趙翊翔，王樹(shù)青，宋憲倉(cāng)??

(中國(guó)海洋大學(xué)1.工程學(xué)院; 2.山東省海洋工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東 青島 266100)

為了緩解日益增長(zhǎng)的能源需求，全世界興建了大量的導(dǎo)管架平臺(tái)用以開(kāi)發(fā)海洋油氣資源，海洋平臺(tái)的設(shè)計(jì)壽命約為20年，根據(jù)國(guó)際公約和相關(guān)規(guī)定，導(dǎo)管架平臺(tái)退役一年內(nèi)必須進(jìn)行棄置拆除。隨著平臺(tái)的老齡化趨勢(shì)不斷加快，該問(wèn)題已成為學(xué)術(shù)界和工程界的研究熱點(diǎn)。

導(dǎo)管架平臺(tái)的拆除一般分為上部組塊拆除和導(dǎo)管架拆除。王儒等[1-2]提出用吊框輔助拆除的方法拆除上部組塊，有效解決了索具長(zhǎng)度核算、吊點(diǎn)偏心等難題，但當(dāng)上部組塊較大時(shí)易造成框架重量過(guò)大的問(wèn)題。阮志豪等[3]針對(duì)質(zhì)量較大的上部組塊，基于有限元分析和模型試驗(yàn)結(jié)果，驗(yàn)證了利用雙船浮托法對(duì)上部組塊進(jìn)行拆除的可行性，但受限于雙船高度等因素，雙船浮托法難以應(yīng)用于導(dǎo)管架的拆除。傳統(tǒng)的導(dǎo)管架拆除方法是浮吊法，可將切割平臺(tái)起吊至駁船上。羅曉健等[4]以某導(dǎo)管架為例，詳細(xì)論述了利用浮吊法拆除的流程。吳俊生[5]及Herel等[6]考慮吊點(diǎn)位置的影響，分析了導(dǎo)管架在浮吊拆除過(guò)程中的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，并給出最優(yōu)的吊點(diǎn)位置選擇方案。但受限于起重船的起吊能力，浮吊法難以應(yīng)用于大型深水導(dǎo)管架的拆除。

針對(duì)大型深水導(dǎo)管架拆除過(guò)程中重量大的難題，近年來(lái)已有學(xué)者進(jìn)行了探索。辛?xí)暂x等[7]基于水動(dòng)力學(xué)理論和工程實(shí)例，探究了氣囊輔助導(dǎo)管架下水的可行性，提出了一種用于導(dǎo)管架與氣囊連接的方法，相比于費(fèi)用昂貴和資源緊張的大型浮吊，氣囊助浮法具有較好的經(jīng)濟(jì)性。張志遠(yuǎn)[8]設(shè)計(jì)了由鋼架和氣囊相結(jié)合并捆扎到導(dǎo)管架上的固定方法，分析了上浮過(guò)程的穩(wěn)定性與運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，但文中研究的導(dǎo)管架高度只有34.2 m，且未考慮到氣囊安裝施工難度大、體積難以變化等弊端，因此該方法在大型導(dǎo)管架上的適用性仍需進(jìn)一步研究。Berger等[9]介紹了Frigg油田DP2導(dǎo)管架在拆除過(guò)程中借助鋼制浮箱上浮的方法，闡述了浮箱輔助上浮方法的應(yīng)用前景，但并沒(méi)有進(jìn)行定量分析。針對(duì)中、小尺寸導(dǎo)管架的拆除問(wèn)題，目前國(guó)內(nèi)外已提出比較成熟的應(yīng)對(duì)措施；然而對(duì)大型深水導(dǎo)管架拆除問(wèn)題的研究，卻因拆除實(shí)例的缺乏而尚處于探索期。

本文針對(duì)導(dǎo)管架拆除部分上浮過(guò)程，研究了浮箱輔助上浮的拆除方法，利用SESAM軟件對(duì)導(dǎo)管架與浮箱的上浮動(dòng)態(tài)過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，探究了壓載水排放速率和波浪條件對(duì)上浮過(guò)程運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的影響，實(shí)現(xiàn)了大型導(dǎo)管架拆除上浮過(guò)程的連續(xù)動(dòng)態(tài)模擬，研究結(jié)果可為國(guó)內(nèi)外未來(lái)的大型導(dǎo)管架拆除提供參考。

