深吃水半潛式平臺鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐艿膹姸刃阅?/h1>
2017-05-25 00:37:44黃維平曹淑剛柳振海
中國海洋平臺 2017年2期
梁 寧， 黃維平， 周 陽， 曹淑剛， 柳振海
(1.中國電建集團(tuán)華東勘測設(shè)計研究院有限公司， 杭州 310014；2.中國海洋大學(xué)， 山東 青島 266100； 3.國家海洋局第二海洋研究所， 杭州 310012； 4.中能電力科技開發(fā)有限公司， 北京 100034)
深吃水半潛式平臺鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐艿膹姸刃阅?/p>
梁 寧1,2， 黃維平2， 周 陽3， 曹淑剛4， 柳振海2
(1.中國電建集團(tuán)華東勘測設(shè)計研究院有限公司， 杭州 310014；2.中國海洋大學(xué)， 山東 青島 266100； 3.國家海洋局第二海洋研究所， 杭州 310012； 4.中能電力科技開發(fā)有限公司， 北京 100034)
在傳統(tǒng)半潛式平臺的基礎(chǔ)上設(shè)計深吃水半潛式平臺，以達(dá)到更好的運動性能。采用三維勢流理論，運用SESAM軟件對平臺進(jìn)行水動力性能分析；運用HydroD模塊對平臺進(jìn)行頻域分析得到幅值響應(yīng)函數(shù)等頻域參數(shù)；運用DeepC模塊對平臺進(jìn)行時域耦合分析，得到平臺加系泊系統(tǒng)后的時域響應(yīng)?；谏畛运霛撌狡脚_對配套鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐苓M(jìn)行強度性能研究，得到立管在各個工況下的最大等效應(yīng)力及其沿管長的分布。研究表明：半潛式平臺在近端偏移狀態(tài)下，鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐墚a(chǎn)生最大等效應(yīng)力，立管上部和觸地段區(qū)域是強度的薄弱環(huán)節(jié)，觸地段區(qū)域是鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐鼙诤竦葏?shù)的重要控制因素。為深吃水半潛式平臺的研究提供參考。
半潛式平臺；鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐埽粡姸刃阅?/p>
0 引言
在深海油氣資源的開發(fā)中，鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐茏鳛檩斢土⒐苤饕獞?yīng)用于張力腿平臺(Tension Leg Platform, TLP)、單柱式平臺(SPAR)和部分半潛式平臺中。鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐芗⒐芎秃５坠芫€的功能于一體，上部通過柔性接頭與浮式平臺相連接，不需要張緊裝置[1]。根據(jù)形式的不同，鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐芸煞譃椋汉唵螒益準(zhǔn)搅⒐堋⒍覆☉益準(zhǔn)搅⒐?、緩波懸鏈?zhǔn)搅⒐芤约癓型立管等[2]。其中，簡單懸鏈?zhǔn)搅⒐芤蚓哂兄苯討覓煊诟∈狡脚_外側(cè)和不需要浮力塊等裝置等特點在作為輸油立管時得到了較為廣泛的應(yīng)用。
傳統(tǒng)半潛式平臺在環(huán)境荷載作用下具有較大的運動響應(yīng)，因此使用柔性立管作為輸油立管。深吃水半潛式平臺可以明顯降低浮箱所受波浪力[3]，配備張緊式系泊系統(tǒng)能夠更好地限制平臺的運動響應(yīng)，進(jìn)而使其可以支持鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐?。深吃水半潛式平臺仍具有半潛式平臺甲板可變載荷更大、上部組塊碼頭安裝、平臺整體拖航無需海上施工等優(yōu)點[4]，并且隨著運動性能的改善可支持鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐苌踔另攺埵搅⒐堋?/p>
圖1 深吃水半潛式平臺示意圖
1 深吃水半潛式平臺結(jié)構(gòu)
