Đề tài Tính toán ổn định công trình biển dạng bán tiềm thủy trong điều kiện biển Việt Nam

Nội dung text: Đề tài Tính toán ổn định công trình biển dạng bán tiềm thủy trong điều kiện biển Việt Nam

1. MỤC LỤC MỤC LỤC 1 MỞ ĐẦU 4 CHƯƠNG I: QUÁ TRÌNH HÌNH THÀNH VÀ PHÁT TRIỂN CỦA CÔNG TRÌNH BIỂN BÁN CHÌM 5 1.1 Quá trình hình thành và phát triển của công trình biển bán chìm 5 1.2 Tình hình nghiên cứu ứng dụng tự động hóa trong tính toán ổn định công trình biển bán chìm 6 CHƯƠNG II: CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH CÔNG TRÌNH BIỂN BÁN TIỀM THỦY 8 2.1 Khái niệm về ổn định công trình biển bán tiềm thủy- giàn bán chìm 8 2.1.1 Ổn định góc nhỏ 8 2.1.2 Ổn định góc lớn 9 2.1.3 Đường cong cánh tay đòn hồi phục 14 2.1.4 Mô men hồi phục 16 2.2 Bài toán ổn định công trình biển bán chìm 19 2.3 Kết luận 25 CHƯƠNG III: ÁP DỤNG TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH CHO GIÀN KHOAN BÁN CHÌM TRONG ĐIỀU KIỆN VIỆT NAM 26 3.1 Xây dựng mô hình tính toán 26 3.1.1 Xây dựng mô hình tính toán bằng phần mềm ANSYS 26 3.1.2 Xây dựng điều kiện biên tính toán 27 3.1.3 Kết quả phân tích chuyển động của giàn 28 KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ 36 1.Kết luận 36 2.Kiến nghị 36 TÀI LIỆU THAM KHẢO 37 1
2. DANH SÁCH BẢNG BIỂU Bảng 1-1: Quá trình hình thành và phát triển giàn bán chìm 5 Bảng 3-1: Thông số hình học dàn bán chìm 23 Bảng 3-2: Thông số khí tượng thủy hải văn 24 Bảng 3-3: Kết quả tính toán ổn định giàn bán chìm 26 2
3. DANH SÁCH HÌNH ẢNH Hình 1-1: . 5 Hình 2-1: 10 Hình 2-2: 11 Hình 2-3: 13 Hình 2-4: 14 Hình 2-5: 16 Hình 2-6: 17 Hình 2-7: 18 Hình 2-8: 19 Hình 2-9: 20 Hình 2-10: 21 Hình 3-1 .23 Hình 3-2: 24 Hình 3-3: 25 Hình 3-4: 26 Hình 3-5: 27 3
4. MỞ ĐẦU Tính cấp thiết của đề tài. Công trình biển dạng bán tiềm thủy (bán chìm) là công trình được ứng dụng rất rộng rãi trong việc khai thác dầu khí ở các nước đang phát triển: Mỹ, Brazil, Nauy Việc tính toán ổn định của dạng kết cấu này là tương đối phức tạp, bởi sự đa dạng của các tải trọng tác động lên nó trong quá trình khai thác. Trên thế giới, cũng đã có nhiều các công trình, cũng như bài báo khoa học nghiên cứu và đánh giá độ ổn định của dạng kết cấu này, tuy nhiên những kết quả đó chỉ phù hợp với từng vùng biển nhất định. Ở Việt Nam chúng ta, các tài liệu cũng như các công trình khoa học đánh giá ổn định hoạt động của dàn bán chìm còn tương đối hạn chế. Chúng ta mới chỉ có một công trình là giàn khoan Đại Hùng, tuy nhiên số liệu thu thập để tính toán còn chưa đầy đủ, khối lượng tính toán là hết sức phức tạp. Do đó, cần phải có những đánh giá cụ thể về độ ổn định của công trình trong điều kiện biển Việt Nam để áp dụng vào khai thác trong thực tiễn. Mục đích Nghiên cứu, đánh giá độ ổn định của công trình biển bán chìm trong quá trình khai thác, chịu tác động của tải trọng sóng, gió trên biển Đông- Việt Nam. Từ đó, đưa ra các kết luận để tối ưu tính ổn định của kết cấu này. Nội dung và phương pháp nghiên cứu Trình bày tổng quan về công trình biển dạng bán chìm, lý thuyết tính toán ổn định, cũng như kết quả phân tích trong điều kiện biển Việt Nam. Phương pháp nghiên cứu: Áp dụng mô hình toán học hiện đại (module ANSYS- AQWA) dựa trên cơ sở phương pháp phần tử hữu hạn và phương pháp đồ thị theo Tiêu chuẩn và Qui phạm về Thiết kế Công trình biển di động để tính toán. [1] Ý nghĩa khoa học và thực tiễn Xây dựng mô hình toán học để đánh giá độ ổn định của công trình biển bán chìm, đồng thời là cơ sở kiểm nghiệm cho mô hình vật lý sau này. Kết quả của đề tài áp dụng vào thiết kế công trình biển dạng bán chìm. 4
5. CHƯƠNG I: QUÁ TRÌNH HÌNH THÀNH VÀ PHÁT TRIỂN CỦA CÔNG TRÌNH BIỂN BÁN CHÌM 1.1 Quá trình hình thành và phát triển của công trình biển bán chìm Giàn khoan bán chìm là công trình nổi trên biển dùng trong thăm dò và khai thác dầu khí. Nó có dạng bè mảng nửa chìm, nửa nổi nên tự ổn định được ở trong môi trường biển và đại dương. Khi khai thác ở xa bờ, giàn bán chìm dùng chủ yếu là chức năng khoan và khai thác. Loại giàn khoan này tiết kiệm chi phí và rất ổn định. Giàn khai thác bán chìm đầu tiên là Argyll FPF được chuyển từ giàn khoan bán tiềm thủy Transworld 58 vào năm 1975 sử dụng cho mỏ dầu Argyll Hamilton Brothers North Sea [1]. Dàn khoan này được sử dụng cho độ sâu 150 mét nước. Khi ngành công nghiệp dầu khí vươn tới những vùng biển xa hơn, khắc nghiệt hơn, thì những dàn khoan bán chìm chuyên dụng và chuyên nghiệp được đưa vào sử dụng. Thập