閆功偉，歐進(jìn)萍，2

（1.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，哈爾濱 150090；2.大連理工大學(xué) 建設(shè)工程學(xué)部，大連 116024）

張力腿平臺(tái)（Tension Leg Platform，簡(jiǎn)稱TLP），由甲板、立柱、浮筒、張力腿、立管和基礎(chǔ)等幾部分組成，是一種已經(jīng)被廣泛應(yīng)用于世界深海油氣工程中的半固定半順應(yīng)式平臺(tái)。它通過(guò)平行且張緊的豎向張力腿系統(tǒng)與海底相連，保證了平臺(tái)在縱、橫搖和垂蕩方向上的良好性能。而平臺(tái)在縱、橫蕩和首搖方向上則具有順應(yīng)式平臺(tái)的特征，以很大的慣性力來(lái)平衡外荷載，具有較小的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)。然而當(dāng)環(huán)境條件更為惡劣或平臺(tái)就位水深更深時(shí)，平臺(tái)縱、橫蕩及垂蕩方向的運(yùn)動(dòng)就很難再滿足生產(chǎn)的要求，這在很大程度上限制了TLP在更深海域的應(yīng)用。

國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者已經(jīng)對(duì)TLP做了大量的研究，主要集中在TLP環(huán)境載荷及其耦合作用、平臺(tái)形式創(chuàng)新和平臺(tái)動(dòng)力響應(yīng)問(wèn)題上。Donley等［1］對(duì)受到浪、流共同作用的TLP進(jìn)行了隨機(jī)響應(yīng)分析。Vickery［2］從理論和實(shí)驗(yàn)兩方面研究了風(fēng)力和波浪對(duì)TLP的耦合作用。Kim等［3］指出張力腿和立管均會(huì)對(duì)深水TLP貢獻(xiàn)剛度、阻尼及質(zhì)量，因此數(shù)值模擬中使用包括張力腿、立管及主體的耦合系統(tǒng)是必要的。胡志敏等［4］對(duì)波浪載荷的輻射效應(yīng)深入研究，并以附加質(zhì)量、附加阻尼等水動(dòng)力參數(shù)的形式計(jì)算了輻射效應(yīng)對(duì)TLP的載荷影響。曾曉輝［5-6］等考慮了多種非線性因素對(duì)TLP動(dòng)力響應(yīng)的影響，推導(dǎo)了TLP六自由度非線性運(yùn)動(dòng)方程，并對(duì)平臺(tái)在有限振幅和有限位移條件下的動(dòng)力響應(yīng)分別進(jìn)行了研究。Taflanidis等［7］研究設(shè)計(jì)了一個(gè)質(zhì)量阻尼器，用于減小平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)。Yang等［8］進(jìn)行了位于墨西哥灣的延伸式TLP平臺(tái)在極端海況下張力腿斷開(kāi)時(shí)瞬態(tài)效應(yīng)的數(shù)值模擬。

本文提出了在傳統(tǒng)式TLP平臺(tái)張力腿上附加浮筒的新型優(yōu)化方案，根據(jù)我國(guó)南海某海域?qū)嶋H海況，分別計(jì)算了平臺(tái)受到的風(fēng)、浪、流及其聯(lián)合作用，對(duì)比分析了附加浮筒凈浮力大小及其就位水深對(duì)平臺(tái)整體運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的影響，并進(jìn)一步模擬了在風(fēng)、流和隨機(jī)波浪共同作用下附加浮筒平臺(tái)的多體耦合運(yùn)動(dòng)響應(yīng)。

定性分析可知，附加浮筒提高了張力腿的內(nèi)張力，增加了張力腿對(duì)平臺(tái)上體的系泊作用，從而能夠減小平臺(tái)在各方向上的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)。附加浮筒自身的水動(dòng)力性能將會(huì)影響到平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，同時(shí)將系泊系統(tǒng)分成了上、下兩個(gè)部分。這樣還可以降低對(duì)平臺(tái)上體與附加浮筒之間的系泊索的內(nèi)張力要求，減小張力腿平臺(tái)對(duì)上體荷載的敏感性，適應(yīng)不同的海況和工作條件。

