一、正倒锥组合体抗冰结构的设计

1．考虑的主要因素

①海冰浮于水面，上下随潮位变化而变化，冰力只作用于潮差变化的局部高度内，潮差越小，冰力作用范围就越小；②海冰主要随海流运动，因此，主要沿主流方向作用于结构，受力大的构件是首先与冰接触的结构边缘；③海冰的破坏形式主要包括挤压、弯曲和屈曲。大量试验和研究工作表明，具有足够厚度和强度的海冰，其弯曲破坏强度大约是挤压破坏强度的1/3；④施工简便，体积小，附加重量尽量轻；

⑤综合评价平台的受力状况，增设抗冰结构，不应过分增加平台的附加波浪和地震作用力。

2．正倒锥体抗冰结构的结构形式

图14-9　正倒锥组合体结构图

在导管架腿柱的潮差段增设锥体结构，将海冰的破坏形式由挤压破坏变为弯曲破坏，减小海冰对平台的作用力，改变平台的抗冰性能。一般而言，坡度越缓，海冰越容易爬升，从而也容易形成弯曲破坏，而随着坡度的逐渐变陡，海冰将逐渐由弯曲破坏向挤压破坏过渡，当坡脚线和水平线的夹角达到一定数值后，海冰将完全形成挤压破坏，海冰的作用力也随之增大，和作用于直力柱相当。因此，锥体的角度不宜过大，通常不应超过700。反过来，减小锥体的坡度，势必增大锥体的尺寸，不但给施工带来不便，也会附带增加结构物的冰力和波浪荷载，对抵抗地震作用也有害无益。由于是在已经安装好的导管架上增设抗冰锥体，还必须考虑施工的方便。经多种方案的筛选，最终选用了正倒锥组合体的结构形式（图14-9）。

该组合体高4.0m，锥体大截面直径4.0m，标高＋0.58m，正锥体高2.5m，顶面标高＋3.1m，锥体夹角约650，倒锥体高1.5m，底面标高－1.3m，锥体夹角约52°，整个锥体高度的作用范围约4.4m，和该地区潮差变化基本相适应。考虑到海冰密度比海水轻，部分海冰浮于水面，大部分海冰浸没于海水中，将锥体的底高程适当放低，以使海冰更好地作用于锥体。正倒锥体设计成2块，现场组装后，上下用螺栓联结固定。锥体表面面板厚30mm，内部沿圆周分成6等份，设立6根200mm×120mm×12mm的角钢加强筋，接近正锥体高度的中心，增设一道400mm×200mm×20mm×25mm的“T”型环形加强梁。

二、正倒锥体抗冰结构强度核算

（一）作用在锥体上的冰力

假设冰力作用在正锥体上，根据APIBuL2N，作用在锥体上的冰力按下式计算：

中国海洋石油高新技术与实践

式中：R_H为作用于锥体上的水平力；σ_f为海冰弯曲破坏强度；t为海冰厚度；ρ_wg为海水单位质量；D为水线处的锥体直径；D_T为锥体小头直径；t_R为海冰爬升高度；A₁、A₂与ρ_wgD²/σ_ft及μ有关的系数；A₃、A₄和锥体斜线与水平线夹角α有关的系数；μ为海冰与钢结构表面的摩擦系数。

取A₁=1.6,A₂=0.29,A₃=0.55,A₄=3.74，代人式（14-3），则

R_H=446.6t

作用在锥体上的垂直力为：

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式中：B₁和B₂与α及μ值有关。

B₁=0.37,B₂=0.0226，代入式（14-4），则

R_v=165.55t

合力

（二）锥体板壳校核

假定冰力均匀地分布于半个锥体表面。

半锥体表面积F＝π×250×（200+83.4)=222582cm²(14-5）

均布荷载

在正锥体R=1767mm截面处，两纵向加强筋之间的单位宽度扇形壳板（图14-10）作为弧形拱进行校核。

图14-10中：

图14-10　锥体扇形壳板图

OD=Rcos11.25°＝1733mm

AD=Rsin11.25°＝344.7mm

拱跨度L=ADx2=689.45mm

矢高f=R-OD=34mm

高跨比f/L≈0.05根据《建筑结构静力计算手册》，轴向力的影响系数K值为：

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拱截面变率系数m为：

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两式中：I_c为拱顶截面惯性矩；I_a为拱脚截面惯性矩；I_c=I_a=2.254cm⁴；半弧心角α＝11.25°，cosα＝0.981;n₃是与f/L有关的系数，n₃=11.3;A_。为拱板截面积，A_c=3cm²;^f2=11.56cm2。