niên 1980-1990, nhiều công ty lớn ở Brazil đã thiết kế các dàn bán chìm có độ sâu nước 300m, như là các giàn P-15 Pirauna Brazil 243 m nước, P-09 Corvina 230 mét nước. Giai đoạn 1990-2000, với sự phát triển mạnh mẽ của khoa học kỹ thuật, và đặc biệt là sự phát triển mạnh mẽ của các công cụ tính toán hiện đại, các công ty thiết kế công trình biển đã thiết kế được các giàn bán chìm có thể hoạt động ở các độ sâu tới gần 1000m nước. Có thể kể đến các giàn P-18 Marlim 910 m nước, và Innovator Marlim 914m nước. Thập niên đầu tiên của thế kỷ 21, ngành khoa học về công trình biển đã tiến một bước rất dài trong việc thiết kế các giàn bán chìm. Tiên phong là 3 nước Brazil, Mexico và Nauy. Lần lượt các giàn khoan hoạt động ở độ sâu 2000m nước đã đi vào hoạt động và đạt hiệu quả cao. Ví dụ: Dàn Blind Faith – 1980m nước; Independence Hub- 2015m nước [2]. Bảng 1.1 Sự phát triển của các giàn bán chìm Tên giàn Độ sâu Năm bắt đầu hoạt STT Mỏ Khu vực (m) động ArgyII FPU Biển Bắc 1 ArgyII 150 1975 thuộc UK 2 P15 Pirauna Brazil 243 1983 3 P20 Marlim Brazil 625 1993 4 P18 Marlim Brazil 910 1994 5
6. 5 Innovator Marlim Brazil 914 1996 Atlantis PQ Atlantis 6 Vịnh Mexico 2156 2006 Oil Field Independence 7 10 fields Vịnh Mexico 2015 2007 Hub 8 Blind Faith Blind Faith Vịnh Mexico 1980 2008 9 P-55 Roncador Brazil 1707 2012 a) b) c) Hình 1-1. Giàn bán chìm P-52 Brazil. Chiều sâu nước làm việc 1800m a)- Toàn cảnh giàn P52; b) Vị trí làm việc: c) Chân đế giàn P52 1.2 Tình hình nghiên cứu ứng dụng tự động hóa trong tính toán ổn định công trình biển bán chìm Ngày nay trong lĩnh vực xây dựng có rất nhiều công cụ phục vụ việc ứng dụng tự động hóa trong công tác tư vấn thiết kế và tính toán cho giàn bán chìm: - Sử dụng các chương trình phần mềm như Excel, Flow-3D, MASP 1.0 6
7. - Sử dụng module AQWA- ANSYS Mỗi chương trình phầm mềm nêu trên đều có những ưu nhược điểm riêng, trong phạm vi đề tài sẽ đi sâu vào giới thiệu ứng dụng module AQWA- ANSYS R.17 để phân tích ổn định cho giàn bán chìm. 7
8. CHƯƠNG II: CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH CÔNG TRÌNH BIỂN BÁN TIỀM THỦY 2.1 Khái niệm về ổn định công trình biển bán tiềm thủy- giàn bán chìm Các công trình biển di động có rất nhiều ưu điểm trong quá trình khai thác, song cũng gặp nhiều bất lợi trước tác động của yếu tố môi trường, nhất là đối với giàn bán chìm. Do vậy, việc nghiên cứu tác động của môi trường đến giàn bán chìm trong quá trình khai thác và di chuyển là nhu cầu cấp thiết, được đặt ra từ lâu và đến nay chưa có điểm dừng. Mối quan hệ đó thể hiện rõ nét qua ứng xử của giàn với môi trường. Ứng xử của giàn bán chìm có nhiều nội dung, trong đó ổn định là một nội dung quan trọng. Việc tính toán ổn định giàn bán chìm, được thừa hưởng từ việc tính toán ổn định của tàu. Tuy nhiên do đặc trưng cấu tạo mà ổn định giàn bán chìm có nhiều điểm khác biệt. Đối với giàn nổi nói chung, lực nổi tương đương với trọng lượng nước bị chiếm chỗ và đặt tại trọng tâm của thể tích khối chất lỏng bị chiếm chỗ. Thể tích này có thể chia làm n phần [9]: n VV  i (2.1) i 1 Với các tọa độ trọng tâm tương ứng (xi, yi, zi) so với đáy của sống giàn K, có thể xác định tâm nổi B0(xB; yB; zB): n n n Vxii Vyii Vzii i 1 i 1 i 1 xB ; y ; z 0 V B0 V B0 V Lực nổi tác dụng lên tâm nổi B0 với phương tác dụng đi qua trọng tâm G. Trong trạng thái cân bằng tĩnh, cả lực nổi và trọng lực cân bằng và ngược chiều nhau, tác dụng theo phương thẳng đứng 2.1.1 Ổn định góc nhỏ Nếu giàn từ vị trí cân bằng xoay theo trục ngang một góc nhỏ sẽ làm thay đổi thể tích chiếm nước và tâm nổi sẽ thay đổi vị trí. Phương tác dụng của lực nổi tại vị trí mới giao với phương tác dụng của lực nổi ở vị trí trước tại tâm nghiêng M0. Cánh tay đòn ổn định tĩnh hay hồi phục h= GZ0 . Mô men hồi phục: MR . g . V . GZ00 . g . V . GM sin (2.2) xoay giàn trở về vị trí ban đầu nếu tâm nghiêng nằm trên trọng tâm, GM 0 >0. Nếu tâm nghiêng nằm dưới trọng tâm thì âm thì giàn mất ổn định. Chính vì vậy mà chiều cao 8