除了定性分析，本文還通過(guò)數(shù)值模擬實(shí)現(xiàn)了對(duì)平臺(tái)上體、多個(gè)浮筒和上、下兩段張力腿之間的多體耦合運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的分析。多體之間的耦合運(yùn)動(dòng)響應(yīng)是數(shù)值模擬的重點(diǎn)和難點(diǎn)，需要根據(jù)各浮體和張力腿的運(yùn)動(dòng)方程和相互之間的協(xié)調(diào)條件進(jìn)行復(fù)雜的迭代求解。

1 多體耦合運(yùn)動(dòng)分析模型

1.1 模型參數(shù)

本文的分析是作為一般方法考慮的，但具體數(shù)值計(jì)算將采用下面經(jīng)過(guò)總體設(shè)計(jì)的傳統(tǒng)式TLP平臺(tái)及參數(shù)，如圖1所示，平臺(tái)關(guān)于x軸和y軸對(duì)稱。下文給出平臺(tái)上體、張力腿及附加浮筒的形式及參數(shù)。

表1給出了用于分析的傳統(tǒng)式TLP平臺(tái)上體的主要參數(shù)。表2中列出了張力腿的參數(shù)，包括張力腿的直徑、壁厚、就位長(zhǎng)度和組成。圖1為T(mén)LP上體示意圖。

圖1 TLP主體Fig.1 Hull of TLP

表1 TLP主要參數(shù)Tab.1 TLP Parameters

表2 張力腿參數(shù)Tab.2 Tendon parameters

圖2為平臺(tái)張力腿上附加浮筒后的就位示意圖。附加浮筒沒(méi)入海平面以下較深處，連接上、下兩端張力腿，具體的參數(shù)在下文與數(shù)值模擬考慮的工況一起給出。

1.2 時(shí)域下多體耦合迭代求解方法

分別建立張力腿平臺(tái)上體、附加附體、上段張力腿和下段張力腿的運(yùn)動(dòng)方程，將各浮體的系泊力和張力腿的端部節(jié)點(diǎn)力單獨(dú)列于方程右側(cè)，兩者是成對(duì)的作用與反作用力，以此為連接可以將各運(yùn)動(dòng)方程聯(lián)立，在時(shí)域下通過(guò)迭代考慮各浮體和張立腿之間的耦合運(yùn)動(dòng)效應(yīng)。

t時(shí)刻，前文提到的各個(gè)浮體和張力腿的運(yùn)動(dòng)方程均可以表示成如下形式：

圖2 帶有附加浮筒的TLPFig.2 TLP with additional pontoons

其中：M為各浮體和張力腿的總質(zhì)量矩陣（包含由于運(yùn)動(dòng)而產(chǎn)生的附近質(zhì)量矩陣）；Fm為各浮體受到的系泊力或者各張力腿的端部節(jié)點(diǎn)力矢量；C為各浮體和張力腿運(yùn)動(dòng)的阻尼系數(shù)（包括流體粘滯阻尼系數(shù)和因運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的輻射阻尼系數(shù)）；K為各浮體和張力腿單獨(dú)運(yùn)動(dòng)的剛度矩陣；Fi為各浮體和張力腿受到的其他載荷作用矢量。（t），（t），X（t）分別為各浮體和張力腿運(yùn)動(dòng)的加速度、速度和位移矢量。方程中各變量單位均采用國(guó)際單位制。

