基于穩(wěn)性衡準(zhǔn)的自升式平臺極限作業(yè)水深

仲崇明, 郝兆祥, 李志強(qiáng)， 王作嶠

(1. 中國船級社 大連分社， 遼寧 大連 116013； 2. 大連船舶重工集團(tuán)海洋工程有限公司， 遼寧 大連 116018)

基于穩(wěn)性衡準(zhǔn)的自升式平臺極限作業(yè)水深

仲崇明1, 郝兆祥1, 李志強(qiáng)1， 王作嶠2

(1. 中國船級社 大連分社， 遼寧 大連 116013； 2. 大連船舶重工集團(tuán)海洋工程有限公司， 遼寧 大連 116018)

為挖掘平臺的極限作業(yè)水深潛能，以某鉆井平臺為對象，在確保平臺穩(wěn)性足夠的基礎(chǔ)上，對影響作業(yè)水深的漂浮穩(wěn)性衡準(zhǔn)和站樁抗傾覆穩(wěn)性衡準(zhǔn)結(jié)果進(jìn)行綜合分析。采用“降樁腿”的辦法，進(jìn)一步提升平臺的作業(yè)水深，保證平臺的穩(wěn)性足夠而不被“吹翻”傾覆。

完整穩(wěn)性； 破艙穩(wěn)性； 站樁穩(wěn)性； 作業(yè)水深； 重心高度； 極限重心高度

自升式平臺的作業(yè)水深由樁腿長度決定，過短不能滿足深水作業(yè)需求，而過長可能導(dǎo)致平臺站樁和漂浮穩(wěn)性不足。當(dāng)前已有很多相關(guān)專家學(xué)者[1-2]對漂浮穩(wěn)性和站樁穩(wěn)性分別進(jìn)行深入研究，但均是單方面的，未見有人關(guān)注如何綜合站樁和漂浮穩(wěn)性多種因素挖掘出最大作業(yè)水深潛能，這也是平臺業(yè)主最關(guān)心的問題，是本文研究的主要內(nèi)容。

1 計(jì)算模型簡介

計(jì)算采用的模型為自升式鉆井平臺：船體重12 030 t，型長93.27 m，型寬91.44 m，型深10.9 m，可變載荷6 500 t；樁腿長170 m，重1 888 t，船長距離57.61 m，船寬距離66.45 m；樁靴外徑17.6 m，高8.5 m，最大預(yù)反力117 MN；鎖緊裝置最大承載力71 168 kN。

2 作業(yè)水深的詳細(xì)設(shè)計(jì)

2.1 樁腿長度

樁腿設(shè)計(jì)長度L包括樁靴入泥深度h1,氣息高度h3，平臺型深h4，固樁架高度h5和儲備余長h6等(見圖1)。h4和h5由船體設(shè)計(jì)資料查得，h6參照文獻(xiàn)[3]選為1.5 m，三者可視為定值，而h1和h3相對比較復(fù)雜，具體分析如下。

圖1 樁腿長度的功能分解

2.2 樁靴入泥深度h1

樁靴入泥深度取決于泥基地質(zhì)、樁靴最大預(yù)反力和樁靴幾何形狀等。[4-5]考慮建模時(shí)樁靴 “鉸鏈”連接的邊界條件定義，假設(shè)地質(zhì)為單層“砂土”，參照文獻(xiàn)[6]計(jì)算出入泥深度為0.8 m(樁靴最大預(yù)反力為117 MN)。

2.3 最小氣隙高度h3

平臺體底部在鉆井及避風(fēng)時(shí)要有足夠的氣隙高度防止浪流拍擊。最小氣隙高度h3由風(fēng)暴潮Hstorm，天文潮Htide，浪峰值高Hcreast和最小縫隙余量Hmargin決定。前三者由天文、海文氣象報(bào)告獲得；對于Hmargin，行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)和船級社均有推薦值(見表1)。參照式(1)求取作業(yè)環(huán)境數(shù)據(jù)(見表3)并將其與表1相對比，Hmargin選為1.5 m，h3最終為19.04 m。

圖2 氣隙高度

2.4 作業(yè)水深的初步估算

由于L=170 m，h1=0.8 m，h3=19.04 m，參照船體設(shè)計(jì)參數(shù)(平臺型深h4=10.9 m，固樁架高度h5=10.86 m)，因此作業(yè)水深h2預(yù)設(shè)值為126.9 m(h2=L-h1-h3-h4-h5-h6)，本文核心工作即對該值進(jìn)行驗(yàn)證。

表1 最小縫隙和樁腿長的行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)