1 計(jì)算理論

1.1 莫里森方程

1950年Morison等[10-12]基于繞流理論和相關(guān)實(shí)驗(yàn)等總結(jié)了一個(gè)半經(jīng)驗(yàn)方程，即為莫里森方程。在該理論中，波浪力f被分為拖曳力fD和慣性力fI兩部分，即：

(1)

式中：CD為拖曳力系數(shù)；ρ為流體密度；D為圓柱體直徑；ux是垂直于圓柱體軸線的流體速度分量；CM為慣性力系數(shù)。工程經(jīng)驗(yàn)表明，莫里森方程的計(jì)算結(jié)果較為精確，是小尺度結(jié)構(gòu)波浪力計(jì)算的主要方程。

1.2 繞射理論

當(dāng)結(jié)構(gòu)物的尺度較大之時(shí)，Morison方程已不能用于計(jì)算波浪力，此時(shí)波浪受結(jié)構(gòu)物的繞射效應(yīng)必須計(jì)入，需要用到繞射理論來(lái)計(jì)算。繞射問(wèn)題本質(zhì)上是指入射波的波浪場(chǎng)與置于其中的靜止結(jié)構(gòu)之間的相互作用問(wèn)題[13]。

入射波與散射波疊加達(dá)到穩(wěn)定時(shí)將形成一個(gè)新的波動(dòng)場(chǎng)，其速度勢(shì)為Φ(x,y,z,t)，可表示為

Φ(x,y,z,t)=ΦI(x,y,z,t)+ΦD(x,y,z,t)。

(2)

對(duì)于線性問(wèn)題，Φ(x,y,z,t)可表示為

Φ(x,y,z,t)=φ(x,y,z,t)e-iωt=

[φI(x,y,z,t)+φD(x,y,z,t)]e-iωt。

(3)

線性入射波速度勢(shì)可寫(xiě)為

(4)

式中：g為重力加速度；H為波高；ω為波浪角頻率；k為波數(shù)；z為垂向坐標(biāo)；d為水深；x為橫坐標(biāo)。

若得到波動(dòng)場(chǎng)的速度勢(shì)Φ后，代入到線性化的伯努利方程中，可得到波動(dòng)場(chǎng)結(jié)構(gòu)物表面上的波壓強(qiáng)分布p:

(5)

最終可以得到作用在結(jié)構(gòu)物上的波浪力和波浪力矩:

F=?-pnds,

(6)

M=?-p(r×n)ds。

(7)

1.3 時(shí)域運(yùn)動(dòng)方程

在環(huán)境荷載作用下，海洋浮式結(jié)構(gòu)物的時(shí)域運(yùn)動(dòng)方程如下：

(8)

2 大型導(dǎo)管架浮箱輔助拆除方法

2.1 拆除過(guò)程

完整的大型導(dǎo)管架拆除過(guò)程為：(1)利用浮吊將浮箱從運(yùn)輸駁船中吊入水中；(2)在浮箱內(nèi)加入一定壓載水，調(diào)至設(shè)計(jì)浮態(tài)；(3)在牽引船的協(xié)助下，將浮箱安裝在導(dǎo)管架4條主樁腿上；(4)浮箱進(jìn)行適度排載，直至切割平面以上的導(dǎo)管架及浮箱總重量等于總浮力；(5)對(duì)導(dǎo)管架樁腿進(jìn)行切割；(6)浮箱進(jìn)行排載，使得每個(gè)時(shí)刻導(dǎo)管架和浮箱整體浮力大于重力，不斷上?。?7)壓載水排放結(jié)束后，導(dǎo)管架和浮箱整體穩(wěn)定在水面處；(8)在浮吊輔助和駁船拖拉作用下，完成起吊拖拉裝船；(9)通過(guò)駁船將導(dǎo)管架拆除部分運(yùn)輸至岸上。