各浮體與張力腿之間為剛接，還需滿足受力、運(yùn)動(dòng)及變形協(xié)調(diào)的條件。

根據(jù)上述運(yùn)動(dòng)方程及協(xié)調(diào)條件建立迭代求解的格式，對(duì)于（t+dt）時(shí)刻：

則：

上述多體耦合運(yùn)動(dòng)的迭代求解格式，實(shí)際上是逐步逼近多體之間的受力及變形協(xié)調(diào)條件的過(guò)程。由于方程右側(cè)各荷載的計(jì)算也與各體的位移和速度有關(guān)，浮體的系泊力與系泊索頂端張力這一對(duì)作用與反作用力與各體的變形與運(yùn)動(dòng)響應(yīng)相關(guān)，因此，多體耦合的問(wèn)題將是一個(gè)復(fù)雜的循環(huán)迭代求解過(guò)程。本文通過(guò)數(shù)值模擬的方法來(lái)實(shí)現(xiàn)多體的耦合運(yùn)動(dòng)的模擬及求解。

2 TLP所受環(huán)境載荷

TLP就位于深海環(huán)境當(dāng)中，會(huì)受到風(fēng)、浪、流及其聯(lián)合作用，本文此節(jié)主要結(jié)合我國(guó)南海典型海況環(huán)境條件，分析在不同荷載作用下平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)。

2.1 環(huán)境條件

平臺(tái)響應(yīng)分析選用的海洋環(huán)境參數(shù)為本研究項(xiàng)目基礎(chǔ)資料中給出的我國(guó)南海某海域百年以上海況條件，如表3所示，其中給出了該海域的平均風(fēng)速、平均流速、有義波高、譜峰周期等參數(shù)。

表3 環(huán)境參數(shù)Tab.3 Environment parameters

選擇風(fēng)、浪、流的入射角均為零的最不利工況，根據(jù)平臺(tái)整體設(shè)計(jì)結(jié)果，計(jì)算結(jié)構(gòu)總的風(fēng)力，可以得出平臺(tái)上體總風(fēng)力系數(shù)CW總=1.3E3 kg/m，計(jì)算平臺(tái)上體所受總得流力，得出平臺(tái)上體總流力系數(shù)CC總=4.330E5 kg/m。

3 模型水動(dòng)力參數(shù)計(jì)算

以前文給定模型為研究對(duì)象，下文給出該模型的各水動(dòng)力參數(shù)。

波浪力也可稱為波浪激振力，與波浪運(yùn)動(dòng)有關(guān)，引起浮體的搖蕩運(yùn)動(dòng)。根據(jù)繞射和輻射理論，浮體受到的波浪力可以分為入射波浪力（F-K力）、繞射波浪力和輻射波浪力［9］。

具體數(shù)值計(jì)算可采用AQWA-LINE軟件模塊對(duì)平臺(tái)上體的自由浮體狀態(tài)進(jìn)行數(shù)值模擬。

3.1 平臺(tái)上體水動(dòng)力參數(shù)

3.1.1 F-K 力

佛勞得-克利洛夫力（Froude-Krylov force，簡(jiǎn)稱F-K力）由未擾動(dòng)波浪下的動(dòng)態(tài)壓力場(chǎng)引起。它和繞射力共同組成了在規(guī)則波下作用在浮體上的非粘性力。

在單位波幅波浪作用下給定平臺(tái)上體受到的F-K力如圖3所示。

圖3 平臺(tái)上體各方向F-K力Fig.3 F-K loads of TLP hull

3.1.2 繞射力

當(dāng)浮體尺度與波浪相比較大時(shí)，入射波浪在遇到靜止浮體時(shí)，在其表面產(chǎn)生一個(gè)向外散射的波浪，從而與入射波浪疊加形成新的波浪場(chǎng)，這種現(xiàn)象稱之為浮體的繞射現(xiàn)象，而靜止浮體受到繞射波浪場(chǎng)作的作用稱之為繞射力。它實(shí)際上是對(duì)“弗勞德-克雷洛夫”假定的修正，當(dāng)物體的尺寸相對(duì)于波長(zhǎng)較小時(shí)（物體特征尺寸小于波長(zhǎng)的20%），繞射力可忽略不計(jì)。本例中，單位波幅波浪作用下TLP上體受到的繞射力如圖4所示。

