王冬冬，石 湘，李華軍，周 雷，張傳杰

(1. 中國(guó)海洋大學(xué) 工程學(xué)院，山東 青島 266100；2. 海洋石油工程股份有限公司 設(shè)計(jì)公司，天津 300452)

載荷重新分擔(dān)對(duì)膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍防滑和防撬設(shè)計(jì)影響

王冬冬1，石 湘1，李華軍1，周 雷2，張傳杰2

(1. 中國(guó)海洋大學(xué) 工程學(xué)院，山東 青島 266100；2. 海洋石油工程股份有限公司 設(shè)計(jì)公司，天津 300452)

傳統(tǒng)的卡箍設(shè)計(jì)方法是通過(guò)建立海洋平臺(tái)有限元模型并在強(qiáng)度分析基礎(chǔ)上提取受損單元處完好時(shí)的最大載荷，將此載荷作為卡箍設(shè)計(jì)的初始條件。而卡箍實(shí)際承擔(dān)的是平臺(tái)安裝上卡箍之后載荷重新分擔(dān)下相應(yīng)受損處承受的載荷，一般會(huì)比初始設(shè)計(jì)載荷大。著重研究載荷重新分擔(dān)對(duì)膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍防滑設(shè)計(jì)和防撬設(shè)計(jì)的影響，針對(duì)渤海灣中主要承受冰載荷作用的一個(gè)典型平臺(tái)結(jié)構(gòu)，提出了在線單元平臺(tái)有限元模型上近似模擬卡箍的方法，提取載荷重新分擔(dān)下的卡箍設(shè)計(jì)載荷進(jìn)行了分析。結(jié)果表明載荷重新分擔(dān)對(duì)卡箍防滑設(shè)計(jì)影響較小，但對(duì)防撬設(shè)計(jì)有著顯著影響，并對(duì)此提出了在螺栓設(shè)計(jì)時(shí)增加螺栓預(yù)緊力安全系數(shù)的應(yīng)對(duì)措施。

維修加固；膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍；載荷重新分擔(dān)；防滑設(shè)計(jì)；防撬設(shè)計(jì)

Abstract: The traditional design method for the expansive stressed grouted clamp is to establish the finite element model of offshore platform and to extract the largest load of the damaged element when it is intact based on the strength analysis. Then the load is used as the initial condition in the process of the clamp design. But the actual load exerted to the clamp is the load of the damaged element under the load redistribution after the clamp is installed on the platform. It is usually larger than that of the initial load. In this paper, emphasis is placed on the effects of the load redistribution on the anti-slip and anti-prying designs for the expansive stressed grouted clamp. For a typical platform structure which is under the ice load in the Bohai Bay, an approximate method to simulate the clamp structure in the platform model which consists of line elements is proposed. Then the load for clamp design under load redistribution is extracted and analyzed. The analysis result shows that the load redistribution has little effects on the anti-slip design, but has significant effects on the anti-prying design. Then advice is given that the safety coefficient of bolt pre-tightening force would increase for the process of bolts design.

Keywords: repair and strengthening; expansive stressed grouted clamp; load redistribution; anti-slip design; anti-prying design

今后10年，國(guó)內(nèi)將有大量的海洋平臺(tái)和海底管線進(jìn)入老齡服役期，加上全球?yàn)?zāi)害氣候的頻繁出現(xiàn)，對(duì)水下維修加固技術(shù)的需求日益迫切[1]。自應(yīng)力灌漿卡箍以其滑動(dòng)承載力高、允許制造公差大等優(yōu)點(diǎn)在國(guó)外平臺(tái)維修加固領(lǐng)域已經(jīng)得到了廣泛的應(yīng)用[2]，但是國(guó)內(nèi)的工程應(yīng)用卻很少，僅有2008年在惠州油田120 m水深海底管道搶修中使用了類似卡箍的封堵夾具[3]，2013年在惠州油田某平臺(tái)的-100 m拉筋裂紋處安裝了節(jié)點(diǎn)自應(yīng)力灌漿卡箍?？紤]到傳統(tǒng)自應(yīng)力灌漿卡箍存在的工程費(fèi)用高等缺點(diǎn)，楊彬等[4]提出了長(zhǎng)螺栓型膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍。這種卡箍的自應(yīng)力是通過(guò)水泥漿中摻加膨脹劑，由灌漿膨脹受限而自動(dòng)建立。石湘等[5]在長(zhǎng)螺栓型膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍的基礎(chǔ)上提出短螺栓型結(jié)構(gòu)形式。這種卡箍不僅承載力有所增加，而且在結(jié)構(gòu)軸向密封性上有了很大提高。