9. tâm nghiêng ban đầu được gọi là chiều cao ổn định ban đầu GM 0 . Vì vậy, là thước đo ổn định của giàn trong phạm vi góc nghiêng nhỏ. Hình 2.1- Ổn định giàn bán chìm 2.1.2 Ổn định góc lớn Tại góc nghiêng lớn, các điểm giao nhau của các phương tác dụng của các lực nổi kề nhau không còn năm trên trục đối xứng dọc của giàn nữa. Tâm nghiêng thay đổi vị trí. Phương tác dụng của lực nổi giao với mặt phẳng đối xứng của giàn tại tâm nghiêng N . Hình vẽ dưới đây thể hiện đường cong vị trí tâm nổi và tâm nghiêng cũng như sự thay đổi đường nước tương ứng của dàn có mạn đứng. Vì tâm nổi là giao của hai phương tác dụng liên tiếp của lực nổi trên đường cong M là lũy tích của các tiêu điểm của các đường cong B , nghĩa là nó là đường pháp tuyến bao của đường cong đó. Trong trường hợp giàn có mạn đứng thì đường cong đơn giản là đường parabol. Với góc nghiêng lớn thì mô men hồi phục MR được xác định bằng công thức sau: M . gVGZ . . . gVGN . . sin . gVGM . MN sin R 00 (2.3) GN GM00 M N là do tâm nghiêng biểu kiến nằm trên tâm nghiêng ban đầu M0. Điều này được giải thích là do tâm nổi không chỉ dịch chuyển vuông góc với mặt phẳng đối xứng mà còn chuyển động nâng lên song song với nó. 9
10. Hình 2.2- Ổn định góc nghiêng lớn Xác định chiều cao tâm nghiêng đối với ổn định góc lớn [1] Chiều cao tâm nghiêng được xác định bằng phương trình sau: GN KB0 B 0 M 0 M 0 N KG (2.4) Trong trường hợp giàn có mạn đứng thì thì chiều cao tâm nghiêng bên trên tâm nổi ban đầu BN0 có thể xác định được từ mô men hồi phục của giàn nghiêng, nghĩa là từ mô men do hai thể tích hình nêm, một nổi lên và một chìm xuống. Trên hình 2.2 trọng tâm Si và Se nằm trên vị trí (2/3; 1/3) của hình tam giác. Với thể tích: 1 BBB2 dV dV ( )( tan )dl tan dl (2.5) e 2 2 2 8 Cả hai hình nêm tạo nên mô men hồi phục cho giàn dẫn đến sự dịch chuyển của tâm nổi. Bằng cách tích phân trên đường nước l, trong đó chiều rộng B thay đổi theo chiều dài của giàn, ta thu được các liên hệ sau từ phương trình mô men: Chuyển vị ngang yB: ll2 BB3 y V ( dV dV ) ( ) tan dl (2.6) B i e 003 2 12 Chuyển vị dọc zB: ll1BB tan23 z V ()() dV dV dl (2.7) B i e 003 2 2 12 10
11. zB Độ dốc tan . Khi đó BB0 và SSei song song. yB Gọi IT là mô men quán tính ngang mặt cắt đường nước: B ll2 B3 I y2 dydl dl (2.8) T B 12 00 2 Và đặt yB B00 M tg và zB M0 N , nhận được I BM T (2.9) 00 V I tg 2 MN T . (2.10) 0 V 2 2 IT tg BN0 .1 (2.11) V 2 Dưới dạng này, có thể tính toán bán kính tâm nghiêng BN0 đối với dàn nhiều thân ví dụ như dạng catamaran. Ở đây, mô men của phần nổi và phần chìm của giàn được tính toán bằng hiệu số giữa phần hình nêm theo toàn bộ chiều rộng giàn với phần hình nêm bên trong. Thành phần tham gia của chúng vào mô men hồi phục tính toán tương tự, tuy nhiên chúng được đưa vào phương trình cân bằng mô men với dấu ngược lại, nghĩa là: llBb33 y V tg dl tg dl B 0012 12 Với mô men quán tính ngang mặt cắt đường nước: B ll2 Bb33 I y2 dydl dl T 00b 12 2 Do đó: yBT V I. tg nghĩa là các biểu thức trên nói chung áp dụng cho giàn nổi có dạng 2 thân mạn đứng hay giàn có cột ổn định miễn là phần đáy giàn không lộ ra khỏi mặt nước hay boong giàn không chạm nước. 11
12. Hình 2.3. Xác định chiều cao tâm nghiêng Đối với giàn nhiều cột, mô men quán tính ngang mặt cắt đường nước của cột có thể xác định theo hình dạng của các cột và khoảng cách tính từ trục nghiêng . Với các ký hiệu như trên hình 2.4, có thể xác định được: h a l 2 hl3 I n ydydlnahl2 2 nAa(.) 2 I ' (2.12) TT 0 h 12 0 a 2 Trong đó: a: là khoảng cách từ tâm cột tới trục nghiêng A0: diện tích mặt cắt đường nước của cột I’T: mô men quán tính mặt cắt của đường nước hl3 Đối với các cột có mặt cắt hình chữ nhật thì I ' . T 12 Tóm lại mô men quán tính mặt cắt đường nước của giàn có n cột với diện tích mặt cắt đường nước Ai được xác định từ công thức Stainer: n 2' IAItt (a ti i tti ) (2.13) i 1 Trong đó: ati: Khoảng cách từ trọng tâm của từng diện tích mặt cắt đường nước tính từ trục t-t ' Itti : là mô men quán tính của mặt cắt đường nước cột tương ứng Với giàn bán chìm hai thân ngầm thì mô men quán tính mặt cắt đường nước được xác định như sau: 12
13. A I nA() a2 0 (2.14) T 0 4 Với n là số cột, A0 là diện tích mặt cắt của các cột hình trụ và a là khoảng cách của các cột tới trục. Mô men quán tính mặt cắt đường nước dọc được xác định bằng công thức: nl 2 2 A I nA ()0 (2.15) L 0 n 12 12 4 Trong trường hợp giàn bán chìm có n cột hình trụ như trên hình 5, mô men quán tính ngang và dọc mặt cắt đường nước xác định theo công thức: n 1 2 222 i nA0 IARxx 0  s sin i 0 n 4 n 1 2 222 i nA0 IARyy 0  s cos i 0 n 4 Viết dưới dạng tổng quát 1 2 A0 Ixx I xx nA0 R s 24 Các phương trình trên cho thấy rằng khoảng cách giữa các cột lớn sẽ ảnh hưởng đáng kể tới ổn định của công trình biển nổi do diện tích mặt cắt của từng cột thường tương đối nhỏ. Các phương trình này không thể dùng trong trường hợp boong giàn ngập vào nước hay phần thân ngầm lộ ra khỏi mặt nước. Khi đó cần phải tính toán mô men hồi phục bổ sung Hình 2.4. Ổn định của giàn nhiều cột Nếu bên trong giàn có các bề mặt chất lỏng tự do, ví dụ như các két trong giàn không được đổ đầy chất lỏng, thì nó sẽ ảnh hưởng tới ổn định của giàn do mô men quán 13