深吃水半潛式平臺是在傳統(tǒng)半潛式生產(chǎn)平臺的基礎(chǔ)上通過增加吃水以及結(jié)構(gòu)優(yōu)化發(fā)展而來的。平臺系統(tǒng)由上部組塊、主船體、系泊系統(tǒng)和立管系統(tǒng)組成。深吃水半潛式平臺如圖1所示，其主船體包括4個方形立柱和4個矩形浮箱，采用16纜張緊式系泊系統(tǒng)。在立柱選取上考慮截面形式、水線面面積、立柱間距等因素。方形截面具有便于與浮箱連接、建造方便等優(yōu)勢，且通過對方形立柱截面倒角的方式使其能夠達(dá)到圓形立柱截面的水動力性能。增加立柱水線面可以增加恢復(fù)力矩進(jìn)而改善平臺穩(wěn)性。但過大的水線面面積會降低平臺垂蕩運動固有周期和抵消周期，不利于改善平臺的垂蕩運動性能。增大立柱間距會使浮箱與立柱排水比增大，這會直接提高平臺的抵消周期，但過大的立柱間距會對甲板設(shè)計造成極大的挑戰(zhàn)。浮箱主要提供平臺的壓載、降低平臺重心，增大浮箱體積會提高平臺的抵消周期[5]。綜合考慮浮箱與立柱排水比、總排水量、上部甲板等因素，選定平臺的主要參數(shù)見表1。
表1 深吃水半潛式平臺主要參數(shù)
2 計算理論
2.1 頻域運動控制方程
半潛式平臺在整體坐標(biāo)系中考慮所受的波浪激勵以及附加質(zhì)量、阻尼等作用的運動方程[6]為
(1)
式中：M為質(zhì)量和慣量矩陣；A(ω)為結(jié)構(gòu)的附加質(zhì)量矩陣；B(ω)p為頻域下的勢流阻尼矩陣；Bv為頻域下的線性化后的黏性阻尼矩陣；C為靜水回復(fù)力矩陣；Cε為外部回復(fù)力矩陣；F(ω,β)為外部激勵力矩陣。
2.2 時域運動控制方程
海洋結(jié)構(gòu)物在實際的海洋環(huán)境中會受到波浪載荷、風(fēng)載荷和海流載荷的聯(lián)合作用，故需要較全面地將各因素納入考慮范圍?？紤]風(fēng)、浪、流以及系泊系統(tǒng)作用的平臺運動時域方程可表達(dá)為
(2)
式中：Fwa(1)(t)為一階波浪載荷；Fwa(2)(t)為二階波浪載荷；Fwi(t)為風(fēng)載荷；Fcu(t)為流載荷；Fmo(t)為系泊系統(tǒng)對平臺的作用力；mij為平臺的質(zhì)量矩陣；uij為附加質(zhì)量矩陣；Cij為恢復(fù)力系數(shù)矩陣；Lij(t-τ)為平臺系統(tǒng)的延遲函數(shù)。
平臺在非線性波浪作用下的瞬時波浪力可以寫為
(3)
(4)
(5)
(6)
(7)
2.3 強度校核
對半潛式平臺配套的頂張式立管和鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐苓M(jìn)行強度分析時采用工作應(yīng)力法，即采用每個極限狀態(tài)的利用系數(shù)表示結(jié)構(gòu)的安全裕量。API-RP-2RD規(guī)范對結(jié)構(gòu)強度的規(guī)定為
(8)
式中：σα為基本許用組合應(yīng)力，σα=Cασy；Cα為許用應(yīng)力系數(shù)，Cα= 2/3；σy為材料最小屈服強度；Cf為設(shè)計工況系數(shù)，根據(jù)工況不同取1.0～1.5。
Cα和Cf組合后在不同強度分析工況下的材料許用應(yīng)力系數(shù)見表7。σe表示vonMises等效應(yīng)力，即
(9)
3 深吃水半潛式平臺運動性能分析
圖2 深吃水半潛式平臺模型
在對平臺進(jìn)行運動性能分析計算之前首先要建立深吃水半潛式平臺的濕表面模型,用來求解波浪場的速度勢并最終求得波浪力傳遞函數(shù)、運動響應(yīng)幅值算子、附加質(zhì)量以及勢流阻尼等頻域計算結(jié)果。圖2為深吃水半潛式平臺的濕表面模型。本文的深吃水半潛式平臺是針對我國南海海域服役所提出的，工作水深1 500m。頻域分析時取規(guī)則波波浪周期為5～50s，間隔1s。波浪入射方向0°～90°，間隔15°。采用SESAM軟件HydroD模塊中的Wadam求解平臺的頻域響應(yīng)。海洋環(huán)境中的浮體運動時所受到的阻尼包含：浮體的輻射阻尼、慢漂阻尼和黏性阻尼等。在工程應(yīng)用中采用經(jīng)驗系數(shù)法對阻尼進(jìn)行估算[7]。在半潛式平臺的計算中，橫搖和縱搖線性阻尼系數(shù)取臨界阻尼的3%，垂蕩線性阻尼系數(shù)取臨界阻尼的5%。
3.1 頻域計算結(jié)果