圖4 平臺(tái)上體繞射力Fig.4 Diffraction loads of TLP hull

3.1.3 平均波浪漂移力

波浪漂移力表示的是波浪產(chǎn)生的持續(xù)的平均波浪阻抗，為二階量。通常計(jì)算平均漂移力分遠(yuǎn)場(chǎng)解法和近場(chǎng)解法，前者可求得縱、橫蕩和首搖3個(gè)分量，而后者可求得全部6個(gè)分量［10］。本例中平臺(tái)關(guān)于x、y軸對(duì)稱，波浪0°入射，采用遠(yuǎn)程解法可以計(jì)算出平臺(tái)在單位波幅波浪作用下的縱蕩方向上的平均波浪漂移力，其取值如圖5所示。

圖5 平臺(tái)上體平均波浪漂移力Fig.5 Mean drift force of TLP hull

3.1.4 輻射阻尼

輻射力是物體在由于自身運(yùn)動(dòng)而產(chǎn)生的輻射波浪場(chǎng)中所受到的阻力，可以用輻射阻尼來(lái)表征。平臺(tái)輻射阻尼是一個(gè)6×6的矩陣。由于平臺(tái)的對(duì)稱性，R11=R22，R44=R55，R15=-R24，Rij=Rji。圖 6 給出了平臺(tái)上體輻射阻尼的取值，其他未列出來(lái)Rij均為零。

圖6 平臺(tái)上體輻射阻尼Fig.6 Radiation damping of TLP hull

3.1.5 附加質(zhì)量

當(dāng)浮體在水中加速運(yùn)動(dòng)時(shí)，會(huì)帶動(dòng)周?chē)黧w做加速運(yùn)動(dòng)，流體的慣性就會(huì)表現(xiàn)為對(duì)浮體的反作用力，這個(gè)力被稱作浮體的附加質(zhì)量力。

平臺(tái)上體的附加質(zhì)量也是一個(gè)6×6的矩陣，由于平臺(tái)的對(duì)稱性，M11=M22，M44=M55，M15=-M24，Mij=Mji，圖7給出了平臺(tái)上體附加質(zhì)量的取值，其他未列出來(lái)的值為零。

圖7 平臺(tái)上體附加質(zhì)量Fig.7 Added mass of TLP hull

3.2 單個(gè)附加浮筒的水動(dòng)力參數(shù)

3.2.1 輻射阻尼

附加浮筒設(shè)置在海面較深處，且尺寸比平臺(tái)主體小很多，其輻射阻尼遠(yuǎn)小于平臺(tái)上體的輻射阻尼。因此整體計(jì)算中忽略了附加浮筒的輻射阻尼對(duì)平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)影響。

3.2.2 附加質(zhì)量

附加浮筒完全浸入水中，不隨水深變化而變化。單個(gè)附加浮筒的附加質(zhì)量由其尺寸決定，由模擬軟件自動(dòng)根據(jù)尺寸計(jì)算得出。

4 數(shù)值模擬及運(yùn)動(dòng)響應(yīng)分析對(duì)比

4.1 數(shù)值模擬流程［11］

（1）建立平臺(tái)上體及附加浮筒的水動(dòng)力模型。

（2）計(jì)算平臺(tái)上體及附加浮筒的水動(dòng)力參數(shù)：RAOs，附加質(zhì)量，附加阻尼，波浪荷載和平均波浪漂移力等信息。

（3）增加系泊系統(tǒng)，即張力腿系統(tǒng)，將平臺(tái)上體和附加浮筒連接，并固定于海底，分析該耦合系統(tǒng)分別在風(fēng)、浪、流載荷及其聯(lián)合作用下的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)。

（4）對(duì)分析結(jié)果進(jìn)行提取分析處理，給出結(jié)論。

4.2 平臺(tái)的數(shù)值模擬工況

本文考慮荷載的最不利情況，假設(shè)風(fēng)浪流載荷均沿0°角入射，則平臺(tái)主要產(chǎn)生縱蕩、垂蕩和縱搖運(yùn)動(dòng)，主要分以下工況分析平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)：