14. tính mặt cắt đường nước bị giảm do ảnh hưởng của mô men mặt cắt đường nước của các bề mặt chất lỏng tự do nói trên. Đối với góc nghiêng lớn thì (2.13) thay đổi và bán kính tâm nghiêng BN0 được xác định bằng công thức m 2 1 F tg B0 N (ITj  i )(1 ) (2.16) V j 1 w 2 Nếu có m két có chứa chất lỏng thì ij là mô men quán tính mặt cắt đường nước tương ứng của các mặt chất lỏng, Fj là trọng lượng riêng tương ứng của các chất lỏng, w là trọng lượng riêng tương ứng của nước biển. Cánh tay đòn hồi phục đối với giàn có mạn đứng với các mặt nước tự do trong m két dằn được xác định theo công thức: 1 m tg 2 GZ [ (ITj  i )(1 ) KB0 KG ]sin (2.17) V j 1 2 2.1.3 Đường cong cánh tay đòn hồi phục Đường cong cánh tay đòn hồi phục điển hình của tàu, giàn bán chìm và giàn tự nâng được cho trên hình 2.5. Đối với góc nghiêng nhỏ thì độ dốc ban đầu là không đổi. Chiều o cao ổn định tổng quan ban đầu GM 0 có thể xác định tại φ= 57,3 . Đối với giàn tự nâng, giá trị này có thể rất cao, nằm trong phạm vi 30-40m. 14
15. Hình 2.5. Đường cong ổn định của các giàn di động Trong khi đối với tàu và giàn bán chìm thì giá trị này chỉ từ 0,5- 2m. Ngoài ra phạm vi dương của cánh tay đòn hồi phục- vốn thường được gọi là phạm vi ổn định- của giàn tự nâng là nhỏ. Một đặc điểm điển hình của giàn bán chìm là cánh tay đòn hồi phục gia tăng ở góc nghiêng lớn, do dự thay đổi của MN0 . Đối với giàn bán chìm, đường cong cánh tay đòn hồi phục tăng nhảy bậc khi một trong các thân ngầm nhô lên khỏi mặt nước hay boong giàn chạm nước do mô men hồi phục rất lớn phát huy tác dụng. Khi tính toán đường cong cánh tay đòn hồi phục, cần phải tính toán nước ngập tạo ra bề mặt chất lỏng tự nhiên bên trong giàn làm giảm mô men quán tính mặt cắt đường nước. Các trọng lượng liên quan tăng lên làm tăng lượng chiếm nước và dẫn tới tăng mớn nước. Vì vậy, trọng tâm bị thay đổi theo phương ngang và phương dọc. Khi vật trên boong có có trọng lượng dịch chuyển wo dịch chuyển một khoảng d từ vị trí P tới Pi thì trọng tâm của giàn di chuyển một khoảng song song với PPi: w s GG 0 i (2.18) i gV 15
16. Hình 2.6. Sự thay đổi cánh tay đòn ổn định khi trọng vật rời chỗ Hình 2.6 cho thấy mối liên hệ khi vật trên boong có trọng lượng w0 thay đổi: - Khi vật dịch chuyển dọc, ví dụ như bị nâng lên, thì trọng tâm bị dịch chuyển lên phía trên. Khi góc nghiêng tăng thì cánh tay đòn hồi phục hiệu dụng GZ giảm một lượng GG1sinφ. Kết quả đường cong cánh tay đòn hồi phục trở thành GZ1 1 và chiều cao ổn định tổng quan cũng giảm đáng kể. - Khi vật tiếp tục di chuyển ngang thì trọng tâm dịch chuyển ngang một khoảng G1G2 và cánh tay đòn hồi phục giảm một lượng G1G2cosφ. Kết quả đường cong cánh tay đòn hồi phục trở thanh GZ2 2 , giao với trục ngang tại góc nghiêng φ, tạo nên trạng thái cân bằng mới. Nếu giàn có chất tải hoặc dỡ tải thì đường cong cánh tay đòn hồi phục thay đổi. 2.1.4 Mô men hồi phục Các qui phạm thường sử dụng mô men hồi phục MR thay cho cánh tay đòn hồi phục. Do đó, mô men hồi phục được xác định trực tiếp như là hàm của góc nghiêng. Bằng cách tích phân, có thể xác định được diện tích bên dưới đường cong mô men hồi phục, gọi là năng lượng hồi phục E M d gV GZd (2.19) RR 00 16
17. Thế năng này ứng với năng lượng xoay giàn từ vị trí cân bằng tới vị trí nghiêng ở góc φ. Với góc nghiêng nhỏ, thế năng được xác định bằng: ER gVGM0 (1 cos ) (2.20) Hình 2.7 thể hiện Hình 2.7. Cân bằng mô men Hình 2.7 thể hiện 1 giàn bán chìm có neo trong trạng thái vận hành, giàn chịu tác dụng của gió và các lực có liên quan. Lực gió tác dụng lên giàn phụ thuộc vào diện tích mặt chịu gió của giàn. Do đó mà phụ thuộc vào góc nghiêng của giàn. Thường thì góc nghiêng của giàn bán chìm tối đa đạt được 10o – 20o, phụ thuộc hình dạng của giàn và phương tác dụng của gió. Dưới tác dụng của một xung lực, giàn bị lắc xung quanh vị trí cân bằng đến khi tổng năng lượng của mô men nghiêng cân bằng với năng lượng của mô men hồi phục. Phương trình cân bằng của lắc dọc được cho dưới dạng: THR MM()() (2.21) Trong đó: : gia tốc góc của giàn MH: mô men nghiêng 17