經(jīng)過(guò)研究發(fā)現(xiàn)卡箍在設(shè)計(jì)時(shí)提取初始設(shè)計(jì)載荷的環(huán)節(jié)有不夠嚴(yán)謹(jǐn)之處。傳統(tǒng)的卡箍設(shè)計(jì)方法是在完好的海洋平臺(tái)模型上提取受損位置處的載荷作為卡箍設(shè)計(jì)的初始載荷[2]。不難發(fā)現(xiàn)通過(guò)這種方式得到的載荷并非卡箍實(shí)際承擔(dān)的載荷?？ü考庸痰绞軗p平臺(tái)之后，由于局部剛度增加，平臺(tái)載荷會(huì)進(jìn)行重新分配。重新分配后的載荷才是卡箍最終承受的設(shè)計(jì)載荷，一般會(huì)比初始設(shè)計(jì)載荷增大。因此需要探究載荷重新分擔(dān)對(duì)于卡箍設(shè)計(jì)的影響，同時(shí)希望能找出卡箍各項(xiàng)設(shè)計(jì)指標(biāo)的變化量，便于工程設(shè)計(jì)人員做出合理的調(diào)整。本文就是探討載荷重新分擔(dān)對(duì)短螺栓型膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍的防滑、防撬設(shè)計(jì)的影響問(wèn)題。

1 膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍介紹

膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍的自應(yīng)力是通過(guò)在水泥漿中間摻加膨脹劑，由灌漿膨脹受限而自動(dòng)建立。它不需要等到灌漿達(dá)到一定強(qiáng)度后再次擰緊螺栓，施工時(shí)間相對(duì)于傳統(tǒng)的自應(yīng)力灌漿卡箍大為減少。圖1為這種灌漿卡箍的截面結(jié)構(gòu)，從進(jìn)漿口注入摻加了膨脹劑的水泥漿，在卡箍鞍板與受損管件之間形成灌漿環(huán)。由于法蘭板上的螺栓預(yù)緊作用使得灌漿環(huán)膨脹受限，這樣便建立起卡箍的自應(yīng)力以及承載力。

圖1 膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍截面結(jié)構(gòu)Fig. 1 Section structure of expansive stressed grouted clamp

2 卡箍的防滑和防撬設(shè)計(jì)理論

膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)主要有四部分：防滑、防撬、防碾碎設(shè)計(jì)和結(jié)構(gòu)有限元強(qiáng)度校核。其中最重要的是防滑和防撬設(shè)計(jì)。防滑是指防止灌漿環(huán)內(nèi)表面與受損管件之間的滑脫；防撬是防止灌漿環(huán)外表面與卡箍鞍板之間被撬開(kāi)。

由于卡箍設(shè)計(jì)中的載荷是基于平臺(tái)有限元模型受損位置單元在未損情況下所受單元內(nèi)力，因此受損位置單元的單元坐標(biāo)系及其所受內(nèi)力方向的定義對(duì)卡箍的設(shè)計(jì)至關(guān)重要。

圖2 受損位置單元的單元坐標(biāo)系Fig. 2 Element coordinate system of the damaged element

圖2是受損位置單元的單元坐標(biāo)系，它是基于有限元Ansys軟件的Pipe59單元，單元坐標(biāo)方向如下規(guī)定：?jiǎn)卧S向即x方向是單元i節(jié)點(diǎn)到j(luò)節(jié)點(diǎn)的方向，單元y方向與Ansys中總體坐標(biāo)系XY平面平行，在符合右手定則的前提下滿足z方向與總體坐標(biāo)系中Z方向成銳角。這樣圖中單元內(nèi)力各個(gè)方向的力和彎矩也得以確定。

2.1 防滑設(shè)計(jì)

