冰区核电平台系泊设计及影响研究

2021-06-03李红霞季顺迎

船舶力学 2021年5期

王莹，李红霞，黄一，季顺迎

（大连理工大学运载工程与力学学部，辽宁大连116024）

0 引言

极区海洋开发活动逐年增加，海上用电需求不断增长，急需能源支撑。海上浮式核电站可为海洋开发工作提供持续稳定的能源支持[1]，具有其它能源不可比拟的优势和广阔的应用前景。国内外学者针对海洋浮式核电平台概念设计、海上平台冰载荷预报及海上浮式平台系泊系统设计等方面，开展了深入研究。2014年，美国麻省理工学院[2]在美国小型模块化反应堆研讨会上提出一种新的浮动式核电站概念；Hu 和Guo[3]研究了海洋环境下浮动核电平台的堆芯失稳问题。在冰载荷研究方面，季顺迎团队[4-5]成功运用离散单元法模拟了浮冰与船体之间的相互作用，求解出动态冰载荷，自主研发了冰载荷预报软件Sdem，为冰区海洋平台的结构设计和疲劳分析提供了依据；Hamidreza 和Morteza[6]研究了悬链线式系泊参数对半潜式平台动力响应的影响；康庄和付森等[7]从平台位移与慢漂运动控制方面对SPAR 平台张紧式与半张紧式系泊性能进行了对比分析；Liu 等[8]研究了单点式系泊FPSO 在风浪流载荷下的运动响应与系泊力。但目前的研究很少涉及冰区浮式核电平台在冰载荷作用下的系泊响应和平台定位问题。

本文针对在北极地区1 000 m 水深作业的浮式核电平台概念，考虑风、浪、流及平整海冰作用，采用时域耦合分析方法对平台的运动响应和系泊张力进行分析；同时研究了系泊参数的影响规律，并以减小平台运动响应为目标对系泊系统进行优化设计，最终提出适用于极区核电平台作业的半张紧式系泊方案。

1 时域耦合分析方法

浮式平台的运动方程见式（1）和（2），其中包含惯性力、阻尼力、回复力、系泊力及环境载荷：

式中，下标1 和2 分别表示内外平台，[aij]为质量矩阵；[mij(t)]为附加质量矩阵；[Cij]为阻尼力矩阵；[Kij(t)]为回复刚度矩阵；[KTij(t)]为张力腿系泊刚度，仅有KT33、KT44和KT55为非零项的斜对角矩阵，对应垂荡、横摇和纵摇刚度；[FC(x˙j,t)]为迟滞阻尼力[9]；[Fi(t)]为环境载荷，包括风力、流力及波浪激励力；[F1i(t)]为内外结构相互作用力，F1i(t) =( f1(x,t),f2(x,t),f3(x,t),0,0,f6(x,t))T；[Fmi(t)]为外平台系泊力，假定系泊缆运动限制在同一水平面内；[xj(t)]、[x˙j(t)]及[x¨j(t)]分别为位移、速度及加速度矩阵[10]。

对于有系泊系统的浮式平台动力分析常采用集中质量法，将系泊缆进行离散，每段用一质点表示，质点间通过弹簧连接，最终结合运动方程求解浮体的运动响应及各缆绳的张力响应结果。

2 基本参数

该浮式核电平台共包含三部分：内部核堆支撑平台、连接机构和外部环境承载平台。外平台为圆台对接的沙漏型结构，内平台为圆柱型结构，主要用来放置核反应堆装置[2]。该平台的系泊系统由内部张力腿和外部半张紧式系泊构成，可巧妙约束平台六个自由度的运动。平台的主要参数如表1 和表2所示，平台设计总布置如图1所示。

根据北极典型海域的海况统计情况，选取无冰时的作业工况与百年一遇生存工况如表3 所示。一般浪风流同向时系泊系统受力较大，故本文后续所有计算中浪风流均取为同向，浪向角分别取0°（Between lines）和45°（In lines）方向。