18. θT: là mô men quán tính khối lượng của giàn có tính tới các yếu tố thủy động , nghĩa là mô men quán tính khối lượng bổ sung. Tích phân theo góc nghiêng φ, biến đổi ta thu được năng lượng động của giàn: 1 .   2 M( ) d M ( )d (2.22) TTHR 02 0 0 . Vận tốc góc giảm tới 0 nếu năng lượng của mô men nghiêng cân bằng với năng lượng của mô men hồi phục. Mối liên hệ này được thể hiện ở trên hình 2.8. Hình 2.8. Ổn định động Hình (2.8a), một mômen nghiêng nhỏ tác dụng lên giàn gây ra góc nghiêng φ1 . Với một xung lực, cộng do mô men nghiêng gây ra tạo thành thế năng của mô men hồi phục. Tích phân của đường cong năng lượng gây nghiêng và hồi phục giao nhau tại φ0 do diện tích của 2 đường cong mô men bằng nhau. Tại góc giao nhau đó, vận tốc góc = 0 và ta có: M( ) d M ( )d HR 00 nghĩa là giàn nghiêng cực đại. Tại góc lắc cực đại này, mô men nghiêng nhỏ hơn mô men hồi phục, nghĩa là cân bằng động này là cân bằng bền. Hình (2.8b) mô men nghiêng được giả thiết lớn hơn. Tại trạng thái giới hạn (đường đậm nét), cân bằng năng lượng đạt được tại giao điểm thứ 2 của đường 18
19. cong mô men cho tới góc lật động hay là góc vào nước φmax. Tại góc nghiêng lớn hơn một ít, mô men nghiêng lớn hơn mô men hồi phục và giàn bị lật. Khi mô men nghiêng lớn hơn (đường nét đứt) năng lượng của mô men gây nghiêng lớn hơn năng lượng của mô men hồi phục và không có giao điểm của 2 đường này, giàn bị lật. Hình 2.9 minh họa các đường cong mô men hồi phục và mô men nghiêng đối với ổn định nguyên vẹn và ổn định tai nạn của giàn. Ở đây, mô men nghiêng và mô men hồi phục được biểu diễn là hàm của góc nghiêng. Đường cong mô men nghiêng và mô men hồi phục. Đường cong mô men nghiêng và mô men hồi phục giao nhau tại các góc nghiêng φ1 và φ2. Năng lượng của mô men hồi phục chính bằng diện tích đường cong mô men hồi phục hay bằng A+B. Hình 2.9. Tiêu chuẩn ổn định nguyên vẹn và ổn định tai nạn Do đó, tiêu chuẩn ổn định quan trọng nhất có thể tóm lại được bằng biểu thức sau: AB K BC Đối với giàn bán chìm K 1,4. 2.2 Bài toán ổn định công trình biển bán chìm Xét bài toán dựa trên quan điểm ổn định tĩnh Điều kiện khai thác cố định của các công trình biển bán chìm đòi hỏi ở các công trình phải đủ đảm bảo các tiêu chuẩn ổn định của một công trình nổi đã nêu trong qui phạm, song giới hạn các dao động phải đạt mức nhỏ nhất. Trong trường hợp cần thiết phải có các giải pháp cưỡng bức giới hạn các dao động đó lại. 19
20. Để tính toán ổn định của công trình biển bán chìm, thì yêu cầu phải đặt mô hình bài toán dưới dạng tổng quát: xem giàn bán chìm là một hệ động học dưới tác dụng ngoại lực như sóng, gió, dòng chảy và hệ neo với 6 bậc tự do. Nghĩa là trong bài toán ổn định, mô men gây nghiêng không chỉ đơn thuần phụ thuộc vào gió (Mo=Mgió) mà còn phụ thuộc vào các thành tố khác đã nêu ở trên. Do vậy phải xét thêm: - Mô men do dòng chảy (M1= Mcurrent) - Mô men do sóng: + Mô men do lắc ngang (M2= MRoll) + Mô men do lắc đứng (M3= MHeave) - Mô men do phản lực của hệ neo (M4= Manchor) Bài toán ổn định được phát biểu như sau: Tại góc nghiêng ngang, mô men gây nghiêng hay năng lượng gây nghiêng phụ thuộc vào tổng các thành phần khác nhau và mô men hồi phục hay năng lượng hồi phục cân bằng với nhau. Phương trình cân bằng được thể hiện dưới dạng sau: k GZ( ). Mti (  )  M (  ) (2.23) i 0 k GZd ( ). M (  ) M (  ) d (  ) (2.24) ti 00i 0 Trong đó: GZ() : Cánh tay đòn hồi phục tĩnh. GZ d () : Cánh tay đòn hồi phục động Qua phương trình trên cho ta thấy được nội dung cần thực hiện: 1. Xác định vế phải bằng bài toán ổn định của vật thể nổi thông thường: - Xác định các yếu tố tính nổi của dàn bán chìm; - Xác định cánh tay đòn ổn định tĩnh- cánh tay đòn hồi phục- (bằng mô men hồi phục chia cho lượng chiếm nước). 2. Xác định vế phải bằng bài toán chuyển động dao động 06 bậc tự do của giàn và tương tác của dòng chảy, sóng vào hệ dây neo: - Trong bài toán chuyển động dao động 06 bậc tự do quan tâm chủ yếu đến 3 bậc: lắc ngang (Roll); lắc đứng (Heave) và dịch chuyển ngang (Sway); - Trong bài toán tương tác của dòng chảy, sóng vào hệ dây neo [2] phải thiết lập được phương trình mô men gây nghiêng phụ thuộc vào phản lực của hệ dây neo. Ở 20