圖3 滑動(dòng)應(yīng)力原理圖Fig. 3 Principle diagram of the slip stress

防滑設(shè)計(jì)就是設(shè)計(jì)卡箍提供足夠的滑動(dòng)應(yīng)力避免受損構(gòu)件外表面和灌漿環(huán)相對(duì)滑動(dòng)。受損構(gòu)件外表面和灌漿環(huán)內(nèi)表面之間的相對(duì)滑動(dòng)是由兩部份引起的：一是沿著受損構(gòu)件軸向的軸向力引起的滑動(dòng)；二是由繞著軸的扭矩所引起的轉(zhuǎn)動(dòng)。假設(shè)受損構(gòu)件中間斷裂或有疲勞裂縫，不考慮其剩余強(qiáng)度。如圖3所示，這樣只有長(zhǎng)度為L(zhǎng)的灌漿部分起到防滑作用。

根據(jù)圖2的單元內(nèi)力定義，卡箍與受損構(gòu)件之間所受到的滑動(dòng)應(yīng)力fs可表示為

式中：Fx和Mx分別表示沿受損管軸向的力和繞軸向的扭矩；L表示灌漿環(huán)長(zhǎng)度；D表示受損管外徑。防滑設(shè)計(jì)就是保證卡箍承擔(dān)的滑動(dòng)應(yīng)力fs不大于實(shí)驗(yàn)測(cè)得的卡箍許用滑動(dòng)應(yīng)力fxu。

圖4 外載荷產(chǎn)生的螺栓撬力原理圖Fig. 4 Principle diagram of the bolt pry force by external load

2.2 防撬設(shè)計(jì)

防撬設(shè)計(jì)就是設(shè)計(jì)足夠大的螺栓預(yù)緊力來(lái)防止卡箍?jī)砂瓯磺碎_(kāi)?？ü柯菟ǖ那藙?dòng)載荷由兩部份載荷引起：一是受損構(gòu)件所受到的外載荷；二是卡箍灌漿膨脹受限產(chǎn)生的膨脹壓力。這兩者均會(huì)使卡箍?jī)砂暧斜磺碎_(kāi)的趨勢(shì)。一般卡箍端部最外側(cè)一對(duì)螺栓最容易被撬開(kāi)，圖4給出的是一種比較傳統(tǒng)的計(jì)算外載荷引起螺栓撬力的方法。

卡箍受到的外載荷包括切力V和彎矩M，根據(jù)圖2的單元內(nèi)力定義，并且考慮最危險(xiǎn)的撬動(dòng)位置，則有

式中：Fy和Fz表示沿著單元y、z方向的切力，My和Mz表示繞單元y、z方向的彎矩。V和M分別表示切力和彎矩的矢量和。根據(jù)圖4的方法，則外載荷在最外側(cè)一對(duì)螺栓產(chǎn)生的撬力Fq為

式中：u表示卡箍最外側(cè)的螺栓提供的預(yù)緊力所能影響到的范圍。那么單個(gè)螺栓所受到的外載荷引起的撬力Fq1：

假設(shè)卡箍?jī)?nèi)的膨脹壓力是均勻分布，則由膨脹壓力引起的單個(gè)螺栓受到的撬力Fq2：

式中：P0表示灌漿環(huán)外表面與鞍板間膨脹壓力，D0表示灌漿環(huán)外徑，N表示卡箍L長(zhǎng)度上的螺栓個(gè)數(shù)。那么單個(gè)螺栓受到的總撬力Fl：

防撬設(shè)計(jì)就是要保證螺栓提供的預(yù)緊力Fxu不小于受到的總撬力Fl乘以一個(gè)安全系數(shù)U0。

3 分析條件和卡箍的初步設(shè)計(jì)

3.1 參考平臺(tái)及受損單元位置

圖5 平臺(tái)的有限元模型Fig. 5 FE model of the offshore platform

以位于渤海灣水深為15.5 m的某平臺(tái)為研究對(duì)象，假設(shè)其橫撐和斜撐受損來(lái)進(jìn)行的膨脹式灌漿卡箍設(shè)計(jì)和平臺(tái)載荷重新分擔(dān)問(wèn)題的分析。圖5是用Ansys建立的該平臺(tái)的有限元模型，并放大顯示了其總體坐標(biāo)系XYZ。該模型主要采用線單元建模，用Pipe59單元模擬泥面以上的管件，用Pipe16單元模擬泥面以下的管件及樁腿，用Beam188單元模擬上部結(jié)構(gòu)的工字梁，用Mass21單元模擬上部設(shè)備的重量。