平臺在6個自由度的運動可分為平面內(nèi)運動(縱蕩、橫蕩、艏搖)和平面外運動(橫搖、縱搖、垂蕩)。圖3～圖8分別為深吃水半潛式平臺在縱蕩、橫蕩、垂蕩、橫搖、縱搖和艏搖方向上的運動響應(yīng)幅值函數(shù)(Response Amplitude Operator, RAO)。結(jié)果表明：平臺垂蕩運動抵消周期為21 s，固有周期為24 s；平臺抵消周期在百年一遇極端環(huán)境條件下，譜峰高能量區(qū)域末端，在抵消周期處平臺垂蕩運動響應(yīng)最?。唤Y(jié)構(gòu)垂蕩運動固有周期避開主要波浪周期，平臺橫搖、縱搖固有周期在32 s左右，其峰值也成功避開了主要波浪周期；由于頻域分析時沒有添加系泊系統(tǒng)，因此縱蕩、橫蕩兩個方向上沒有回復(fù)力，平臺運動隨波浪周期的增大而增大；結(jié)構(gòu)艏搖在波浪周期8 s時達(dá)到峰值，隨著波浪周期增大艏搖運動逐漸減小。
圖3 平臺縱蕩RAO 圖4 平臺橫蕩RAO
圖5 平臺垂蕩RAO 圖6 平臺橫搖RAO
圖7 平臺縱搖RAO 圖8 平臺艏搖RAO
3.2 時域運動性能分析
本文的深吃水半潛式平臺采用張緊式系泊。該系泊系統(tǒng)由16根系泊纜組成，分為4組對稱布置。第一象限內(nèi)系泊纜與x軸夾角分別為30°，40°，50°和60°，系泊纜與海底夾角為40°。每根系泊纜由錨鏈、尼龍纜、錨鏈3段組合而成。系泊纜一端與海底錨基相連，另一端通過導(dǎo)纜器與張緊器相連。系泊纜參數(shù)見表2。根據(jù)南海海域海況，選取百年一遇環(huán)境條件見表3。時域分析中保守考慮，設(shè)定風(fēng)、浪、流是同向的，最終在DeepC模塊中建立的時域耦合模型如圖9所示。
表2 系泊纜屬性
表3 百年一遇環(huán)境條件
圖9 深吃水半潛式平臺時域模型
圖10～圖15分別為深吃水半潛式平臺在時域分析中6個自由度上的運動極值結(jié)果。由圖10～圖15可知：深吃水半潛式平臺在極端環(huán)境條件下縱蕩運動最大值為33.36 m，為水深的2.22%；橫蕩運動最大值為32.91 m，為水深的2.19%；艏搖運動的極值角度為6.65°。深吃水的結(jié)構(gòu)形式輔之以張緊式系泊系統(tǒng)很好地控制了平臺的平面內(nèi)運動。深吃水半潛式平臺的垂蕩運動最大幅值為3.98 m，橫搖運動的極值角度為3.93°，縱搖運動極值角度為3.51°。平臺的平面外運動同樣具有較好的運動性能，尤其是垂蕩運動相比傳統(tǒng)半潛式平臺極端環(huán)境下的響應(yīng)有明顯減小。更優(yōu)良的平臺運動性能可以使得立管系統(tǒng)承受較小的作用力進(jìn)而保護(hù)立管系統(tǒng)。
圖10 縱蕩響應(yīng) 圖11 橫蕩響應(yīng)
圖12 垂蕩響應(yīng) 圖13 橫搖響應(yīng)
圖14 縱搖響應(yīng) 圖15 艏搖響應(yīng)
4 鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐軓姸刃阅?/h2>
4.1 立管結(jié)構(gòu)和環(huán)境條件
鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐軕覓煸谄脚_的正北方向，尺寸為外徑14英寸(1英寸=0.025 4 m)，內(nèi)徑12英寸，懸掛角度16°。立管管長4 814 m，其中上部帶螺旋側(cè)板(抑制渦激振動作用)部分管長480 m，剩余部分4 334 m。其他鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐軈?shù)及內(nèi)部流體參數(shù)見表4和表5。表6為立管強度分析計算時采用的中國南海十年一遇和一年一遇環(huán)境條件。
表4 鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐軈?shù)
表5 鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐軆?nèi)流體參數(shù)
表6 強度分析環(huán)境條件
4.2 立管強度性能
鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐軓姸妊芯康暮奢d工況組合由4種荷載工況(試壓、安裝、操作和極端工況)、3個環(huán)境條件(一年一遇、十年一遇和百年一遇)和3個半潛式平臺位置(近端、橫向、遠(yuǎn)端)組合而成，分析時取相同重現(xiàn)期的風(fēng)、浪、流數(shù)據(jù)，保守估計其方向相同，按照N，NE，E，SE，S，SW，W，NW 8個方向計算。鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐軓姸确治龉r見表7。
表7 鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐軓姸确治龉r