表1 内部平台主要参数Tab.1 Main parameters of inner platform

表2 外部平台主要参数Tab.2 Main parameters of outer platform

图1 冰区核电平台总布置图Fig.1 Layout of nuclear power platform

表3 北极海域计算海况Tab.3 Calculated sea conditions of arctic zone

锚泊系统设计的规范主要包括API RP 2SK 和API RP 2SM 规范，其中锚泊线的张力限制、安全系数和水平偏移量要求如表4所示。

表4 作业工况下锚泊张力限制和位移要求（API）Tab.4 Tension and displacement requirements of mooring lines under working conditions

本平台采用半张紧式系泊系统，对比不同数量系泊缆的特性，考虑经济性和安全性，初选为12根系泊缆，且均为三段式，3 根为一组对称布置，共4 组。导缆孔位于外部平台下缘，故初始系泊方案布置如图2所示，具体系泊参数如表5所示，锚泊线的分段成分如表6所示。

图2 系泊方案总布置图Fig.2 Layout of primary mooring system

表5 初始系泊方案参数Tab.5 Primary parameters of mooring system

表6 系泊缆绳材料Tab.6 Cable material of mooring system

3 冰载荷作用

作用于系泊结构物的冰载荷计算通过运用Sdem 软件构造海冰离散元模型，从而实现冰载荷的数值模拟[11]。建立外平台缩尺比为1 的几何模型，对冰原从未接触结构至穿过整个结构并达到稳定的全过程进行模拟，冰速设为0.5 m/s，冰厚为1 m，计算时间为600 s，破冰结构模型如图3 所示。

将计算结果分别绘制水平冰力和垂向冰力的时间历程曲线如图4和图5所示。

图3 圆台结构破冰模型Fig.3 Ice breaking model of cone structure

图4 平台所受水平冰载荷Fig.4 Horizontal ice loads of platform

图5 平台所受垂向冰载荷Fig.5 Vertical ice loads of platform

可见，水平冰力呈阶段性变化，接触初期载荷作用较小，随后水平冰力逐渐增大并达到稳定状态，稳定阶段（200～600 s）内平均值为14 317 kN，峰值发生在t=507 s，为30 206 kN。同样，垂向冰力变化趋势与水平力大致相同，平均值为8 963 kN，峰值发生在t=575.6 s，为15 285 kN。

在平整冰区，海冰参数主要包括冰厚、海冰漂移速度和海冰尺寸等，故下面讨论当海冰尺寸一定时，冰厚与冰速对冰载荷的影响。这里分别取冰厚1 m，冰速0.2 m/s（1 组）和冰厚2 m，冰速0.5 m/s（3组）两组参数进行计算，并与原冰载荷进行对比，结果如表7所示。

表7 海冰参数（冰厚/冰速）对平台冰载荷的影响Tab.7 Effects of ice parameters(thickness/velocity)on ice load

由第1、2组对比可知，水平和垂直冰力均随冰速的增加而增大，即冰速越快，冰载荷越大，究其原因为冰速增加导致海冰与结构碰撞频率增加，而碰撞时的动量也会明显增加。同样，由第2、3 组可知，冰力随冰厚的增加也显著增加，冰力峰值受其影响尤为显著，这主要是由于冰厚增加导致冰块质量增加，故对结构的冲击动量也随之增加。可见，冰厚和冰速均为影响冰载荷的重要因素，因此作业时应充分考虑海冰条件，有效降低冰载荷影响。

得到不同冰况下的冰力时域结果后，借助平台分析软件ANSYS-AQWA 的二次开发接口（FDLL:调用外部载荷文件），将上述计算数据作为外载荷施加于平台整体，计算系泊平台在不同海冰作用下的运动响应，得到平台六自由度响应的最大值和承受最大载荷的系缆顶部张力，结果如表8所示。

表8 不同冰况单独冰载荷作用下平台运动响应及系泊张力统计Tab.8 Results of platform motion and mooring line tension under different ice loads