由于海洋平臺(tái)的損傷位置一般位于斜撐和橫撐上，因此在卡箍設(shè)計(jì)和載荷重新分擔(dān)分析中研究了所有的斜撐和橫撐，并且假設(shè)只有一個(gè)位置的單元受損并進(jìn)行卡箍加固。圖6為重點(diǎn)分析的橫撐和斜撐位置。圖6是下部橫撐、中部斜撐和上部橫撐以及選取的受損單元編號(hào)。

圖6 平臺(tái)上、中、下支撐及受損單元編號(hào)Fig. 6 The three braces and damaged element numbers

3.2 平臺(tái)的載荷工況及卡箍初始設(shè)計(jì)載荷提取

平臺(tái)設(shè)計(jì)時(shí)的環(huán)境載荷采用同向的風(fēng)、冰、流三種載荷聯(lián)合作用。風(fēng)載荷選取渤海海平面以上10 m處、重現(xiàn)期為50 a、時(shí)距為10 min的持續(xù)風(fēng)速，設(shè)計(jì)風(fēng)速為31.7 m/s；冰載荷選取重現(xiàn)期為50 a一遇的冰層，冰層厚度取0.40 m；流載荷為底層和中層均為2.14 m/s的最大流速。在這些載荷中冰載荷是平臺(tái)結(jié)構(gòu)承受的主要環(huán)境載荷。

在平臺(tái)有限元模型靜力分析時(shí)其載荷工況為風(fēng)、冰、流載荷分別自總體坐標(biāo)系的X、Y和X45°方向作用到平臺(tái)上。這樣在卡箍傳統(tǒng)設(shè)計(jì)方法中，可以提取在這三種載荷工況下平臺(tái)有限元模型受損位置單元在未損情況下所受單元內(nèi)力(i、j節(jié)點(diǎn)的6個(gè)節(jié)點(diǎn)內(nèi)力)作為卡箍的初始設(shè)計(jì)載荷，然后分析其中的最大滑動(dòng)應(yīng)力和螺栓撬力進(jìn)行卡箍的設(shè)計(jì)。

3.3 卡箍初步設(shè)計(jì)

以下結(jié)合圖1的卡箍截面結(jié)構(gòu)及圖7的卡箍結(jié)構(gòu)圖，介紹卡箍結(jié)構(gòu)的初步設(shè)計(jì)尺寸的確定。

圖7 卡箍的截面圖及其螺栓分布Fig. 7 The section diagram of clamp and distribution of its bolts

3.3.1 灌漿環(huán)長(zhǎng)度L和卡箍鞍板長(zhǎng)度L0

卡箍設(shè)計(jì)時(shí)一般0.9≤L/D≤2.2，其中L是灌漿環(huán)長(zhǎng)度，D是受損管的外徑。根據(jù)本平臺(tái)橫撐受力較小、斜撐受力較大的特點(diǎn)，在防滑初步驗(yàn)算的基礎(chǔ)上將平臺(tái)橫撐處的卡箍設(shè)定L/D≈1，斜撐處L/D≈1.5作為設(shè)計(jì)初始條件。具體來(lái)講下部橫撐處灌漿環(huán)L=0.76 m，斜撐L=1.14 m，上部橫撐L=0.72 m。設(shè)計(jì)中密封圈和擋板的厚度t是40 mm，即下部橫撐處L0=0.8 m，斜撐L0=1.18 m，上部橫撐L0=0.76 m。Th代表受損管壁厚，橫撐斜撐皆為25 mm。

3.3.2 灌漿環(huán)厚度Tg和外徑D0

灌漿環(huán)厚度Tg按照經(jīng)驗(yàn)一般在50 mm左右，這里取灌漿環(huán)厚度Tg=50 mm。D0等于D加上2倍的灌漿環(huán)厚度Tg。

3.3.3 卡箍鞍板厚度Ts和外徑D1

卡箍鞍板厚度Ts一般取略大于內(nèi)管厚度，這里取Ts=30 mm。D1等于D0加上2倍的鞍板厚度Ts。根據(jù)以上的初步設(shè)計(jì)總結(jié)各典型位置卡箍(圖6)的基本外形尺寸如表1所示。