3 自升式平臺穩(wěn)性衡準(zhǔn)的特殊性與極限作業(yè)水深的校核辦法

3.1 自升式平臺穩(wěn)性衡準(zhǔn)的特殊性

3.1.1漂浮穩(wěn)性表示的特殊方式

為使平臺操作者直觀地掌握平臺穩(wěn)性，其漂浮穩(wěn)性采用極限重心高度(Allowed Vertical Center of Gravity，AVCG)曲線的表示方法，計(jì)算方法見式(1)[12]：在一定吃水下先假設(shè)一個初始重心高度(VCG)，按該值試算并逐漸遞加驗(yàn)算，直至AVCG值域在±0.01 m誤差之內(nèi)為止(見圖3，此時(shí)樁靴為注滿水)。

(1)

圖3 漂浮穩(wěn)性的計(jì)算原理

3.1.2站樁穩(wěn)性的特別要求

平臺在風(fēng)暴自存的站立工況下遭遇風(fēng)、浪、流等水平環(huán)境載荷之后易被“吹翻”傾覆(見圖4)，為此設(shè)計(jì)者需計(jì)算出環(huán)境外力產(chǎn)生的傾覆力矩，并根據(jù)平臺質(zhì)量和可變載荷等垂向載荷計(jì)算出復(fù)原力矩(可變載荷至少選取50%[3])，并對站樁穩(wěn)性進(jìn)行校核衡準(zhǔn)[3]，這是自升式平臺的特殊要求。

圖4 站樁穩(wěn)性的受力分析

3.1.3特殊的風(fēng)向入射角計(jì)算要求

平臺長寬比接近1，大傾角穩(wěn)性不能像船舶一樣只計(jì)算橫搖穩(wěn)性，必須考慮0°～180°入射范圍(假設(shè)左右舷對稱)內(nèi)的所有危險(xiǎn)性。

3.1.4特殊的安全因子

與船舶的漂浮穩(wěn)性衡準(zhǔn)相比，平臺的穩(wěn)性衡準(zhǔn)尚不成熟，許多問題尚待完善，各國法規(guī)、各家船級社規(guī)范及各行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)的要求[12]相差較大(見表2)。

3.2 平臺極限作業(yè)水深的計(jì)算與校核辦法

表2 樁靴式自升式平臺穩(wěn)性衡準(zhǔn)安全因子

圖5 完整狀態(tài)靜水力曲線

圖6 單艙進(jìn)水后剩余穩(wěn)性曲線

平臺作業(yè)水深的極限能力要通過綜合考慮漂浮穩(wěn)性、站樁穩(wěn)性、樁腿強(qiáng)度和鎖緊裝置承載能力等多種因素來確定，作業(yè)水深的設(shè)計(jì)和校核是不斷調(diào)整修改的過程(見圖7)。

4 暴風(fēng)中平臺可站立升起的最大高度

4.1 傾覆力及傾覆力矩的算法

平臺設(shè)計(jì)的極限作業(yè)環(huán)境見表3。碰撞擱淺可遭遇的最大風(fēng)速≤50 kn，鉆井作業(yè)及油田內(nèi)拖航可遭遇風(fēng)速≤70 kn，風(fēng)暴自存及遠(yuǎn)洋濕拖可遭遇風(fēng)速≤100 kn。

表3 平臺設(shè)計(jì)的極限作業(yè)環(huán)境信息 m/s

傾覆力及傾覆力矩的算法如下：

風(fēng)力的計(jì)算方法為

F=ChCSSPV2

(2)

式(2)中：P為風(fēng)壓，kPa；S為受風(fēng)構(gòu)件的正投影面積，m2；Ch為高度系數(shù)，其值可根據(jù)受風(fēng)構(gòu)件高度(型心到設(shè)計(jì)水面的垂直距離)選取；CS為形狀系數(shù)，其值可根據(jù)構(gòu)件形狀選取;V為設(shè)計(jì)工況的最低風(fēng)速，m/s。

洋流載荷的計(jì)算方法為

(3)

式(3)中：CD為曳力系數(shù)，見文獻(xiàn)[8]；ρW為海水密度，t/m3；V為設(shè)計(jì)海流流速，m/s；A為與流速垂直平面上的投影面積，m2。

站樁穩(wěn)性的計(jì)算方法為

(4)

恢復(fù)力矩MS和傾覆力矩MO可表示為

(5)

式(5)中：MDn為波浪慣性力產(chǎn)生的傾覆力矩，力臂長h1；ME為風(fēng)、浪、流對平臺產(chǎn)生的傾覆力矩，力臂長h1；PΔ為樁腿P-Delta效應(yīng)產(chǎn)生的傾覆力矩；MD和ML為平臺自重產(chǎn)生的恢復(fù)力矩，力臂長lw。