根据《建筑结构静力计算手册》，将上述K、m和qL²值代入拱脚弯矩计算公式，则：

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拱板的截面模量w=3²/6=1.5cm³

弯曲应力σ＝M/W=478.2kg/cm²

拱板受力如图14-11所示。

图14-11　拱板受力示意图

图14-12　纵横向加强材

（三）加强材校核

加强材的位置如图14-12所示。

加强材按两端为简支梁考虑图14-13，受力则均布荷载。

Q=295kg/cm

q=69×4.28=295kg/cm

最大弯矩Mmax=qL²/8=496190kg-cm。

组合截面特性如图14-14。有效面积A=f×b×t_p=87.71cm²

式中：b=69cm,t_P=30mm,L=1159mm,f=0.3(1/b)^2/3=0.424324。

组合截面惯性矩J=7911cm⁴；

截面模量W=J/16.856=496.3cm³；

弯曲应力σ＝M/W=1057.3kg/cm²；

允许应力F_b=0.66F_v=1584kg/cm²，＞σ，满足强度要求。

图14-13　筒支梁受力图

图14-14　组合截面

上述锥体结构设计计算方法，只是一个供参考的实例，对于不同的工程设施，还需要根据不同海冰和结构数据，采用符合实际情况的计算模式，进行锥体结构设计和核算。

三、锥体抗冰结构室内模型试验

JZ20-2中北平台安装正倒锥体抗冰结构之后，现场观测已经充分证明了锥体的抗冰效果。但现场观测只限于当时特定的海冰和环境条件，具有很大的局限性。为了弥补这一缺陷并对理论和实际破冰效果进行相互验证，针对中北井口平台抗冰锥体的原型，模拟同样环境条件，进行了室内模型抗冰试验。

（一）正锥体冰力

对不同冰速和不同冰厚组成的不同工况共进行了66次试验，汇总结果如表14-8所示。

（二）倒锥体冰力

倒锥体共进行了34组不同冰厚和不同冰速的工况，试验汇总结果见表14-9。

表14-8　正锥体冰力试验结果

表14-9　　f倒锥体的冰力试验结果

（三）圆柱冰力试验

单根圆柱共进行了31组不同冰厚和不同冰速的工况，试验结果见表14-10。

表14-10　圆柱体的冰力试验结果

（四）锥体破冰效果分析

1．作用于实际平台导管架桩柱上的冰力

锥体破冰效果的比较基准是没有安装抗冰锥体之前实际导管腿柱上所受的冰力，但本次试验所用的立柱模型取用了正倒锥体水线面处的直径，它不同于原型导管，而比原型导管尺寸大，因此，应首先把表14-10中立柱模型上的冰力换算成原导管上的冰力。换算后实际导管上的冰力值如表14-11所示。

表14-11　实际导管上所受的冰力

2．锥体的破冰效果

根据表14-8所示正锥体所受冰力和表14-10所示导管所受冰力，可以得到相同条件下两者冰力的比值，如表14-12所示。

表14-12　正锥体冰力/导管冰力

从表14-12可以看出，正锥体上的冰力相当于不加锥体时导管上冰力的40%～70%。应该指出，表列比值对应的是正锥水线面的情况，当水位变动时，正锥体所受冰力会随之增加或减小，表中的比值也会随之增大或减小。

3．倒锥体的破冰效果

根据表14-9所示倒锥体所受冰力和表14-10所示导管所受冰力，同样可得到相同条件下两者冰力的比值，如表14-13所示。

表14-13　倒锥体冰力/导管冰力

从表14-13可以看出，倒锥体上的冰力仅相当于不加锥体时导管上冰力的12%～30%，比正锥体的破冰效果要好。也应该指出，表中比值对应的是倒锥体水线面的情况，当水线变动时，表中的比值也会随之变动。

四、安装正倒锥体结构后对平台其他性能的影响

通过现场实测和室内模型试验，均已证实了锥体抗冰结构对减小平台受力和改善平台的振动性能具有明显效果。但另一方面，安置锥体抗冰结构增加了平台结构重量和结构所受的波浪荷载。为了弄清这些附加重量和波浪荷载对平台结构所产生的影响，又针对南井口平台进行了室内波浪力试验和相关的理论分析。

（一）平台加锥体结构后室内波浪力试验

1．试验内容

按照三种水位、一种波高和两种结构形式，共9种组合，如表14-14所示。

2．试验结果

模型试验所得到的波浪力如表14-15所示。换算成原型的波浪力如表14-16所示。

表14-14　波浪力试验工况

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表14-15　不同水深、不同模型的波浪力（kN）

表14-16　不同水深锥体和导管实际所受的波浪力（kN）

从表14-16可知，单个锥体所受的最大水平波浪力为39t，而单根导管腿柱所受的最大水平波浪力为24t。

3．结果分析

表14-16中锥体所受的波浪力与导管所受的波浪力之差，即为锥体所受的附加波浪力，不同水位时的附加波浪力值如表14-17所示。

表14-17　锥体附加的实际波浪力（kN）

由表14-17可知，每个锥体增加的水平波浪力约为17t，整个平台4个锥体共增加波浪力约70t，相当于平台所承受的极端波浪力370t的19%，而所增加的附加垂直波浪力约100t，只相当于平台组块最大设计重量1200t的8%。