表1 卡箍的基本尺寸Tab. 1 The basic size of clamps

4 載荷重新分擔(dān)下卡箍設(shè)計(jì)載荷的提取方法

研究載荷重新分擔(dān)對(duì)卡箍防滑和防撬設(shè)計(jì)影響的前提是能夠在平臺(tái)模型上模擬卡箍結(jié)構(gòu)。這里提出了一種在線單元平臺(tái)有限元模型上近似模擬卡箍的方法，并介紹了載荷重新分擔(dān)下卡箍設(shè)計(jì)載荷的提取。

4.1 在平臺(tái)模型上模擬卡箍結(jié)構(gòu)的方法

為了在由線單元組成的導(dǎo)管架平臺(tái)模型上模擬卡箍結(jié)構(gòu)，需要將卡箍結(jié)構(gòu)做必要的簡(jiǎn)化，采用ANSYS的MPC方法可以實(shí)現(xiàn)受損管件、灌漿環(huán)和卡箍鞍板的力學(xué)連接。MPC是一種多點(diǎn)約束的方式，如果結(jié)構(gòu)幾何在拓?fù)渖鲜遣贿B續(xù)的，可以分別劃分網(wǎng)格，然后用MPC的方式連接各FE模型。通過(guò)conta175和targe170建立不同類型單元之間的接觸對(duì)，利用MPC技術(shù)創(chuàng)建基于表面的約束(RBE3)使得不同類型的單元約束在一起[6]。具體建立方法如圖8所示，平臺(tái)模型上受損位置單元的節(jié)點(diǎn)仍為i，j節(jié)點(diǎn)，去掉這個(gè)管單元。然后在i和j節(jié)點(diǎn)之間建立4個(gè)節(jié)點(diǎn)k、l、m和n，節(jié)點(diǎn)k和n的距離為2L，連接i、k和l節(jié)點(diǎn)構(gòu)成受損管件的一端、連接m、n和j節(jié)點(diǎn)構(gòu)成受損管件的另一端，由于l和m之間有一個(gè)小間隙受損管件是中間完全斷開(kāi)的。分別在k和n節(jié)點(diǎn)位置處建立o和p節(jié)點(diǎn)，連接o和p節(jié)點(diǎn)構(gòu)成卡箍鞍板管單元。這樣受損管件和卡箍鞍板均由Pipe59線單元建立。然后在節(jié)點(diǎn)k和n位置處分別建立端面a1和a2并建立灌漿環(huán)的圓柱體，用solid45體單元模擬灌漿環(huán)。

圖8 平臺(tái)模型上卡箍結(jié)構(gòu)的模擬Fig. 8 The simulation of clamp structure on platform model

最后用MPC方法將節(jié)點(diǎn)k和面a2通過(guò)多點(diǎn)約束的方式綁定在一起模擬受損管件與灌漿環(huán)的連接，將節(jié)點(diǎn)o和面a2綁定在一起模擬灌漿環(huán)與卡箍鞍板的連接。同理節(jié)點(diǎn)n和面a1以及節(jié)點(diǎn)p和面a1之間同樣運(yùn)用此方式模擬受損管件與灌漿環(huán)、灌漿環(huán)與卡箍之間的連接。這樣就完成了在平臺(tái)模型上建立近似的卡箍結(jié)構(gòu)。

4.2 載荷重新分擔(dān)下卡箍設(shè)計(jì)載荷的提取

在一個(gè)模擬了卡箍結(jié)構(gòu)的海洋平臺(tái)模型上再次施加3.2節(jié)介紹的三種載荷工況即X、Y和X45°方向的風(fēng)、冰、流載荷，然后提取受損單元位置i和j節(jié)點(diǎn)處的6個(gè)單元內(nèi)力，力方向如圖2所示，這就是平臺(tái)載荷重新分擔(dān)下卡箍實(shí)際承擔(dān)的設(shè)計(jì)載荷。利用這些單元內(nèi)力分別計(jì)算卡箍的滑動(dòng)應(yīng)力和螺栓撬力，取其中較大者分析載荷重新分擔(dān)對(duì)卡箍設(shè)計(jì)的影響。