（1）附加浮筒位置改變：以附加浮筒提供凈浮力為平臺(tái)0.6倍凈浮力的參數(shù)為基準(zhǔn)，分別考慮附加浮筒質(zhì)心距靜海面距離為：100 m，200 m，300 m，400 m，500 m時(shí)附加浮筒的水動(dòng)力參數(shù)及平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的分析；

（2）附加浮筒浮力改變：以附加浮筒質(zhì)心距海面100 m為基準(zhǔn)，分別考慮附加浮筒凈浮力為平臺(tái)上體凈浮力的1 倍、0.8 倍、0.6 倍、0.4 倍0.2 倍。

相應(yīng)的附加浮筒尺寸如表4所示。

表4 附加浮筒參數(shù)確定Tab.4 Parameters of additional pontoon

浮筒的平均密度按經(jīng)驗(yàn)可以取為180 kg/m3。根據(jù)以上參數(shù)可以計(jì)算出單個(gè)浮筒各方向上的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量，在計(jì)算平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)時(shí)需要用到。

4.3 不同環(huán)境荷載作用分析

考慮附加浮筒的不同水深及不同浮力大小，分別對(duì)風(fēng)荷載、流荷載、規(guī)則波浪荷載及其聯(lián)合作用下TLP平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行數(shù)值分析，將結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。

圖8是平臺(tái)在不同水深附加0.6倍凈浮力浮筒時(shí)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)分析結(jié)果，圖9是平臺(tái)在100 m水深附加不同浮力浮筒時(shí)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)分析結(jié)果。表5是無(wú)附加浮筒時(shí)各荷載下平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)極值及各荷載對(duì)平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的貢獻(xiàn)比例分析。

圖8 平臺(tái)在不同水深附加浮筒時(shí)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)分析Fig.8 Motion responses of TLP added pontoons in different depth

表5 各荷載作用下無(wú)附加浮筒TLP的極值響應(yīng)分析Tab.5 Extreme response analysis of TLP with different loads

結(jié)合平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)時(shí)程，由圖8、9和表5可以看出：

（1）TLP平臺(tái)有無(wú)附加浮筒時(shí)，均在入射角為0°的平均風(fēng)、流荷載的作用下產(chǎn)生明顯的縱蕩和垂蕩響應(yīng)和較小的縱搖響應(yīng)，風(fēng)和流的作用效果接近。波浪使得平臺(tái)在新的平衡位置發(fā)生在縱蕩、垂蕩和縱搖方向上的往復(fù)運(yùn)動(dòng)，并對(duì)平臺(tái)的縱搖起決定性作用；

（2）風(fēng)、浪、流聯(lián)合作用下平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)極值大于其單獨(dú)作用之和，這是因?yàn)槠脚_(tái)上體和張力腿系統(tǒng)之間存在耦合效應(yīng)，比如平臺(tái)遠(yuǎn)離平衡位置時(shí)會(huì)減小平行張力腿系統(tǒng)對(duì)平臺(tái)垂蕩方向和縱搖方向的剛度貢獻(xiàn)，而縱蕩方向改變不明顯，各荷載對(duì)平臺(tái)各方向運(yùn)動(dòng)響應(yīng)貢獻(xiàn)比例如表6所示；

（3）由圖8可知，附加浮筒后平臺(tái)各工況下的縱蕩和垂蕩響應(yīng)明顯減?。桓鞴r下平臺(tái)的縱搖響應(yīng)大小不一，但總體取值較小。以在張力腿100 m處附加0.2倍上體凈浮力浮筒為例，風(fēng)、浪聯(lián)合作用下，平臺(tái)縱蕩峰值減小14.20%，垂蕩峰值減小27.28%，縱搖極值減小 18.58%；

