藝見前文。

按照導管架拖拉裝船程序和調載計算的結果，在低潮位漲至0.77 m時導管架開始上船，將整個拖拉過程按照7個連續(xù)步驟進行操作，歷時3 h將導管架拖拉至最終設計位置。此次拖拉裝船過程中，由于該導管架的三組滑靴均不對稱，各組滑靴間橫向又均有部分重合，這給導管架拖拉上船時如何精確控制駁船的橫、縱傾偏移，穩(wěn)定性，保持駁船與碼頭滑道的平齊增加了較大難度，因此拖拉上船階段是此次裝船的重中之重，通過嚴格執(zhí)行駁船的設計調載計算結果及導管架的裝船程序，安全、平穩(wěn)地完成了裝船的過程。現場的拖拉裝船實施情況見圖7、8。

圖7 滑靴上船過程

5 結束語

圖8 導管架拖拉至駁船的設計位置

隨著國際油市供應過剩的局面遲遲難以得到改變，低油價帶來的沖擊波正日漸擴大，部分邊際油田的開發(fā)也越來越向經濟有效的模式發(fā)展，各種形式的導管架拖拉裝船方法也日趨成熟。但三腿偏心式導管架的拖拉裝船涉及的技術難度較大，風險較高。由于導管架結構的特殊性以及重量的分布不均，造成拖拉裝船對牽引系統(tǒng)、滑道滑靴設計、駁船調載能力提出了很高的要求，因此應根據具體的結構形式、施工現場的情況、現有的裝備資源等條件有針對性地選擇工藝方法，并按照規(guī)范指導性文件對導管架拖拉裝船的每一步驟編制裝船調載程序，以確保裝船過程的安全。

[1]李新超.超大型導管架滑移裝船方法研究[J].中國水運，2013，13（3）：33-34.

[2]韓士強，魏佳廣，劉吉林，等.文昌19-1N油田導管架安裝技術[J].海洋工程，2014，32（5）：85-92.

[3]《海洋石油工程設計指南》編委會.海洋石油工程設計指南（第8冊）：海洋石油工程安裝設計[M].北京：石油工業(yè)出版社，2007.

[4]郭慶，高靜坤.大型導管架的裝船分析[J].中國造船，2008，49（S2）：316-320.

[5]Guidelines for Loadouts（Report No 0013/NDI）[R].Noble Denton InternationalLtd，2010.

[6]劉釗，黃懷州，荊瀟.深水導管架滑移裝船強度分析[J].石油和化工設備，2016，19（2）：30-33.

Design and Engineering Application ofWZ11-2 WHPBJacket L oad-out

WEIJiaguang，YAN Yalin
Offshore OilEngineering Co.，Ltd.，Tianjin 300461，China

For large size structure with the weight less than 100 MN，load-out technique becomes the major shipment method in the field of ocean engineering.And it has replaced traditional expensive lifting operation of using heavy floating crane and reduced operation cost greatly.This article，taking WZ11-2 WHPB jacket as an example，introduces the influence factors of the load-out process for a three-legged eccentric jacket，including mooring stability，load-out equipment selection，skidway layout，barge draft and barge ballast，etc.Then，it illustrates the whole field load-out process of WZ11-2 WHPB jacket.The engineering practice shows that the designed load-out process is reliable and able to satisfy the engineering requirements of jacket load-out.

jacket；load-out；eccentricity；ballast

10.3969/j.issn.1001-2206.2016.06.007

魏佳廣（1986-），男，甘肅白銀人，工程師，2011年畢業(yè)于遼寧石油化工大學化工過程機械專業(yè)，碩士，現主要從事海洋石油平臺等設施安裝設計及相關技術研究工作。

2016-07-05；

2016-07-25

海洋石油工程股份有限公司工業(yè)化/產業(yè)化科技創(chuàng)新研發(fā)項目（E-0815P019）。

Email：weijg@mail.cooec.com.cn