5 載荷重新分擔(dān)前后卡箍滑動(dòng)應(yīng)力的變化

假設(shè)圖5所示平臺(tái)只有一個(gè)位置的單元斷裂并進(jìn)行卡箍加固，在此前提下分析載荷重新分擔(dān)前后卡箍滑動(dòng)應(yīng)力的變化。載荷重新分擔(dān)前是指按照3.2節(jié)傳統(tǒng)卡箍設(shè)計(jì)方法提取的卡箍初始設(shè)計(jì)載荷進(jìn)行分析，載荷重新分擔(dān)后是指按照4.2節(jié)方法提取的卡箍設(shè)計(jì)載荷進(jìn)行分析。

首先介紹針對(duì)一個(gè)典型受損單元的分析過(guò)程。表2列舉了圖6(a)中橫撐單元5處的卡箍滑動(dòng)應(yīng)力分析。fs是載荷重新分擔(dān)前的卡箍滑動(dòng)應(yīng)力；fs′是載荷重新分擔(dān)后的卡箍滑動(dòng)應(yīng)力，它們均由式(1)計(jì)算而來(lái)。分別在平臺(tái)承受X、Y和X45°方向的風(fēng)、冰、流聯(lián)合載荷作用下計(jì)算了這兩個(gè)滑動(dòng)應(yīng)力，并且分析了它們的最大值和變化率。

表2 單元5處卡箍的最大滑動(dòng)應(yīng)力Tab. 2 Maximum slip stresses of clamp on element 5

分析了圖6中的每個(gè)單元，計(jì)算了載荷重新分擔(dān)前后卡箍的最大滑動(dòng)應(yīng)力，并列舉了具有代表性的計(jì)算結(jié)果。

表3是針對(duì)圖6(a)中下部橫撐典型單元的分析結(jié)果，下部橫撐最大滑動(dòng)應(yīng)力出現(xiàn)在單元軸向與冰載荷方向平行的單元或者單元軸向與冰載荷方向垂直但在受壓面上的單元處。下部橫撐在載荷重新分擔(dān)后滑動(dòng)應(yīng)力的變化量在1.2%～1.8%之間。

表3 下部橫撐卡箍的最大滑動(dòng)應(yīng)力Tab. 3 Maximum slip stresses of clamps on lower lateral braces

表4是針對(duì)圖6(b)中中部斜撐典型單元的分析結(jié)果，中部斜撐最大滑動(dòng)應(yīng)力出現(xiàn)在單元軸線在XY平面上的投影與冰載荷方向相近單元處，卡箍在載荷重新分擔(dān)后滑動(dòng)應(yīng)力的變化量不超過(guò)3%。

表4 中部斜撐卡箍的最大滑動(dòng)應(yīng)力Tab. 4 Maximum slip stresses of clamps on middle braces

表5是針對(duì)圖6(c)中上部橫撐的分析結(jié)果，上部橫撐情況與下部橫撐相近，載荷重新分擔(dān)后卡箍滑動(dòng)應(yīng)力的變化量在1.6%～2%之間。

表5 上部橫撐卡箍的最大滑動(dòng)應(yīng)力Tab. 5 Maximum slip stresses of clamps on higher lateral braces

石湘等[5]總結(jié)出水泥漿摻雜10%的FEA100膨脹劑下長(zhǎng)細(xì)比(L/D)為1.67、1.30、1.02三種情況下的實(shí)驗(yàn)滑動(dòng)應(yīng)力值，如表6所示。

表6 卡箍滑動(dòng)應(yīng)力試驗(yàn)數(shù)據(jù) Tab. 6 Test data of the clamp slip stresses

滑動(dòng)應(yīng)力安全系數(shù)定為1.5，那么長(zhǎng)細(xì)比在1.02～1.67之間的卡箍許用滑動(dòng)應(yīng)力fxu最小為1.24 MPa。通過(guò)表3至表5所得各位置處的fsmax都小于許用滑動(dòng)應(yīng)力fxu，卡箍滿足防滑要求。