本文研究?jī)?nèi)容主要針對(duì)步驟(6)中的導(dǎo)管架和浮箱上浮過(guò)程的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，并探究壓載水排放速率和波浪條件對(duì)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的影響，確定最優(yōu)排水速率并避開(kāi)不利波浪荷載，為實(shí)際工程提供一定的參考。

2.2 導(dǎo)管架拆除深度確定

本文研究的某大型深水導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)及其拆除部分主要參數(shù)如表1所示，其作業(yè)水深為213 m。根據(jù)國(guó)際公約規(guī)定，作業(yè)水深超過(guò)120 m的導(dǎo)管架，可采用部分切割的方式進(jìn)行拆除，且高度須不小于55 m?？紤]到整體拆除施工難度較大，而多次切割將導(dǎo)致成本增加，因此在第一次切割時(shí)以水面以下100 m處為切割平面，如圖1所示。需要指出的是，本文僅對(duì)導(dǎo)管架切割后的上浮過(guò)程進(jìn)行研究，不涉及其切割過(guò)程。

表1 導(dǎo)管架及其拆除部分的參數(shù)

圖1 導(dǎo)管架拆除深度100 m示意圖

2.3 “導(dǎo)管架-浮箱”整體模型

根據(jù)導(dǎo)管架的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)并參考Frigg油田DP2導(dǎo)管架拆除工程實(shí)例[14]，采用鋼制圓筒型浮箱作為輔助機(jī)構(gòu)，浮箱的壁厚為30 mm，為了降低浮箱內(nèi)壓載水自由液面的影響，在其對(duì)稱面上設(shè)有豎直艙壁。浮箱通過(guò)特種夾具剛性地連接在導(dǎo)管架樁腿上。圖2為“導(dǎo)管架-浮箱”整體模型和艙室分布示意圖。

圖2 (a)“導(dǎo)管架-浮箱”整體模型圖和(b)艙室分布示意圖

導(dǎo)管架的拆除作業(yè)中，由于拆除部分過(guò)重，采用單一的浮吊方式會(huì)使裝船作業(yè)難度較大。本文研究浮箱輔助導(dǎo)管架拆除的方法，在浮箱內(nèi)壓載水不斷排放過(guò)程中，某一時(shí)刻下整體浮力略大于重力，“導(dǎo)管架-浮箱”整體會(huì)上浮一小段距離，由于壓載水的減少和吃水的減小，重力和浮力均有所減小，但因排水過(guò)程的連續(xù)性，在這一過(guò)程中，整體的浮力一直略大于重力，因此由排水產(chǎn)生的上浮力會(huì)使“導(dǎo)管架-浮箱”整體不斷上浮至水面。上浮過(guò)程的完成可以為后續(xù)裝船做好鋪墊作用，圖3為導(dǎo)管架在浮箱輔助下的上浮過(guò)程示意圖。

圖3 “導(dǎo)管架-浮箱”整體上浮過(guò)程示意圖

2.4 浮箱尺寸優(yōu)選

在圓柱形浮箱模型的基礎(chǔ)上，現(xiàn)對(duì)浮箱的尺寸(長(zhǎng)度、底面半徑)進(jìn)行研究。由于“導(dǎo)管架-浮箱”整體結(jié)構(gòu)在上浮過(guò)程中的穩(wěn)性高(GM)會(huì)發(fā)生顯著變化，需要對(duì)浮箱結(jié)構(gòu)的尺寸進(jìn)行詳細(xì)的設(shè)計(jì)以避免整體結(jié)構(gòu)在上浮過(guò)程中發(fā)生傾覆。圖4為“導(dǎo)管架-浮箱”整體上浮開(kāi)始前和上浮完成后的整體模型圖，參數(shù)如表2所示，上浮高度為32.22 m。

圖4 (a)上浮開(kāi)始前示意圖和(b)上浮完成后示意圖

表2 兩種典型吃水狀態(tài)下“導(dǎo)管架-浮箱”整體模型參數(shù)