表8為深吃水半潛式平臺配套的鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐軓姸鹊姆治鼋Y(jié)果。由表8可知：鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐茉诟鱾€工況條件下強度滿足要求，最大等效應(yīng)力發(fā)生在極端工況中，應(yīng)力比達(dá)到0.687，在該工況下仍留有一定的安全裕量；試壓工況也產(chǎn)生了較大的等效應(yīng)力，說明立管內(nèi)壓對結(jié)構(gòu)強度有明顯影響；在強度分析時，半潛式平臺處在近端偏移狀態(tài)下鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐艿淖畲蟮刃?yīng)力最大，因此在工程中對鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐軕覓旖菓?yīng)根據(jù)浮式平臺近端偏移設(shè)計。本文的鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐茏畲蟮刃?yīng)力發(fā)生位置有立管上部和觸地段區(qū)域。在位狀態(tài)下：當(dāng)鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐芩墉h(huán)境荷載為小于十年一遇等相對溫和條件時，最大等效應(yīng)力發(fā)生在立管上部；當(dāng)所受環(huán)境荷載為百年一遇極端環(huán)境條件時，最大等效應(yīng)力發(fā)生在觸地段區(qū)域。因此，觸地段區(qū)域的強度是鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐鼙诤竦葏?shù)的控制因素之一。圖16～圖19為試壓、安裝、操作和極端工況中最大等效應(yīng)力沿管長的分布圖，可以更清晰地得知鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐茏畲蟮刃?yīng)力發(fā)生的位置與環(huán)境荷載之間的關(guān)系。
表8 鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐軓姸确治鼋Y(jié)果
圖16 試壓工況最大等效應(yīng)力沿管長分布圖 圖17 安裝工況最大等效應(yīng)力沿管長分布圖
圖18 操作工況最大等效應(yīng)力沿管長分布圖 圖19 極端工況最大等效應(yīng)力沿管長分布圖
5 結(jié)語
本文的深吃水半潛式平臺在傳統(tǒng)半潛式平臺基礎(chǔ)上進(jìn)行主尺度設(shè)計，在選定合理的吃水、立柱、浮箱等參數(shù)后使平臺能夠有較理想的運動性能。在頻域分析中只針對平臺主體進(jìn)行水動力分析，得到了平臺6個自由度上的運動響應(yīng)幅值算子，初步驗證深吃水半潛式平臺的運動性能。針對平臺進(jìn)行了系泊系統(tǒng)設(shè)計，在時域分析中計算平臺和系泊纜的耦合運動響應(yīng)。時域結(jié)果可以驗證平臺具有良好的水動力性能，平面內(nèi)運動得到了很好的控制，平面外運動中的垂蕩運動性能相比傳統(tǒng)半潛式平臺有了很大提升。
基于深吃水半潛式平臺對配套的鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐苓M(jìn)行了強度性能研究，得到了立管在各個工況下的最大等效應(yīng)力及其沿管長的分布。當(dāng)半潛式平臺處在近端偏移狀態(tài)下，懸鏈?zhǔn)搅⒐墚a(chǎn)生最大的等效應(yīng)力。立管上部和觸地段區(qū)域是強度的薄弱環(huán)節(jié)，在極端工況下觸地段區(qū)域會產(chǎn)生最大等效應(yīng)力。
深吃水半潛式平臺的結(jié)構(gòu)設(shè)計及其配套立管的性能研究對我國深海油氣資源的開發(fā)方案提供了更多的選擇及借鑒。
[1] 劉娟. 考慮剛體擺動的鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐艹銎矫孢\動分析方法研究[D]. 青島: 中國海洋大學(xué). 2013.
[2] 黃維平，李華軍. 深水開發(fā)的新型立管系統(tǒng)——鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐?SCR)[J]. 中國海洋大學(xué)學(xué)報，2006，36(5): 775-780.