通過(guò)以上分析可知，考慮載荷重新分擔(dān)后卡箍實(shí)際承擔(dān)的滑動(dòng)應(yīng)力的增幅有限最多不過(guò)3%。由于卡箍的許用滑動(dòng)應(yīng)力還有很大裕量，所以這種滑動(dòng)應(yīng)力3%的增幅對(duì)卡箍設(shè)計(jì)影響很小。

6 載荷重新分擔(dān)前后卡箍螺栓撬力的變化

同樣假設(shè)只有一個(gè)位置的單元斷裂并進(jìn)行卡箍加固，來(lái)分析載荷重新分擔(dān)前后卡箍螺栓總撬力的變化。所用卡箍設(shè)計(jì)載荷的提取方法仍參照3.2節(jié)和4.2節(jié)。

6.1 卡箍螺栓的布置

螺栓撬力的計(jì)算與它們?cè)诳ü可系牟贾梦恢孟嚓P(guān)，如圖7所示，螺栓布置在卡箍?jī)蛇叺姆ㄌm板上，其位置受到公稱直徑、個(gè)數(shù)以及安裝空間的綜合影響，一般是一個(gè)反復(fù)修正確認(rèn)的過(guò)程。為了簡(jiǎn)化及計(jì)算方便起見(jiàn)，螺栓統(tǒng)一選用M30，設(shè)計(jì)了螺栓的位置，表7是經(jīng)過(guò)反復(fù)修正得到的典型位置卡箍的螺栓布置尺寸，a是卡箍邊緣與最外側(cè)螺栓的距離，b是螺栓之間的距離，N是卡箍L長(zhǎng)度上的螺栓個(gè)數(shù)。

表7 卡箍螺栓的布置Tab. 7 The arrangement of clamp bolts

6.2 螺栓總撬力的變化分析

螺栓承擔(dān)的總撬力Fl是由外載荷引起的撬力Fq1和膨脹壓力導(dǎo)致的撬力Fq2相加而來(lái)。通過(guò)式(2)、(3)、(4)、(5)計(jì)算得外載荷引起的撬力Fq1。其中卡箍防撬原理中式(4)的u表示最靠近卡箍邊緣的螺栓提供的預(yù)緊力所能影響到的范圍。經(jīng)過(guò)分析得

式中:t表示卡箍前端擋板和墊圈的厚度，取40 mm。

通過(guò)式(6)計(jì)算膨脹壓力導(dǎo)致的撬力Fq2。灌漿環(huán)與鞍板間膨脹壓力P0通過(guò)卡箍受損管件與鞍板之間的測(cè)試膨脹壓力[7]計(jì)算獲得，可得下部橫撐P0=1.361 MPa，斜撐與下部橫P0相同，上部橫撐P0=1.352 MPa。

首先介紹針對(duì)一個(gè)典型受損單元的分析過(guò)程。表8列舉了圖6(b)中斜撐單元11處的卡箍螺栓總撬力分析。Fl是載荷重新分擔(dān)前的卡箍螺栓總撬力；Fl′是載荷重新分擔(dān)后的卡箍螺栓總撬力，它們均由式(7)計(jì)算而來(lái)。分別在平臺(tái)承受X、Y和X45°方向的風(fēng)、冰、流聯(lián)合載荷作用下計(jì)算了這兩個(gè)螺栓總撬力，并且分析了它們的最大值和變化率。

表8 單元11處卡箍螺栓承擔(dān)的最大總撬力Tab. 8 Maximum total prying force of clamp bolts on element 11

同樣分析了圖6中的每個(gè)單元，計(jì)算了載荷重新分擔(dān)前后卡箍的最大螺栓總撬力，并列舉了具有代表性的計(jì)算結(jié)果。

表9針對(duì)圖6(a)中下部橫撐典型單元的分析結(jié)果，單元橫撐中卡箍螺栓承擔(dān)的最大總撬力出現(xiàn)在單元軸向與冰載荷方向平行的單元上。下部橫撐在載荷重新分擔(dān)后卡箍螺栓最大撬力總變化量不超過(guò)8%。

表9 下部橫撐卡箍螺栓承擔(dān)的最大總撬力Tab. 9 Maximum total prying forces of clamp bolts on the lower lateral braces