（4）隨著附加浮筒位置降低，縱蕩方向：風(fēng)或流單獨(dú)作用時(shí)平臺(tái)響應(yīng)均線性遞增，波浪載荷作用時(shí)平臺(tái)響應(yīng)先增后減，聯(lián)合作用時(shí)平臺(tái)響應(yīng)先減后增，在300 m時(shí)為最小值；垂蕩方向（負(fù)值，取絕對(duì)值來(lái)衡量大?。猴L(fēng)和流對(duì)應(yīng)線性遞增，波浪對(duì)應(yīng)先減后增，聯(lián)合對(duì)應(yīng)先減后增，在300 m時(shí)為最小值；縱搖方向：對(duì)風(fēng)或流作用影響不明顯，波浪對(duì)應(yīng)先減后增，會(huì)超過(guò)無(wú)附加浮筒響應(yīng)，聯(lián)合對(duì)應(yīng)100 m位置響應(yīng)最小，無(wú)明顯變化規(guī)律；

（5）由圖9可以看出，隨著附加浮筒凈浮力減小，縱蕩方向：風(fēng)和流對(duì)應(yīng)響應(yīng)明顯遞增，波浪對(duì)應(yīng)小幅遞減，聯(lián)合對(duì)應(yīng)明顯遞增；垂蕩方向：風(fēng)和流對(duì)應(yīng)明顯遞增，波浪對(duì)應(yīng)明顯遞減，聯(lián)合對(duì)應(yīng)明顯遞增；縱搖方向：對(duì)風(fēng)或流作用影響不明顯，波浪對(duì)應(yīng)先減后增，會(huì)超過(guò)無(wú)附加浮筒響應(yīng)，在400 m位置為最小值，聯(lián)合對(duì)應(yīng)先減后增，會(huì)超過(guò)無(wú)附加浮筒響應(yīng)，在300 m位置為最小值。

5 隨機(jī)波浪作用下平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)

前文表3中給出了我國(guó)南海某海域可以用JONSWAP譜表達(dá)的波浪參數(shù)，同時(shí)考慮風(fēng)、流以及隨機(jī)波浪聯(lián)合作用，模擬得出附加浮筒平臺(tái)和原傳統(tǒng)式平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)對(duì)比，如圖10～圖12所示。

需要說(shuō)明的是，數(shù)值分析模型中TLP平臺(tái)的初始重心位置為（0，0，13.33 m），垂蕩響應(yīng)大小等于 13.33 m-重心垂蕩時(shí)程坐標(biāo)。

由圖10（a）可知，附加浮筒后TLP平臺(tái)縱蕩響應(yīng)及縱蕩慢漂響應(yīng)明顯減小；由圖10（b）和圖10（c）可知，附加浮筒后TLP平臺(tái)縱蕩波頻響應(yīng)有所增大，但響應(yīng)頻率分布特征沒(méi)有明顯變化。

由圖11（a）可知，附加浮筒后TLP平臺(tái)垂蕩響應(yīng)及垂蕩慢漂響應(yīng)明顯減小；由圖11（b）和圖11（c）可知，附加浮筒后TLP平臺(tái)垂蕩波頻響應(yīng)及頻率特征沒(méi)有明顯變化。

由圖12（a）可知，附加浮筒后TLP平臺(tái)縱搖慢漂響應(yīng)略微減小，而總的縱搖響應(yīng)卻略有增大；由圖12（b）可知，附加浮筒下平臺(tái)縱搖響應(yīng)的波頻成分有所增加，但仍處于小值；由圖12（c）可知，附加浮筒后平臺(tái)的縱搖響應(yīng)的低頻部分所占比例增加了，但同時(shí)使得平臺(tái)出現(xiàn)了更高的響應(yīng)頻率。

以上變化的具體大小將在下文的統(tǒng)計(jì)值中予以說(shuō)明。

如表6所示為平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的統(tǒng)計(jì)信息，可知：

（1）附加浮筒前后，平臺(tái)縱蕩低頻響應(yīng)均方差平方與總體均方差平方比值由80.81%增加為82.95%，響應(yīng)均值減小了18.65%，響應(yīng)極值減小了15.17%；