（二）对地震力的影响

平台结构除受波浪和冰产生的环境力作用之外，地震荷载也不容忽视。决定地震力大小的主要因素首先是地震等级大小，而结构在承受地震作用时本身的重量和重量沿高度方向上的分布也是重要因素。JZ20-2平台结构设计时，上部组块和导管架结构的重量超过2000t，而4个锥体的重量不过40t，而且位置在水线附近，所产生的附加地震力不很大，不足以对结构构成威胁。在地震力设计时，导管架已有充分的安全余量。

五、正倒锥组合体抗冰结构的应用效果

（一）现场观测试验

为了验证正倒锥组合体的抗冰效果，1991年1月下旬至2月上旬，在JZ20-2中北井口平台上进行了正倒锥组合体结构抗冰性能现场观测试验。在导管架涨潮方向A1和A2腿柱上安装上正倒锥组合体，去掉了退潮方向B1和B2腿柱上的橡胶靠船件。从当年冰情来看，属于较轻年份，仅观测到了约40cm的重叠冰和约20cm厚的平整冰。退潮时，海冰与导管腿直接作用，产生挤压破坏，导管腿后面形成整齐的水道，挤压破碎的冰霄翻起到水道两边的冰板上；而涨潮时，海冰作用于正倒锥组合体上，当海冰接近于正倒锥体时，相继出现环向裂纹和纵向裂纹，当沿锥体爬升到一定高度时，海冰产生弯曲破坏，导管腿柱后面的海冰破碎边缘形成不光滑的锯齿形，水道上有漂浮的冰块。利用位移计、速度计、加速度计和冰压力盒分别记录了导管架结构物的位移、速度、加速度以及海冰对结构物的作用力。现场试验期间，为了得到同步的气象和海冰资料，在平台上安装了气象仪、流速计和雷达测冰仪，通过观察和分析可以看出：

·平台本身前几阶的自振频率为1.7Hz、1.8Hz和1.9Hz，结构阻尼0.02～0.04；

·海冰从退潮方向作用于无锥体一侧时，平台有明显的震感，导管架产生一般加速度为0.100g

为重力加速度。，最大加速度0.17g；而海冰从相反方向，即涨潮方向作用于锥体结构时，导管架产生的加速度在0.02g左右，最大加速度值不超过0.036g。只能从仪器分析出平台有轻微的震动，人体几乎没有任何感觉；

·有锥体时比无锥体时产生的冰力减小1/3～2/5；

·正锥体产生的冰力比倒锥体产生的冰力小约1/5。

（二）两座平台震动情况比较

1990年1月，在JZ20-2南井口平台上测得的最大冰厚为70～80cm，单层冰厚14～40cm，得到的最大加速度值是0.32g。这时海冰作用于橡胶靠船构件，海冰挤压的破坏力加上橡胶材料的反弹，使平台产生强烈的震动，致使电视机都甩到地板上，吊灯摆动幅度达45°以上，连双人床都被移动1m多远，工作人员明显产生恐惧感。这两座平台的震动情况比较见表14-18。

两者相比，尽管1991年比1990年冰情稍轻，但已清楚地表明，锥体结构可明显减少平台的冰力并改善平台的震动性能。从观察可知，在冰区安装具有高弹性的靠船件，不但会增加平台所受的总冰力，还会引起平台结构物强烈震动，对人员和设备产生极为不利的影响。去掉橡胶靠船件，可以把平台的震动加速度从0.32g减小到0.17g。根据研究成果，相继在JZ20-2已建成的三座平台导管架上，安装了这种正倒锥组合体抗冰结构，收到了良好的效果。

表14-18　JZ20-2中北平台和南平台测震结果比较

（三）几点结论

综上所述，可以得出如下结论：

a．在未安装上部组块情况下，JZ20-2两个井口平台在海冰作用下，曾出现过加速度为0.32g的强烈震动。安装上抗冰锥体之后，可以把平台加速度值减小到0.1g以下，极大地改善了平台振动性能，基本上满足了平台使用要求，确保了油田安全生产。

b．理论和实践都证明，采用锥体结构，将海冰的挤压破坏变为弯曲破坏，从而减小结构物所受的海冰作用力是一种行之有效的方案。从试验数据看，倒锥体抗冰性能比正锥体还要好，究竟选用正锥体还是倒锥体，或正倒锥体的组合形式，应根据结构的具体形式和当地海冰状况综合考虑。

c．现场观测到当海冰作用于正倒锥体结合部，或高潮位直接作用于导管时，仍会引起部分海冰的挤压破坏，对平台产生不利的影响。对于锥体的覆盖高度和结构形式，在今后的工程设计中尚待进一步研究改进。

d．在海冰较严重的海域，平台上不宜设橡胶靠船构件。橡胶材料和海冰相互作用，不但会加剧平台的振动，靠船件本身也容易损坏。

e．锥体应有足够的强度和刚度，并应与平台结构牢固连接。

f.JZ20-2平台导管架原设计最大阻塞冰力近1900t，是平台设计的控制荷载，而波浪力仅为370t，地震力为1000t。因增加抗冰锥体而增加的附加波浪力和地震力与海冰力相比，不会对平台安全构成影响。