基于穩(wěn)性理論中橫穩(wěn)性角和縱穩(wěn)性角盡可能小的原則，篩選出浮箱相對(duì)最優(yōu)尺寸。表3給出了不同浮箱尺寸下，海平面以上10 m六級(jí)風(fēng)速(13.8 m/s)的條件下，利用HydroD軟件計(jì)算得到“導(dǎo)管架-浮箱”整體上浮初始狀態(tài)與壓載水排空狀態(tài)的橫穩(wěn)性和縱穩(wěn)性結(jié)果，顯然序號(hào)8、9對(duì)應(yīng)的方案需進(jìn)一步考慮(見(jiàn)表3)。

現(xiàn)按序號(hào)8、9對(duì)應(yīng)的方案(見(jiàn)表3)選取上浮完成后的吃水狀態(tài)，計(jì)算風(fēng)傾力矩下整體結(jié)構(gòu)橫、縱方向的靜穩(wěn)性角和動(dòng)穩(wěn)性角，結(jié)果如表4所示，由結(jié)果可知序號(hào)9對(duì)應(yīng)的靜穩(wěn)性角和動(dòng)穩(wěn)性角較小，對(duì)應(yīng)的參數(shù)為相對(duì)最優(yōu)化的尺寸選型方案。因此浮箱的長(zhǎng)度和底面直徑分別選取50和10 m。

表3 不同尺寸浮箱對(duì)應(yīng)的“導(dǎo)管架-浮箱”整體穩(wěn)性結(jié)果

表4 進(jìn)一步對(duì)比方案8與9的穩(wěn)性結(jié)果

選取浮箱尺寸為長(zhǎng)度50 m、底面直徑10 m，進(jìn)一步分析“導(dǎo)管架-浮箱”整體上浮過(guò)程中不同階段吃水下的穩(wěn)性結(jié)果，環(huán)境參數(shù)與上文相同，計(jì)算結(jié)果如表5所示。

表5 不同吃水下的“導(dǎo)管架-浮箱”整體穩(wěn)性結(jié)果

在“導(dǎo)管架-浮箱”模型基礎(chǔ)上，結(jié)合浮箱相對(duì)最優(yōu)尺寸選型結(jié)果，利用HydroD軟件，以穩(wěn)性結(jié)果為依據(jù)，可以自動(dòng)計(jì)算出導(dǎo)管架樁腿切割前各艙室最優(yōu)壓載方案，如表6所示。在數(shù)值模擬時(shí)，本研究通過(guò)質(zhì)量點(diǎn)的質(zhì)量變化來(lái)模擬壓載水的排放，從而有效模擬了因壓載水運(yùn)動(dòng)而產(chǎn)生的慣性力。

表6 導(dǎo)管架切割前各艙室壓載水填充方案

3 “導(dǎo)管架-浮箱”上浮過(guò)程運(yùn)動(dòng)響應(yīng)研究

3.1 坐標(biāo)系規(guī)定

需要說(shuō)明的是，本文波浪方向按照?qǐng)D5所示定義，圖5(a)和(b)分別為主視圖和俯視圖。將導(dǎo)管架頂部橫撐截面中心點(diǎn)在水面處的豎直投影點(diǎn)設(shè)為坐標(biāo)原點(diǎn)，方向的范圍為0°～360°。

圖5 (a)主視圖和(b)俯視圖

3.2 頻域運(yùn)動(dòng)分析

選取上浮結(jié)束后的吃水狀態(tài)，通過(guò)HydroD軟件的WADAM模塊，基于勢(shì)流理論，計(jì)算“導(dǎo)管架-浮箱”整體結(jié)構(gòu)六自由度的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)傳遞函數(shù)，結(jié)果如圖6所示。

圖6 “導(dǎo)管架-浮箱”整體運(yùn)動(dòng)響應(yīng)傳遞函數(shù)