21. phương trình này cần xác định góc nghiêng nào của giàn phản lực của hệ dây neo bắt đầu xuất hiện phản lực. Điều đó có nghĩa là: hệ dây neo đóng vai trò hạn chế biên độ chuyển động dao động ngang (lắc ngang) của dàn. Sau khi giải quyết được các thành phần cơ cấu trong phương trình (2.23) và (2.24), sử dụng tài liệu đó để xây dựng đồ thị theo Qui phạm và theo Tiêu chuẩn Công trình biển – Tiêu chuẩn thực hành thiết kế neo ven bờ và các kết cấu nổi BS 6349. Giàn được xem là ổn định khi nó thỏa mãn các yêu cầu sau [2]; [5]: Tiêu chuẩn: a) A+B≥ 1,3(B+C) o b) 2 30 trong điều kiện bão cực đại o c) 1 15 d) GM ≥1,0 trong trạng thái vận hành, di chuyển và bão cực đại; ≥0,3 trong trạng thái chuyển đổi giữa các trạng thái trên. Hình 2.10- Sơ đồ tính toán ổn định giàn bán chìm Xét bài toán dựa trên quan điểm ổn động và tựa động của hệ neo Phương pháp luận để kiểm tra bền hệ thống neo của công trình nổi bằng cách sử dụng các mô phỏng tựa động và mô phỏng động ngẫu nhiên phi tuyến của dây neo theo phương pháp phân tích trong miền thời gian sử dụng kỹ thuật mô phỏng Monte- Carlo. Bài toán động ngẫu nhiên được thiết lập bởi các phương trình cơ bản của chuyển động của công trình nổi dưới tác dụng của các lực ngẫu nhiên. Phần mềm tính toán ứng dụng của phần này sử dụng phần mềm Hydrodynamics Response ANSYS- AQWA. 21
22. Phương trình chuyển động của công trình nổi như sau: ()M  ma  U  BU  KU Fexc (2.25) Trong đó: [M]: Ma trận khối lượng (ma trận quán tính); [ma]: Ma trận khối lượng nước kèm [B]: Ma trận cản; [K]: Ma trận độ cứng của hệ, được xác định từ các đặc trưng thủy tĩnh của vật thể, độ cứng phụ thêm của hệ neo và của nước dằn. U, U’, U’’: Là các véc tơ chuyển động, vận tốc và gia tốc chuyển động của giàn bán chìm Fexc: Các lực tác động cưỡng bức đến từ sóng tới và sóng nhiễu xạ Phản ứng X của kết cấu (RAO) dưới tác dụng của sóng ngẫu nhiên là tổng của tất cả các phản ứng thành phần cấu thành ra sóng ngẫu nhiên đó tạo nên: it() tj X()(,) t   aj f X j e (2. 26) j 1 f Xj(,): Hàm truyền (phức) thứ j của phản ứng Xj của kết cấu Phương pháp tựa động phân tích phản ứng ngẫu nhiên của dây neo [6], [8] Bài toán được giải trong miền thời gian do cần giải quyết bài toán phi tuyến dây neo. Phương pháp tựa động thích hợp cho neo giữ trong vùng có độ sâu nước nông và vừa. Đầu tiên khi chưa có ngoại lực tác dụng, công trình nổi thiết lập vị trí cân bằng ban đầu do sức căng ban đầu của dây neo. Sau đó dưới tác động của lực trung bình của sóng, gió, dòng chảy, công trình nổi sẽ dịch chuyển tới một vị trí cân bằng trung bình mới. Tại đây, ngoại lực được cân bằng bởi sức căng của các dây neo tài đầu dây. Quanh vị trí cân bằng mới này, công trình nổi sẽ thực hiện các chuyển động tần số thấp và tần số sóng. Lúc này, các lực quán tính được cân bằng với ngoại lực và lực căng của hệ dây. Ngoại lực tác dụng lên công trình nổi được neo giữ được phân chia thành các loại: lực trung bình, lực biến thiên chậm tần số thấp (Low Frequency), lực dao động tần số sóng (Wave Frequency), dẫn đến phản ứng đầu ra (lực căng) là mô phỏng gồm có 3 thành phần: - Phản ứng trung bình: Cân bằng tĩnh bởi lực trung bình - Phản ứng tần số thấp: Áp dụng các lực tần số thấp tại vị trí cân bằng; - Phản ứng tần số sóng: Thành phần thêm vào phản ứng tần số thấp 22
23. Các bước mô phỏng tựa động trong miền thời gian: Giai đoạn phân tích tĩnh: Các tải trọng trung bình tác dụng lên công trình đưa công trình đến một vị trí cân bằng tĩnh. Giai đoạn phân tích tựa động: Bài toán lặp theo thời gian. + Phản ứng tần số thấp: Tính động của phần công trình nổi (tức là tính tựa động của dây vì chỉ xét cho điểm đầu dây), tại mỗi thời điểm t trong cơn bão, dưới tác dụng của lực tần số thấp (lực bậc 2 QTF), giải phương trình (2.25) cho ra dịch chuyển tần số thấp δLF + Phản ứng tần số sóng (hiệu ứng bậc nhất): Thêm vào dịch chuyển bậc nhất gây ra bởi sóng (thông tin trong RAO): δWF. Dịch chuyển tổng cộng sẽ là: δtot= δWF+ δLF - Xác định được lực căng tương ứng tại điểm đầu dây ở thời điểm t. Lặp lại vòng lặp cho đến khi t=3 giờ, ghi lại được mô phỏng lực căng dây theo thời gian. Các quy ước tính toán trong miền thời gian theo phương pháp Monte Carlo: . Giả định: Các hiện tượng tần số thấp và tần số sóng xảy ra độc lập với nhau . Tín hiệu sóng: Phương pháp Monte Carlo cho phép biểu diễn một tập hợp sóng ngẫu nhiên (mật độ phổ sóng) bởi N (100- 5000) con sóng đơn Airy. (t )  ai cos(  i t i )   mM N 2 aSi 2 ( ) ;0 i 2 Trong đó: ():t Mặt đường nước tại thời điểm t; ai;;: i i Các thông số của sóng Airy thứ i; S():i Mật độ phổ của tần số ωi; . Các thông số tính toán: Một mô phỏng tựa động kéo dài 3 giờ, một bước thời gian thường lấy 1 giây; thời điểm bắt đầu ghi lại mô phỏng: sau khi 1 dây bị đứt hoặc khi hệ đã cân bằng. 23