[3] ABBOTT P, BANON H, CHAO J, et al. A Deep Draft Semi-Submersible with a Retractible Heave Plate[C]//Proceedings Offshore Technology Conference, Houston, USA，2002.
[4] 姜哲, 謝彬, 謝文會. 新型深水半潛式生產(chǎn)平臺發(fā)展綜述[J]. 海洋工程, 2011, 29(3): 132-138.
[5] MURRAY J, TAHAR A, YANG C K. Hydrodynamics of Dry Tree Semi-Submersibles[C]//ISOPE, California, USA,2007.
[6] DNV. SESAM User Manual HydroD[M]. Version 4.0，2008.
[7] 桂龍, 唐友剛, 秦堯, 等. 淺水FPSO限位作業(yè)系泊分析[J]. 海洋工程, 2014, 32(3): 28-35.
Steel Catenary Riser’s Strength Performance of Deep Draft Semi-Submersible Platform
LIANG Ning1,2, HUANG Weiping2, ZHOU Yang3,CAO Shugang4, LIU Zhenhai2
(1.Power China Huadong Engineering Corporation, Hangzhou 310014, China；2.Ocean University of China，Qingdao 266100, China；3.The Second Institute of Oceanography, SOA, Hangzhou, 310012, China；4.Zhong Neng Power-Tech Development Company Limited, Beijing 100034, China)
In order to achieve reasonable motion performance, a deep draft semi-submersible platform is designed based on the traditional semi-submersible platform. Based on the three-dimensional potential flow theory, the theoretical analysis with numerical calculation is used to research the dynamic characteristics of the semi-submersible by SESAM. The platform’s response amplitude operator and other parameters are calculated in frequency domain analysis by HydroD. Time domain coupling analysis is carried out on the platform by DeepC to get platform with mooring system’s time domain response. The steel catenary riser’s strength performance is researched based on the deep draft semi-submersible platform, the riser’s maximum von Mises stress under various conditions and its distributions along the length are obtained. The results prove that the steel catenary riser is of the maximum equivalent stress when the semi-submersible platform is in the near position. The riser’s upper position and touch down point area are the weak links of the strength. Touch down point area is the important control factors of the steel catenary riser’s thickness and other parameters.The study provides a reference for the research of deep draft semi-submersible platform.
semi-submersible platform; steel catenary riser; strength performance
2016-04-12
國家自然科學(xué)基金(51239008,51179179)
梁 寧(1990-)，男，碩士研究生
1001-4500(2017)02-0060-09
P751
A
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圖1 深吃水半潛式平臺示意圖
1 深吃水半潛式平臺結(jié)構(gòu)