4.2 抗傾穩(wěn)性的校核

為挖掘出平臺可在風(fēng)暴自存工況下的極限升起高度，計(jì)算先選取100.0 m作業(yè)水深，采用遞加法逐漸遞加至107.0 m，121.9 m，共計(jì)3組不同作業(yè)水深，按照“4.1”節(jié)的計(jì)算方法試算不同入射角下的傾覆力矩和復(fù)原力矩，并進(jìn)行穩(wěn)性衡準(zhǔn)和樁腿及鎖緊裝置的構(gòu)件強(qiáng)度校核。計(jì)算選取SACS軟件完成，通過對軟件計(jì)算的數(shù)據(jù)結(jié)果(見表4[14])進(jìn)行分析得知：平臺在107 m(艏斜浪60°)和122 m(側(cè)風(fēng)90°)的作業(yè)水深情況下復(fù)原能力最弱，安全因子為1.66，但仍大于表2中的數(shù)據(jù)，滿足穩(wěn)性要求。

圖7 自升式平臺作業(yè)水深的設(shè)計(jì)與校核流程

4.3 樁腿與鎖緊塊的強(qiáng)度校核

平臺站立狀態(tài)下，受風(fēng)等外力作用，平臺體及樁腿產(chǎn)生橫向位移，樁腿在下導(dǎo)軌板與鎖緊裝置間形成彎矩力偶以抵抗橫向位移[2]，需對樁腿和鎖緊塊的承載能力進(jìn)行校核。表5為樁腿及鎖緊塊強(qiáng)度校核。[5]計(jì)算結(jié)果表明：在作業(yè)水深122 m，風(fēng)向90°入射時(shí)，背風(fēng)側(cè)樁腿的弦桿及鎖緊裝的應(yīng)力比最大，至極限值1.02(見圖8)。[15]

圖8 站立狀態(tài)舷管強(qiáng)度極限

4.4 站樁穩(wěn)性分析結(jié)果

簡而言之，平臺在風(fēng)暴的環(huán)境中可升起的極限高度為121.9 m，超過該高度可能發(fā)生樁腿折損導(dǎo)致平臺坍塌。初步設(shè)計(jì)的作業(yè)水深126.9 m需折減5 m(或170 m長樁腿縮減5～165 m)。

5 平臺漂浮搖擺時(shí)可承受樁腿的極限高

在海上拖航時(shí)，風(fēng)力和搖擺運(yùn)動的慣性力致使樁腿在上導(dǎo)軌板與鎖緊裝置間形成巨大彎矩，需首先對平臺在漂浮搖擺狀態(tài)下的樁腿、鎖緊塊的承載力進(jìn)行校核。

5.1 樁腿與鎖緊塊的強(qiáng)度校核

計(jì)算選取SACS軟件，樁腿彎矩按照平臺單邊橫搖擺幅15°或單邊縱搖擺幅15°時(shí)重力彎矩的1.2倍計(jì)算，計(jì)算發(fā)現(xiàn)：當(dāng)樁靴距基線0 m時(shí)，上導(dǎo)軌板附近斜撐管嚴(yán)重失效(見表6和圖9)。

由表6可知，樁腿若全部收回，165 m長的樁腿產(chǎn)生的搖擺慣性力會導(dǎo)致其位于上導(dǎo)軌板上第一行的斜撐管折損。對此，需降低樁腿搖擺的慣性力，再次縮減樁腿長度。本文采用遞減法對152 m和139.1 m不同樁腿長度進(jìn)行試算后發(fā)現(xiàn)，滿足平臺慣性導(dǎo)致慣性力的樁腿最大長度為139.1 m，即樁腿需要鋸掉近26.5 m左右。

表5 樁腿及鎖緊塊強(qiáng)度校核

表6 樁腿及鎖緊塊抗漂浮搖擺的強(qiáng)度校核

圖9 漂浮搖擺時(shí)斜撐管極限

若鋸掉樁腿，平臺在站立狀態(tài)下的極限作業(yè)水深會受到折損浪費(fèi)。對此采用拖航過程中樁腿下放26.5 m的間接辦法彌補(bǔ)“慣性力過大”的影響，挽救保留住站立狀態(tài)下121.9 m的作業(yè)水深性能，但需對樁腿下放后的平臺漂浮穩(wěn)性進(jìn)行再次衡準(zhǔn)。

5.2 完整穩(wěn)性與破艙穩(wěn)性衡準(zhǔn)

漂浮穩(wěn)性的計(jì)算選用Rhinoceros軟件完成，并按照規(guī)范要求的環(huán)境條件給出邊界條件。[9]為研究樁腿下放后與下放前的不同樁腿高度對漂浮溫性影響的差異，對樁腿全部收回的漂浮穩(wěn)性進(jìn)行計(jì)算，并繪制出AVCG曲線(見圖10和圖11)，其中破艙穩(wěn)性按單艙進(jìn)水不沉制逐個艙室進(jìn)水驗(yàn)算。