由圖6可知，縱搖、縱蕩、垂蕩頻域運(yùn)動(dòng)響應(yīng)曲線具有“單峰”的特點(diǎn)；而橫搖、首搖、橫蕩頻域運(yùn)動(dòng)響應(yīng)曲線具有“多峰”的特點(diǎn)。具體來(lái)看，橫搖峰值周期集中在5、10、17 s附近，縱搖和縱蕩固有周期都在17 s左右，首搖峰值周期集中在6、7、12 s附近，橫蕩峰值周期集中在5、17 s附近，垂蕩峰值周期在10 s左右，這意味著多個(gè)自由度之間存在耦合效應(yīng)。同時(shí)可以發(fā)現(xiàn)，橫搖、縱搖、首搖峰值一般不高于0.8°，這樣的結(jié)果對(duì)于浮箱法拆除來(lái)說(shuō)無(wú)疑是一個(gè)利好；但同時(shí)也需要關(guān)注縱蕩與垂蕩較大的峰值，特別是垂蕩響應(yīng)幅值，在8～10 s周期內(nèi)出現(xiàn)了陡增。

在中國(guó)諸多海域中，周期為5～12 s的波浪較常見(jiàn)[15]，因此在時(shí)域分析時(shí)應(yīng)更多關(guān)注波浪周期為5～12 s時(shí)的“導(dǎo)管架-浮箱”整體運(yùn)動(dòng)軌跡，尤其要關(guān)注縱向和橫向的偏移量，防止導(dǎo)管架發(fā)生碰撞事故。

3.3 壓載水排放速率對(duì)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的影響

浮箱內(nèi)壓載水不斷排放，“導(dǎo)管架-浮箱”整體的浮力大于其重力，從而不斷上浮。壓載水排放越快，“導(dǎo)管架-浮箱”整體速度越大。受限于艙室水泵功率影響，排水時(shí)長(zhǎng)顯然不能過(guò)短。本文計(jì)算選取排水總時(shí)長(zhǎng)范圍為800～1 500 s，間隔100 s，對(duì)應(yīng)排水速率范圍為0.878～1.647 m3/s，工程中一般的水泵可滿足要求[16]。波浪荷載選取JONSWAP譜，波浪周期10 s，波浪方向0°，波高1 m。通過(guò)SIMA軟件實(shí)現(xiàn)了上浮過(guò)程的連續(xù)動(dòng)態(tài)模擬，得到了不同排水速率下各自由度運(yùn)動(dòng)響應(yīng)曲線，如圖7所示。

圖7 不同壓載水排放時(shí)長(zhǎng)下各自由度運(yùn)動(dòng)響應(yīng)時(shí)域曲線

不難發(fā)現(xiàn)，在X方向上的位移，不同壓載水排放時(shí)長(zhǎng)對(duì)應(yīng)的“導(dǎo)管架-浮箱”整體運(yùn)動(dòng)軌跡均呈現(xiàn)出不斷偏移原位置向正方向運(yùn)動(dòng)的規(guī)律，在0～650 s左右，運(yùn)動(dòng)軌跡十分相似，而在650 s左右之后，偏移量最大值差異較大；在X方向上的轉(zhuǎn)角變化規(guī)律均為：在0～650 s左右，“導(dǎo)管架-浮箱”整體在0°～0.5°之間小幅浮動(dòng)，而在650 s左右之后，浮動(dòng)幅度為2°～4°。

在Y方向上的位移，不同壓載水排放時(shí)長(zhǎng)對(duì)應(yīng)的“導(dǎo)管架-浮箱”整體運(yùn)動(dòng)軌跡均呈現(xiàn)出不斷偏移原位置向負(fù)方向運(yùn)動(dòng)的規(guī)律，在0～650 s左右，運(yùn)動(dòng)軌跡十分相似,且?guī)缀醪话l(fā)生偏移，而在650 s左右之后，偏移量最大值差異較大；在Y方向上的轉(zhuǎn)角變化規(guī)律均為：在0～650 s左右，“導(dǎo)管架-浮箱”整體在5°以內(nèi)小幅浮動(dòng)，而在650 s左右之后，浮動(dòng)幅度會(huì)增大10°～15°。