深吃水半潛式平臺是在傳統(tǒng)半潛式生產(chǎn)平臺的基礎(chǔ)上通過增加吃水以及結(jié)構(gòu)優(yōu)化發(fā)展而來的。平臺系統(tǒng)由上部組塊、主船體、系泊系統(tǒng)和立管系統(tǒng)組成。深吃水半潛式平臺如圖1所示，其主船體包括4個方形立柱和4個矩形浮箱，采用16纜張緊式系泊系統(tǒng)。在立柱選取上考慮截面形式、水線面面積、立柱間距等因素。方形截面具有便于與浮箱連接、建造方便等優(yōu)勢，且通過對方形立柱截面倒角的方式使其能夠達(dá)到圓形立柱截面的水動力性能。增加立柱水線面可以增加恢復(fù)力矩進(jìn)而改善平臺穩(wěn)性。但過大的水線面面積會降低平臺垂蕩運動固有周期和抵消周期，不利于改善平臺的垂蕩運動性能。增大立柱間距會使浮箱與立柱排水比增大，這會直接提高平臺的抵消周期，但過大的立柱間距會對甲板設(shè)計造成極大的挑戰(zhàn)。浮箱主要提供平臺的壓載、降低平臺重心，增大浮箱體積會提高平臺的抵消周期[5]。綜合考慮浮箱與立柱排水比、總排水量、上部甲板等因素，選定平臺的主要參數(shù)見表1。
表1 深吃水半潛式平臺主要參數(shù)
2 計算理論
2.1 頻域運動控制方程
半潛式平臺在整體坐標(biāo)系中考慮所受的波浪激勵以及附加質(zhì)量、阻尼等作用的運動方程[6]為
(1)
式中：M為質(zhì)量和慣量矩陣；A(ω)為結(jié)構(gòu)的附加質(zhì)量矩陣；B(ω)p為頻域下的勢流阻尼矩陣；Bv為頻域下的線性化后的黏性阻尼矩陣；C為靜水回復(fù)力矩陣；Cε為外部回復(fù)力矩陣；F(ω,β)為外部激勵力矩陣。
2.2 時域運動控制方程
海洋結(jié)構(gòu)物在實際的海洋環(huán)境中會受到波浪載荷、風(fēng)載荷和海流載荷的聯(lián)合作用，故需要較全面地將各因素納入考慮范圍?？紤]風(fēng)、浪、流以及系泊系統(tǒng)作用的平臺運動時域方程可表達(dá)為
(2)
式中：Fwa(1)(t)為一階波浪載荷；Fwa(2)(t)為二階波浪載荷；Fwi(t)為風(fēng)載荷；Fcu(t)為流載荷；Fmo(t)為系泊系統(tǒng)對平臺的作用力；mij為平臺的質(zhì)量矩陣；uij為附加質(zhì)量矩陣；Cij為恢復(fù)力系數(shù)矩陣；Lij(t-τ)為平臺系統(tǒng)的延遲函數(shù)。
平臺在非線性波浪作用下的瞬時波浪力可以寫為
(3)
(4)
(5)
(6)
(7)
2.3 強度校核
對半潛式平臺配套的頂張式立管和鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐苓M(jìn)行強度分析時采用工作應(yīng)力法，即采用每個極限狀態(tài)的利用系數(shù)表示結(jié)構(gòu)的安全裕量。API-RP-2RD規(guī)范對結(jié)構(gòu)強度的規(guī)定為
(8)
式中：σα為基本許用組合應(yīng)力，σα=Cασy；Cα為許用應(yīng)力系數(shù)，Cα= 2/3；σy為材料最小屈服強度；Cf為設(shè)計工況系數(shù)，根據(jù)工況不同取1.0～1.5。
Cα和Cf組合后在不同強度分析工況下的材料許用應(yīng)力系數(shù)見表7。σe表示vonMises等效應(yīng)力，即
(9)
3 深吃水半潛式平臺運動性能分析
圖2 深吃水半潛式平臺模型
在對平臺進(jìn)行運動性能分析計算之前首先要建立深吃水半潛式平臺的濕表面模型,用來求解波浪場的速度勢并最終求得波浪力傳遞函數(shù)、運動響應(yīng)幅值算子、附加質(zhì)量以及勢流阻尼等頻域計算結(jié)果。圖2為深吃水半潛式平臺的濕表面模型。本文的深吃水半潛式平臺是針對我國南海海域服役所提出的，工作水深1 500m。頻域分析時取規(guī)則波波浪周期為5～50s，間隔1s。波浪入射方向0°～90°，間隔15°。采用SESAM軟件HydroD模塊中的Wadam求解平臺的頻域響應(yīng)。海洋環(huán)境中的浮體運動時所受到的阻尼包含：浮體的輻射阻尼、慢漂阻尼和黏性阻尼等。在工程應(yīng)用中采用經(jīng)驗系數(shù)法對阻尼進(jìn)行估算[7]。在半潛式平臺的計算中，橫搖和縱搖線性阻尼系數(shù)取臨界阻尼的3%，垂蕩線性阻尼系數(shù)取臨界阻尼的5%。
3.1 頻域計算結(jié)果
平臺在6個自由度的運動可分為平面內(nèi)運動(縱蕩、橫蕩、艏搖)和平面外運動(橫搖、縱搖、垂蕩)。圖3～圖8分別為深吃水半潛式平臺在縱蕩、橫蕩、垂蕩、橫搖、縱搖和艏搖方向上的運動響應(yīng)幅值函數(shù)(Response Amplitude Operator, RAO)。結(jié)果表明：平臺垂蕩運動抵消周期為21 s，固有周期為24 s；平臺抵消周期在百年一遇極端環(huán)境條件下，譜峰高能量區(qū)域末端，在抵消周期處平臺垂蕩運動響應(yīng)最?。唤Y(jié)構(gòu)垂蕩運動固有周期避開主要波浪周期，平臺橫搖、縱搖固有周期在32 s左右，其峰值也成功避開了主要波浪周期；由于頻域分析時沒有添加系泊系統(tǒng)，因此縱蕩、橫蕩兩個方向上沒有回復(fù)力，平臺運動隨波浪周期的增大而增大；結(jié)構(gòu)艏搖在波浪周期8 s時達(dá)到峰值，隨著波浪周期增大艏搖運動逐漸減小。
圖3 平臺縱蕩RAO 圖4 平臺橫蕩RAO
圖5 平臺垂蕩RAO 圖6 平臺橫搖RAO
圖7 平臺縱搖RAO 圖8 平臺艏搖RAO
3.2 時域運動性能分析
本文的深吃水半潛式平臺采用張緊式系泊。該系泊系統(tǒng)由16根系泊纜組成，分為4組對稱布置。第一象限內(nèi)系泊纜與x軸夾角分別為30°，40°，50°和60°，系泊纜與海底夾角為40°。每根系泊纜由錨鏈、尼龍纜、錨鏈3段組合而成。系泊纜一端與海底錨基相連，另一端通過導(dǎo)纜器與張緊器相連。系泊纜參數(shù)見表2。根據(jù)南海海域海況，選取百年一遇環(huán)境條件見表3。時域分析中保守考慮，設(shè)定風(fēng)、浪、流是同向的，最終在DeepC模塊中建立的時域耦合模型如圖9所示。
表2 系泊纜屬性
表3 百年一遇環(huán)境條件