表10是針對(duì)圖6(b)中中部斜撐典型單元的分析結(jié)果，中部斜撐上卡箍螺栓承擔(dān)的最大總撬力出現(xiàn)在單元軸線在XY平面上的投影與冰載荷方向相近的單元處。由于中部斜撐在垂直方向上距離較長(zhǎng)，總撬力在同一根斜撐上變化較大，載荷重新分擔(dān)前后變化也不同但變化量接近10%。

表10 中部斜撐卡箍螺栓承擔(dān)的最大總撬力Tab. 10 Maximum total prying forces of clamp bolts on the middle braces

表11是針對(duì)圖6(c)中上部橫撐的分析結(jié)果，上部橫撐上螺栓承擔(dān)的最大總撬力出現(xiàn)在單元軸向與冰載荷方向平行的單元處。上部橫撐在載荷重新分擔(dān)后螺栓總撬力的變化量最大不超過(guò)8%。越靠近樁腿撬力越大，同時(shí)載荷重新分擔(dān)后增大率越小。

表11 上部橫撐卡箍螺栓承擔(dān)的最大總撬力Tab. 11 Maximum total prying forces of clamp bolts on the higher braces

通過(guò)以上分析可知，考慮載荷重新分擔(dān)后卡箍實(shí)際承擔(dān)的螺栓總撬力的最大增幅接近10%。根據(jù)MSL的報(bào)告，螺栓預(yù)緊力Fxu不小于螺栓承擔(dān)的總撬力Fl乘以最小安全系數(shù)1.2[2]，即U0最小取1.2，這是在沒(méi)有考慮載荷重新分擔(dān)的情況得出的結(jié)論。通過(guò)以上分析得螺栓承擔(dān)的總撬力在載荷重新分擔(dān)前后會(huì)發(fā)生較為顯著的變化，變化率最大接近10%。因此從安全的角度考慮，建議將最小安全系數(shù)U0改為1.3，即螺栓設(shè)計(jì)時(shí)需提供的防撬預(yù)緊力Fxu≥1.3Fl。

7 結(jié) 語(yǔ)

總結(jié)了膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍的防滑和防撬設(shè)計(jì)方法，并且通過(guò)分析卡箍加固渤海灣中一座主要承受冰載荷的導(dǎo)管架平臺(tái)，研究了載荷重新分擔(dān)對(duì)這種卡箍防滑和防撬設(shè)計(jì)的影響，得出以下結(jié)論：

1)通過(guò)在受損管件與灌漿環(huán)之間、灌漿環(huán)與卡箍鞍板建立多點(diǎn)約束方程(MPC)方式可以很好地在平臺(tái)模型上模擬卡箍結(jié)構(gòu)，以便提取載荷重新分擔(dān)后卡箍承擔(dān)的設(shè)計(jì)載荷。

2)載荷重新分擔(dān)后，卡箍實(shí)際承受的滑動(dòng)應(yīng)力相比傳統(tǒng)設(shè)計(jì)方法下計(jì)算出的結(jié)果有所增加但增幅有限最多不過(guò)3%，對(duì)卡箍防滑設(shè)計(jì)影響很小。

3)載荷重新分擔(dān)后，卡箍實(shí)際承受的螺栓總撬力相比傳統(tǒng)設(shè)計(jì)方法下計(jì)算出的結(jié)果高出10%?？紤]到卡箍設(shè)計(jì)的安全性建議將螺栓預(yù)緊力的安全系數(shù)U0由原來(lái)的1.2提高至1.3以保證設(shè)計(jì)的安全性。

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Effects of the load redistribution on the anti-slip and anti-prying designs for the expansive stressed grouted clamp

WANG Dongdong1, SHI Xiang1, LI Huajun1, ZHOU Lei2, ZHANG Chuanjie2

(1. Engineering College, Ocean University of China, Qingdao 266100, China; 2. Engineering Company, Offshore Oil Engineering Co., Ltd., Tianjin 300452, China)

P751

A

10.16483/j.issn.1005-9865.2016.06.010

1005-9865(2016)06-0083-10

2015-10-24

中國(guó)海洋石油總公司科技項(xiàng)目資助(CNOOC-KJ125ZDXM05GC00GC2014-02)

王冬冬(1991-)，男，碩士研究生，主要從海洋工程結(jié)構(gòu)物設(shè)計(jì)。

李華軍。E-mail:huajun@ouc.edu.cn