在Z方向上的位移，不同壓載水排放時(shí)長(zhǎng)對(duì)應(yīng)的“導(dǎo)管架-浮箱”整體運(yùn)動(dòng)規(guī)律是相似的，垂向重心運(yùn)動(dòng)軌跡為總體上升，伴隨小幅度的上下往復(fù)運(yùn)動(dòng)；在Z方向上的轉(zhuǎn)角變化規(guī)律均為：先從0°向180°進(jìn)行“順時(shí)針旋轉(zhuǎn)”(從空中俯瞰角度下)，再在150°～270°內(nèi)往復(fù)轉(zhuǎn)動(dòng)，隨著排水時(shí)間的增加，往復(fù)的次數(shù)也不斷增加，排水時(shí)間為800 s時(shí)僅有一次，而排水時(shí)間為1 500 s時(shí)達(dá)到了4次，上浮過(guò)程呈現(xiàn)“螺旋式上升”的特點(diǎn)(見(jiàn)圖8)。

圖8 “導(dǎo)管架-浮箱”整體上浮過(guò)程呈現(xiàn)出“螺旋式上升”的特點(diǎn)

通過(guò)分析各方向運(yùn)動(dòng)規(guī)律可以發(fā)現(xiàn)，不同壓載水排放時(shí)長(zhǎng)下，上浮時(shí)間在650 s附近，“導(dǎo)管架-浮箱”在X和Y方向上的角速度會(huì)變大，經(jīng)過(guò)大約10 s時(shí)間，X方向角速度從0.2(°)/s增加至1(°)/s，Y方向角速度從0.2(°)/s增加至3(°)/s，“導(dǎo)管架-浮箱”整體晃動(dòng)幅度有所增加。

表7 各排水時(shí)長(zhǎng)方案下最大偏移量

需要特別注意的是，SIMA軟件里角度定義的范圍是-180°～180°，定義方式如圖9(a)所示；在SIMA軟件中，對(duì)應(yīng)整體坐標(biāo)系下179°到181°的轉(zhuǎn)變會(huì)出現(xiàn)突變現(xiàn)象，181°對(duì)應(yīng)-179°(見(jiàn)圖9(b))。為避免產(chǎn)生歧義，特作出解釋。

圖9 (a)SIMA軟件角度定義示意圖和(b)SIMA角度突變示意圖

為進(jìn)一步篩選最優(yōu)壓載水排放時(shí)長(zhǎng)，現(xiàn)研究上浮過(guò)程垂向(Z方向)運(yùn)動(dòng)速率。圖10為不同壓載水排放時(shí)長(zhǎng)下“導(dǎo)管架-浮箱”整體垂向運(yùn)動(dòng)速率曲線，表8為不同壓載水排放時(shí)長(zhǎng)下的垂向速率最大值。不難發(fā)現(xiàn)，排水時(shí)長(zhǎng)為1 000 s時(shí)速度垂向速度峰值相對(duì)較小，峰值在0～0.7 m/s以內(nèi)，且在1 000 s后速度很快就會(huì)穩(wěn)定在0.01 m/s；而排水時(shí)長(zhǎng)為800 s時(shí)速度峰值較大(0.792 m/s)，對(duì)上浮過(guò)程不利。

表8 不同壓載水排放時(shí)長(zhǎng)下的垂向速率最大值

圖10 不同壓載水排放時(shí)長(zhǎng)下“導(dǎo)管架-浮箱”整體垂向運(yùn)動(dòng)速率

對(duì)比不同壓載水排放時(shí)長(zhǎng)下的“導(dǎo)管架-浮箱”各方向運(yùn)動(dòng)曲線和垂向運(yùn)動(dòng)速率曲線，綜合考慮最大偏移量和運(yùn)動(dòng)速率，最終選取壓載水排放時(shí)長(zhǎng)為1 000 s作為最優(yōu)方案。

3.4 波浪荷載對(duì)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的影響

本節(jié)重點(diǎn)研究波浪荷載對(duì)“導(dǎo)管架-浮箱”結(jié)構(gòu)整體上浮過(guò)程運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的影響。以參數(shù)敏感性分析為基本方法，探究波浪的周期、入射方向及波高對(duì)“導(dǎo)管架-浮箱”整體上浮過(guò)程運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的影響。本節(jié)以X和Y方向上重心偏移量最大值作為衡量標(biāo)準(zhǔn)。