圖9 深吃水半潛式平臺時域模型
圖10～圖15分別為深吃水半潛式平臺在時域分析中6個自由度上的運動極值結(jié)果。由圖10～圖15可知：深吃水半潛式平臺在極端環(huán)境條件下縱蕩運動最大值為33.36 m，為水深的2.22%；橫蕩運動最大值為32.91 m，為水深的2.19%；艏搖運動的極值角度為6.65°。深吃水的結(jié)構(gòu)形式輔之以張緊式系泊系統(tǒng)很好地控制了平臺的平面內(nèi)運動。深吃水半潛式平臺的垂蕩運動最大幅值為3.98 m，橫搖運動的極值角度為3.93°，縱搖運動極值角度為3.51°。平臺的平面外運動同樣具有較好的運動性能，尤其是垂蕩運動相比傳統(tǒng)半潛式平臺極端環(huán)境下的響應(yīng)有明顯減小。更優(yōu)良的平臺運動性能可以使得立管系統(tǒng)承受較小的作用力進(jìn)而保護(hù)立管系統(tǒng)。
圖10 縱蕩響應(yīng) 圖11 橫蕩響應(yīng)
圖12 垂蕩響應(yīng) 圖13 橫搖響應(yīng)
圖14 縱搖響應(yīng) 圖15 艏搖響應(yīng)
4 鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐軓姸刃阅?/h2>
4.1 立管結(jié)構(gòu)和環(huán)境條件
鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐軕覓煸谄脚_的正北方向，尺寸為外徑14英寸(1英寸=0.025 4 m)，內(nèi)徑12英寸，懸掛角度16°。立管管長4 814 m，其中上部帶螺旋側(cè)板(抑制渦激振動作用)部分管長480 m，剩余部分4 334 m。其他鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐軈?shù)及內(nèi)部流體參數(shù)見表4和表5。表6為立管強度分析計算時采用的中國南海十年一遇和一年一遇環(huán)境條件。
表4 鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐軈?shù)
表5 鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐軆?nèi)流體參數(shù)
表6 強度分析環(huán)境條件
4.2 立管強度性能
鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐軓姸妊芯康暮奢d工況組合由4種荷載工況(試壓、安裝、操作和極端工況)、3個環(huán)境條件(一年一遇、十年一遇和百年一遇)和3個半潛式平臺位置(近端、橫向、遠(yuǎn)端)組合而成，分析時取相同重現(xiàn)期的風(fēng)、浪、流數(shù)據(jù)，保守估計其方向相同，按照N，NE，E，SE，S，SW，W，NW 8個方向計算。鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐軓姸确治龉r見表7。
表7 鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐軓姸确治龉r
表8為深吃水半潛式平臺配套的鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐軓姸鹊姆治鼋Y(jié)果。由表8可知：鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐茉诟鱾€工況條件下強度滿足要求，最大等效應(yīng)力發(fā)生在極端工況中，應(yīng)力比達(dá)到0.687，在該工況下仍留有一定的安全裕量；試壓工況也產(chǎn)生了較大的等效應(yīng)力，說明立管內(nèi)壓對結(jié)構(gòu)強度有明顯影響；在強度分析時，半潛式平臺處在近端偏移狀態(tài)下鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐艿淖畲蟮刃?yīng)力最大，因此在工程中對鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐軕覓旖菓?yīng)根據(jù)浮式平臺近端偏移設(shè)計。本文的鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐茏畲蟮刃?yīng)力發(fā)生位置有立管上部和觸地段區(qū)域。在位狀態(tài)下：當(dāng)鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐芩墉h(huán)境荷載為小于十年一遇等相對溫和條件時，最大等效應(yīng)力發(fā)生在立管上部；當(dāng)所受環(huán)境荷載為百年一遇極端環(huán)境條件時，最大等效應(yīng)力發(fā)生在觸地段區(qū)域。因此，觸地段區(qū)域的強度是鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐鼙诤竦葏?shù)的控制因素之一。圖16～圖19為試壓、安裝、操作和極端工況中最大等效應(yīng)力沿管長的分布圖，可以更清晰地得知鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐茏畲蟮刃?yīng)力發(fā)生的位置與環(huán)境荷載之間的關(guān)系。
表8 鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐軓姸确治鼋Y(jié)果
圖16 試壓工況最大等效應(yīng)力沿管長分布圖 圖17 安裝工況最大等效應(yīng)力沿管長分布圖
圖18 操作工況最大等效應(yīng)力沿管長分布圖 圖19 極端工況最大等效應(yīng)力沿管長分布圖