24. Hình 2.11- Mô phỏng lực căng dây neo Hình 2.12- Hàm mật độ phổ sóng Airy Xác định lực căng thiết kế của dây neo theo miền thời gian Đối với mỗi trạng thái biển tính toán phải thực hiện n lần mô phỏng, mỗi lần trong 3 giờ. Các mô phỏng lực căng của dây neo được xây dựng theo mỗi bước thời gian. Mỗi mô phỏng 3 giờ cho 1 giá trị lực căng lớn nhất, từ đó tính được giá trị trung bình và độ lệch chuẩn của n lực căng lớn nhất đó và tính được lực căng lớn thiết kế của dây như sau: 1 n TT TD T M aT s , với: Mk n k 1 n 1 2 Và TTs (T k M ) n 1 k 1 Trong đó: TD: Lực căng thiết kế của dây; 24
25. n: Số lần mô phỏng; Tk: Trị lực căng lớn nhất ở đầu dây đạt được trong mô phỏng thứ k; TM: Giá trị trung bình của Tk sau n mô phỏng; Ts: Độ lệch chuẩn của (n-1) mô phỏng; a: Hệ số phụ thuộc vào n và phương pháp phân tích [6]; [7] Động lực học của dây neo- Phân tích đầy đủ trong miền thời gian Phương pháp này được áp dụng cho việc neo giữ ở vùng nước sâu hoặc điều kiện thời tiết rất khắc nghiệt. Trong phần nghiên cứu này, tác giả sử dụng module chương trình Hydrodynamics Response- ANSYS- AQWA. Bước thời gian tính động là 0,02 giây là cần thiết để đạt được một tín hiệu đầu ra tốt của lực căng động của dây neo, thậm chí nó còn cần phải giảm thêm nữa đối với trường hợp rất đặc biệt. Hệ số an toàn trong tính bền của dây neo: TBr SF  SF (2.27) TD Trong đó: TBr là lực đứt tới hạn của dây được cho trong số liệu đầu vào; [SF] là hệ số an toàn nhỏ nhất lấy theo quy phạm [3]. Trong bài toán này [SF]= 1,67. Lực căng thiết kế của dây neo theo miền thời gian TD, phải được tính toán thực hiện mô phỏng là 3 giờ (10800 giây) đối với mỗi trạng thái biển tính toán. 2.3 Kết luận Tính toán ổn định giàn bán chìm phức tạp hơn do: - Trong quá trình hoạt động, giàn có ba mớn nước đặc trưng khác nhau: mớn nước di chuyển, mớn nước vận hành và mớn nước nguy hiểm. - Trong quá trình dằn, các bề mặt chất lỏng tự do gây ảnh hưởng lớn đến ổn định. - Các chiều cao và kích thước của giàn là rất lớn, khi có sự dịch chuyển trọng tâm các vật, sự biển đổi vị trí trọng tâm theo phương dọc hay ngang lớn hơn. Điều này rất quan trọng đối với công tác vận hành thiết bị nâng. - Ổn định động hay tựa động của hệ neo trong thời gian khai thác quyết định ổn định của cả công trình. 25
26. CHƯƠNG III: ÁP DỤNG TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH CHO GIÀN KHOAN BÁN CHÌM TRONG ĐIỀU KIỆN VIỆT NAM 3.1 Xây dựng mô hình tính toán 3.1.1 Xây dựng mô hình tính toán bằng phần mềm ANSYS Trong chương này, tác giả tập trung phân tích, tính toán ổn định của công trình biển dạng bán tiềm thủy trong điều kiện biển Việt Nam. Tác giả không tham vọng tiến hành phân tích tất cả các trạng thái của giàn, mà chỉ tập trung nghiên cứu tính toán ổn định động của hệ neo giàn khoan bán tiềm thủy (bán chìm) trong điều kiện hoạt động dưới tác dụng của sóng và gió trong bão . Công trình được nghiên cứu có kết cấu như sau: Hình 3.1- Mô hình giàn khoan bán tiềm thủy Tác giả sử dụng module AQWA- ANSYS 17 để xây dựng mô hình và tính toán. Các thông số hình học của giàn bán chìm được cho trong bảng sau: Bảng 3.1. Thông số hình học của giàn bán chìm Chiều dài của giàn (m) 86.92 Chiều rộng của giàn (m) 86.92 Chiều cao giàn (m) 32 Mớn nước trong điều kiện hoạt động (m) 22 Trọng lượng giàn (DWT) 42200 Dạng của giàn Bán chìm Chiều sâu nước hoạt động (m) 1829 Chiều dài dây neo (m) 2140 Đường kính xích neo (m) 0,0762 26
27. Hình 3.2. Lưới phần tử hữu hạn cho mô hình giàn trong ANSYS Hình 3.3. Sơ đồ bố trí hệ thống neo cho công trình biển 3.1.2 Xây dựng điều kiện biên tính toán Điều kiện biên tính toán cho mô hình này bao gồm: chiều sâu khu nước (m); các điều kiện khí tượng thủy hải văn, hệ thống dây neo (trong điều kiện hoạt động). Chiều sâu hoạt động cho loại giàn này là 1829m nước, các điều kiện về khí tượng thủy văn được cho trong bảng sau: Bảng 3.2. Thông số khí tượng thủy văn Thông số sóng Gió Dòng chảy Thời Hs (m) Hmax Ts (s) Tz (s) Tốc độ Hướng Tốc độ Hướng gian (m) (m/s) (m/s) (o) lấy số liệu 27
28. (năm) 100 14.9 24.9 14.7 12.2 65.9 67.5 2.75 247.5 Hình 3.4. Phổ sóng P_M Hình 3.5. Đường mặt sóng theo thời gian 3.1.3 Kết quả phân tích chuyển động của giàn Sử dụng các kết quả tính toán để phân tích chuyển động của giàn theo thời gian trường hợp hướng sóng trùng với chiều dọc thân giàn: Hình 3.6. Chuyển động của giàn theo phương X (Surge) 28
29. Hình 3.7. Chuyển động xoay của giàn quanh trục X (Roll) Hình 3.8. Chuyển động của giàn theo phương Y (Sway) Hình 3.9. Chuyển động xoay của giàn quanh trục Y (Pitch) 29