（2）附加浮筒前后，平臺(tái)垂蕩低頻響應(yīng)均方差平方與總體均方差平方比值由88.34%增加為89.55%，變化不大，響應(yīng)均值減小了43.56%，響應(yīng)極值減小了35.01%；

（3）附加浮筒前后，平臺(tái)縱搖低頻響應(yīng)均方差平方與總體均方差平方比值由7.35%增加為8.36%，響應(yīng)均值減小了21.36%，響應(yīng)極值增加了5.72%。

表6 平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)統(tǒng)計(jì)值Tab.6 Dynamic response statistical values of TLP

6 結(jié)論

本文通過(guò)在張力腿上附加浮筒來(lái)改良TLP平臺(tái)的性能，建立了改良平臺(tái)的多體耦合運(yùn)動(dòng)模型并用數(shù)值模擬的方法進(jìn)行了響應(yīng)分析。由以上分析內(nèi)容可以到以下幾點(diǎn)主要結(jié)論：

（1）考慮風(fēng)、浪、流的聯(lián)合作用與分別考慮風(fēng)、浪、流的作用并求和相比，前者會(huì)激起更大的TLP平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)極值，增量分別為縱蕩（0.4%）、垂蕩（94%）、縱搖（29%）。風(fēng)、流、浪分別作用下TLP平臺(tái)各方向運(yùn)動(dòng)響應(yīng)極值比約為縱蕩 （0.42∶0.48∶0.1），垂蕩（0.33∶0.55∶0.12），縱搖（0.22∶0.13∶0.65）。這表明，風(fēng)和流荷載主要引起了平臺(tái)的縱蕩（90%）和垂蕩（88%），而波浪主要引起平臺(tái)的縱搖（65%）。這是因?yàn)轱L(fēng)、流荷載為主要的水平荷載作用，而張力腿系泊系統(tǒng)在水平方向給平臺(tái)提供的剛度很小，使得平臺(tái)縱蕩很大，同時(shí)由于張力腿的系泊作用，平臺(tái)較大的縱蕩就會(huì)引起較大的垂蕩，而波浪為具有一定周期性的時(shí)變力，在平臺(tái)縱搖上的貢獻(xiàn)較大。

（2）對(duì)不同工況數(shù)值模擬得出，附加浮筒可以顯著降低各環(huán)境荷載單獨(dú)及聯(lián)合作用下的張力腿平臺(tái)的縱蕩和垂蕩響應(yīng)極值，作用效果受到附加浮筒就位水深和凈浮力的影響，凈浮力大小的影響更為明顯。附加浮筒對(duì)平臺(tái)的縱搖沒(méi)有明顯一致的作用，隨著附加浮筒不同的凈浮力和就位水深而增加或減小。以在張力腿100 m處附加0.2倍上體凈浮力浮筒為例，風(fēng)、浪聯(lián)合作用下，平臺(tái)縱蕩峰值減小14.20%，垂蕩峰值減小27.28%，縱搖極值減小18.58%，其他工況的具體效果可以從圖8和圖9中得出。

（3）在風(fēng)、流和隨機(jī)波浪聯(lián)合作用下，附加浮筒平臺(tái)和未附加浮筒平臺(tái)在各方向運(yùn)動(dòng)響應(yīng)極值比分別為縱蕩（0.85∶1）、垂蕩（0.65∶1）、縱搖（1.06∶1），這表明附加浮筒能夠明顯減小平臺(tái)的縱蕩（減小15.17%）和垂蕩（35.01%）極值響應(yīng)，而平臺(tái)的縱搖會(huì)略有增加。各方向響應(yīng)均值會(huì)明顯減小，縱蕩方向減小了18.65%，垂蕩方向減小了43.56%，縱搖方向減小了21.36%。分析可知，附加浮筒主要減小了平臺(tái)在各方向上的慢漂響應(yīng)，而對(duì)平臺(tái)在該方向上的波頻響應(yīng)的大小及頻率成分沒(méi)有明顯影響，還會(huì)使得縱搖響應(yīng)極值有所增加。

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