5 結(jié)語
本文的深吃水半潛式平臺在傳統(tǒng)半潛式平臺基礎(chǔ)上進(jìn)行主尺度設(shè)計，在選定合理的吃水、立柱、浮箱等參數(shù)后使平臺能夠有較理想的運動性能。在頻域分析中只針對平臺主體進(jìn)行水動力分析，得到了平臺6個自由度上的運動響應(yīng)幅值算子，初步驗證深吃水半潛式平臺的運動性能。針對平臺進(jìn)行了系泊系統(tǒng)設(shè)計，在時域分析中計算平臺和系泊纜的耦合運動響應(yīng)。時域結(jié)果可以驗證平臺具有良好的水動力性能，平面內(nèi)運動得到了很好的控制，平面外運動中的垂蕩運動性能相比傳統(tǒng)半潛式平臺有了很大提升。
基于深吃水半潛式平臺對配套的鋼懸鏈?zhǔn)搅⒐苓M(jìn)行了強度性能研究，得到了立管在各個工況下的最大等效應(yīng)力及其沿管長的分布。當(dāng)半潛式平臺處在近端偏移狀態(tài)下，懸鏈?zhǔn)搅⒐墚a(chǎn)生最大的等效應(yīng)力。立管上部和觸地段區(qū)域是強度的薄弱環(huán)節(jié)，在極端工況下觸地段區(qū)域會產(chǎn)生最大等效應(yīng)力。
深吃水半潛式平臺的結(jié)構(gòu)設(shè)計及其配套立管的性能研究對我國深海油氣資源的開發(fā)方案提供了更多的選擇及借鑒。
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Steel Catenary Riser’s Strength Performance of Deep Draft Semi-Submersible Platform
LIANG Ning1,2, HUANG Weiping2, ZHOU Yang3,CAO Shugang4, LIU Zhenhai2
(1.Power China Huadong Engineering Corporation, Hangzhou 310014, China；2.Ocean University of China，Qingdao 266100, China；3.The Second Institute of Oceanography, SOA, Hangzhou, 310012, China；4.Zhong Neng Power-Tech Development Company Limited, Beijing 100034, China)
In order to achieve reasonable motion performance, a deep draft semi-submersible platform is designed based on the traditional semi-submersible platform. Based on the three-dimensional potential flow theory, the theoretical analysis with numerical calculation is used to research the dynamic characteristics of the semi-submersible by SESAM. The platform’s response amplitude operator and other parameters are calculated in frequency domain analysis by HydroD. Time domain coupling analysis is carried out on the platform by DeepC to get platform with mooring system’s time domain response. The steel catenary riser’s strength performance is researched based on the deep draft semi-submersible platform, the riser’s maximum von Mises stress under various conditions and its distributions along the length are obtained. The results prove that the steel catenary riser is of the maximum equivalent stress when the semi-submersible platform is in the near position. The riser’s upper position and touch down point area are the weak links of the strength. Touch down point area is the important control factors of the steel catenary riser’s thickness and other parameters.The study provides a reference for the research of deep draft semi-submersible platform.
semi-submersible platform; steel catenary riser; strength performance
2016-04-12
國家自然科學(xué)基金(51239008,51179179)
梁 寧(1990-)，男，碩士研究生
1001-4500(2017)02-0060-09
P751
A
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