30. Hình 3.10. Chuyển động của giàn theo phương Z (Heave) Hình 3.11. Chuyển động xoay của giàn theo phương Z (Yaw) Từ các kết quả trên cho thấy, khi hoạt động trong điều kiện bão biển ứng với các thông số của bão cực hạn 100 năm, chuyển động dạt ngang của dàn theo phương X là lớn nhất. Giá trị dạt ngang theo phương X của giàn lên tới 614,343 m. Đồng thời, chuyển động xoay quang trục Y lớn nhất đạt 18,41o (Pitch). Phân tích ổn định của dàn dựa vào lực căng của hệ neo 30
31. Lực căng cáp 1 (N) 1200000 1000000 800000 600000 Lực căng cáp 1 (N) 400000 200000 0 0 505 7895 1040 1529 2023 2546 3035 3521 4007 4493 4979 5465 5951 6437 6923 7409 8381 8867 9353 9839 10325 Hình 3.12. Lực căng cáp 1 theo thời gian (Tmin= 4,88 N; Tmax= 1129514,375 N) Lực căng cáp 1-1 800000 700000 600000 500000 400000 Lực căng cáp 1-1 300000 200000 100000 0 0 470 940 1410 1880 2350 2820 3290 3760 4230 4700 5170 5640 6110 6580 7050 7520 7990 8460 8930 9400 9870 10340 Hình 3.13. Lực căng cáp 1-1 theo thời gian (Tmin= 3,89 N; Tmax=704930,1 N) 31
32. Hình 3.14. Lực căng cáp 2 theo thời gian (Tmin= 8,16 N; Tmax=195356 N) Lực căng cáp 2-2 (N) 2000000 1800000 1600000 1400000 1200000 1000000 800000 Lực căng cáp 2-2 (N) 600000 400000 200000 0 0 2058 4116 9261 1029 3087 5145 6174 7203 8232 514.5 10290 4630.5 6688.5 1543.5 2572.5 3601.5 5659.5 7717.5 8746.5 9775.5 Hình 3.13. Lực căng cáp 2-2 theo thời gian (Tmin= 25,73 N; Tmax=1723104,5 N) 32
33. Hình 3.15. Lực căng cáp 3 theo thời gian (Tmin= 189,55 N; Tmax=12114905 N) Hình 3.16. Lực căng cáp 3-3 theo thời gian (Tmin= 97,25 N; Tmax=1847831 N) 33
34. Lực căng cáp 4 (N) 9000000 8000000 7000000 6000000 5000000 4000000 Lực căng cáp 4 (N) 3000000 2000000 1000000 0 0 982 491 2455 4910 6383 7856 1473 1964 2946 3437 3928 4419 5401 5892 6874 7365 8347 8838 9329 9820 10311 Hình 3.17. Lực căng cáp 4 theo thời gian (Tmin= 83,95 N; Tmax=7713908 N) Hình 3.18. Lực căng cáp 4 theo thời gian (Tmin= 26,61 N; Tmax=3569329 N) 34
35. Bảng 3.3. Kết quả tính toán lực căng hệ neo và hệ số an toàn SF Cáp Lực căng (N) Lực căng (N) TD (N) SF MIN 4.88 1 564759.63 3.53 MAX 1129514.38 MIN 3.89 1_1 352467.00 3.48 MAX 704930.10 MIN 8.16 2 97682.08 2.69 MAX 195356 MIN 25.73 2_2 861565.12 3.56 MAX 1723104.50 MIN 189.55 3 6057547.28 1.08 MAX 12114905.00 MIN 97.25 3_3 923964.13 3.05 MAX 1847831.00 MIN 83.95 4 3856995.98 1.69 MAX 7713908.00 MIN 26.61 4_4 1784677.81 3.65 MAX 3569329.00 Nhìn vào bảng 3.3 ta thấy răng, khi giàn ở trong trạng thái hoạt động; cáp số 3 không đảm bảo an toàn bị đứt, dẫn đến giàn bị trôi dạt theo phương X xấp xỉ 615 m. 35
36. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ 1.Kết luận Đề tài đã trình bày tổng quan về công trình biển bán chìm, cở sở lý thuyết đánh giá độ ổn định của loại công trình này trong điều kiện biển Việt Nam khi xảy ra bất lợi về thời tiết. Tác giả đề tài cũng đã sử dụng mô hình toán học hiện đại, module ANSYS- AQWA 17 và phương pháp đồ thị để phân tích ổn định hệ neo công trình theo các Tiêu chuẩn và Qui phạm hiện hành, từ đó đánh giá chung về ổn định công trình biển trong điều kiện thời tiết biển khắc nghiệt. Kết quả thu được cho thấy rằng, công trình biển bán tiềm thủy không ổn định trong điều kiện bão biển Việt Nam, với các thông số được lấy cho bão cực đại 100 năm. 2.Kiến nghị Từ kết quả tính toán phân tích ổn định động của hệ neo, ta thấy rằng cần phải nghiên cứu các giải pháp tăng cường ổn định cho hệ neo, ví dụ: gắn thêm các đối trọng, tăng đường kính đoạn xích gần điểm neo để cho công trình hoạt động được bình thường trong khu nước từ 1000m đến 2000m nước, đảm bảo năng suất khai thác dầu khí nói riêng và an ninh quốc phòng nói chung đạt hiệu quả cao. 36
37. TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Công trình biển di động- Qui phạm phân cấp và chế tạo- Phân cấp. TCVN 5309- 2001 [2] Công trình biển di động- Qui phạm phân cấp và chế tạo- Ổn định. TCVN 5312-2001 [3] Triantafyllon M.S “Preliminary Design of Mooring Systems”, Journal of Ship Research, Vol.26, No.1, March 1982. [4] N.Takarada, T.Nakajima, R.Inoue “A phenomenon of large steady tilt of a semi- submersible Platform in combined environmental Loadings” Third International Conference of Stability of ship and Ocean Vehicles, Gdansk, September 1986. [5] PGS. TS Nguyễn Hữu Đẩu- BS 6349: Part6: 1991- Tiêu chuẩn Thực hành kết cấu neo ven bờ và các kết cấu nổi 37