根據(jù)3.3節(jié)頻域分析結(jié)果可知，響應(yīng)幅值峰值對(duì)應(yīng)的周期多集中于3～18 s內(nèi)，但常見(jiàn)波浪周期多集中于3～16 s內(nèi)。因此，本節(jié)選取波浪周期計(jì)算范圍為3～16 s，間隔為1 s，波高取1 m，重心偏移量最大值結(jié)果如表9所示。

表9 不同波浪周期下X和Y方向重心偏移量最大值

不難發(fā)現(xiàn)，在縱向(X方向)上的重心偏移量隨波浪周期的變化而差異較大。其中，當(dāng)波浪周期為4、13 s時(shí)X方向和Y方向的重心移動(dòng)距離較大。因此通過(guò)分析波浪周期對(duì)“導(dǎo)管架-浮箱”整體上浮過(guò)程時(shí)域運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的影響，可以得出2個(gè)影響較大的周期：4、13 s，可將這2個(gè)周期值作為探究波浪入射方向和波高的影響時(shí)的典型波浪周期值進(jìn)行計(jì)算，從上文中可知Z方向運(yùn)動(dòng)規(guī)律十分相似，因此不再對(duì)Z方向運(yùn)動(dòng)規(guī)律進(jìn)行研究。X方向和Y方向偏移量最大值結(jié)果如表10所示。

表10 波浪周期4和13 s下各方向偏移量最大值

不難發(fā)現(xiàn)，當(dāng)波浪周期為13 s，入射波方向?yàn)?50°時(shí)，X方向的重心位移最大，為20.735 m，水平最大偏移量可達(dá)28.42 m；當(dāng)波浪周期為4 s，入射波方向?yàn)?50°時(shí)，Y方向的重心位移最大，為16.684 m，水平最大偏移量可達(dá)18.64 m。因此實(shí)際施工中應(yīng)盡量避開(kāi)以上2種情況。

4 結(jié)論

本文研究了基于浮箱輔助的導(dǎo)管架拆除上浮過(guò)程運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，建立了“導(dǎo)管架-浮箱”結(jié)構(gòu)整體計(jì)算模型，根據(jù)穩(wěn)性角進(jìn)行了浮箱尺寸優(yōu)化選型，探究了壓載水排放總時(shí)長(zhǎng)和波浪條件對(duì)“導(dǎo)管架-浮箱”整體運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的影響，實(shí)現(xiàn)了對(duì)“導(dǎo)管架-浮箱”上浮過(guò)程的動(dòng)態(tài)模擬。主要結(jié)論如下：

(1)完成了浮箱尺寸的選型，選取浮箱長(zhǎng)度50 m、半徑5 m為優(yōu)化后的尺寸，為“導(dǎo)管架-浮箱”整體上浮過(guò)程的研究提供了依據(jù)。

(2)研究了壓載水排放速率對(duì)“導(dǎo)管架-浮箱”整體上浮運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的影響。當(dāng)排放總時(shí)長(zhǎng)為1 000 s時(shí)，“導(dǎo)管架-浮箱”整體在上浮過(guò)程中橫向和縱向的重心位置移動(dòng)量最小，在上浮過(guò)程中產(chǎn)生的偏移也較小，此時(shí)每個(gè)艙室排水速率為1.317 2 m3/s。

(3)研究了波浪荷載對(duì)“導(dǎo)管架-浮箱”整體上浮運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的影響，在波浪周期是4 s、入射方向?yàn)?50°以及波浪周期13 s、入射方向150°的情況下，對(duì)上浮過(guò)程不利。水平總偏移最大值接近30 m，在實(shí)際工程中為保險(xiǎn)起見(jiàn)，應(yīng)當(dāng)至少保證周?chē)綀A50～60 m以內(nèi)無(wú)障礙物，以免發(fā)生碰撞事故。