圖10 平臺完整穩(wěn)性AVCG曲線

圖11 平臺破艙穩(wěn)性AVCG曲線

對計(jì)算出的曲線數(shù)據(jù)進(jìn)行對比發(fā)現(xiàn)：樁腿降落前和降落后，平臺在同一吃水下的VCG曲線均在AVCG之下，均滿足規(guī)范漂浮穩(wěn)性要求；而降落樁腿后平臺VCG與AVCG的差值更小，更有利于保證平臺的穩(wěn)性安全；隨著吃水的增加，各工況下的AVCG向著VCG值無限趨近。

6 結(jié)束語

研究發(fā)現(xiàn)：初步設(shè)計(jì)的作業(yè)水深126.9 m(樁腿長170 m)，超出站樁穩(wěn)性衡準(zhǔn)的121.9 m極限，170 m的樁腿初始設(shè)計(jì)長度需要修正為165 m；雖然通過采用拖航過程中落放樁腿26.5 m的辦法彌補(bǔ)了漂浮穩(wěn)性的限制，使作業(yè)水深提升至站樁穩(wěn)性的122 m極限，但落放樁腿會產(chǎn)生拖航過程中樁靴觸礁的潛在航行危險(xiǎn)，需船級社和海事主管機(jī)關(guān)在平臺適拖檢驗(yàn)時(shí)提醒平臺業(yè)主。

[1] 張家齊,劉遠(yuǎn),汪怡. 自升式海洋平臺樁腿拖航工況研究[J]. 船舶工程, 2013, 35(2): 69-71.

[2] 李紅濤， 徐捷， 李曄.自升式海洋平臺站立狀態(tài)下總體性能分析[J].中國海洋平臺, 2009, 24(4):38-42.

[3] The Society of Naval Architects and Marine Engineers．Technical and Research Bulletin 5-5A “Guidelines for Site Specific Assessment of Mobile Jack-up Units”[S]．Jersey City: The Society of Naval Architects and Marine Engineers， 1994.

[4] 陳建強(qiáng)，王建會，李明海，等. 自升式鉆井平臺插樁深度探析[J].海岸工程，2011,30(1):18-21.

[5] 戴兵，段夢蘭. 樁靴基礎(chǔ)自升式鉆井平臺在多層土插樁深度預(yù)測方法研究[C]∥第15屆海岸工程論文集，2011：271-275.

[6] ISO. Petroleum & Gas Industrial Site Specific Assessment for Jack-up:ISO/TR 19905-2 [S].

[7] ABS. Rules for Building and Classing Mobile Offshore Drilling Units 2008-Part C[S]．Houston: American Bureau of Shipping, 2008．

[8] 中國船級社. 海上移動平臺入級規(guī)范2014綜合文本[S]. 北京：人民交通出版社，2014.

[9] DNV-GL. Rules Classification for Offshore Units DNVGL-RU-OU-0104(Jack-Up)[S]．

[11] IMO. Code for the Construction and Equipment of Mobile Offshore Drilling Units 2009[S].

[12] 盛振邦,劉應(yīng)中.船舶原理(上冊)[M].上海：上海交通大學(xué)出版社,2004：104-109.

[13] 楊光,劉瑞華,陳東昌,等. 自升式平臺自存工況抗傾覆穩(wěn)性分析[J].中國造船，2009(A11):199-204.

[14] F & G Ltd. Storm Survival In-place Analysis Calc (No. SE-7789-006)[R]. Houston, TX, 2010.

[15] AISC. Load and Resistance Factor Design Specification for Structural Steel Building [S].Chicago: American Institute of Steel Construction，1999．

MaximumOperationDepthofJack-UpBasedonStabilityCriterion

ZHONGChongming1,HAOZhaoxiang1,LIZhiqiang1,WANGZuoqiao2

(1. Dalian Branch, China Classification Society, Dalian 116013, China;2. DSIC-Offshore Co., Ltd., Dalian 116018， China)

To derive the maximum operation water depth of a jack-up rig based on a jack-up rig with leg length of 170 meters, the decisive criteria concerning the floating stability and anti-overturning stability are defined and used for determining the depth limit. Lowering the legs allows the rig works in deeper water while keeping enough anti- overturning stability.

intact stability; flooding stability; anti-overturning stability; operation depth; VCG; AVCG

2017-09-24

仲崇明(1979—), 男, 遼寧本溪人，工程師，碩士，研究方向?yàn)榇芭c海洋結(jié)構(gòu)物設(shè)計(jì)制造。E-mail: cmzhong@ccs.org.cn

1000-4653(2018)01-0103-06

U661.2+2

A