由表可得，单独冰载荷作用对平台纵荡、横荡和垂荡自由度运动响应的影响较大，对其横摇、纵摇和首摇的影响相对较小，这是由于冰载荷作用力矩较小所致。在海冰的推动和系泊系统的约束下，平台偏离初始位置并达到新平衡，在原参数下（第2 组），平台纵向平均偏移量为63.01 m，最大偏移距离发生在t=780 s，为68.79 m，偏离平均值的幅度为5.78 m。系泊系统对平台运动具有一定的控制能力，在海冰与平台的作用过程中，9 号系泊缆承受最大张力，最大张力发生在t=509.7 s，为3 492 kN，安全系数为2.29。

考虑冰载荷参数的影响，对比第1、2 组结果可知，平台在横荡方向的运动响应值基本不变，首摇值略有减小，其余四自由度则随冰速的增加而增加，即冰载荷对平台的影响增强，从而使系泊缆的安全性降低；而由第2、3 组结果可知，冰厚的增加使得平台除横荡外的其他自由度运动响应均增加，纵荡和纵摇运动尤甚，而此时系泊缆的顶部最大张力也明显增加，安全系数已低于规范要求，应予以避免或提高系泊缆的定位能力，故下一章将对各系泊参数的影响进行分析。

4 系泊参数影响分析

系泊缆的数目、缆间夹角、预张力倾角及大小均为影响系泊特性的重要因素。下面将基于三维势流辐射-绕射理论对平台的系泊系统进行动力响应时域分析[8]，并探索系泊张力的变化规律。

4.1 系泊缆数目的影响

首先仅改变系泊缆的数目，这里分别计算8 根、12 根及16 根系泊缆在各载荷0°方向作用时的结果，如表9所示。由于半张紧式系泊主要限制水平面内的运动，故仅给出纵荡方向的水平位移。

表9 载荷方向0°不同海况下不同数目系泊缆时平台的运动响应-纵荡值（单位:m）Tab.9 Longitudinal platform motion for different mooring line numbers in 0°load direction

分析可知，在各计算工况下，随着系泊缆数量的增加，平台的水平位移减小，即偏移量减小，系泊系统的定位能力增强；随着海况的加剧，平台水平位移增加，其中，8 根系泊缆在百年一遇极限工况下的水平位移最大值已达到94.46 m，即偏移量达到9.45%，平台处于较危险的状态。由于单根系泊缆顶部导缆孔处张力最大且聚酯纤维缆破断载荷大于锚链，故这里取系泊缆顶部最大张力并计算安全系数，后面计算同理。下面给出不同系泊缆数目下承受最大载荷的系泊缆顶部张力响应结果，如表10所示。

表10 载荷方向0°不同海况下不同数目系泊缆时系泊缆顶部张力响应（单位:kN）Tab.10 Maximum line tension for different mooring line numbers in 0°load direction

分析可知，在各计算工况下，随着系泊缆数量由8根增加到16根，系泊缆顶部最大张力减小，而12根与16 根系泊缆布置时其顶部张力都较小，安全系数较高，承受最大载荷的系泊缆均位于载荷入射方向的两侧，符合实际情况。故综合考虑平台运动响应及作业空间限制，减少建造成本，可优先选用12根系泊缆方案。

4.2 系泊缆间夹角的影响

根据工程经验可知，系泊缆间的夹角一般设计为4°～15°，故这里选择分别间隔5°、10°和15°进行计算。仅改变缆间夹角，选取百年一遇极限海况计算，则不同夹角下平台运动响应和系缆顶部张力结果如表11所示。

表11 极限海况下不同系泊缆间夹角的响应结果Tab.11 Response results at different mooring line angles under extreme sea conditions

由表可得，当系泊缆间夹角为5°时，平台水平偏移量较小，系泊缆顶部最大张力也较小，安全系数高；而当该夹角为10°时，平台运动响应整体较大；随着系泊缆夹角增大，系泊缆顶部最大张力增加，仅第1 种情况下系泊缆能够满足安全性要求（＞1.25），而第2、3 种情况在45°载荷方向下均不满足要求。故综合上述两方面，选定夹角为5°作为最终系泊布置方案，此时系统性能较优。

4.3 预张力大小的影响

预张力是指系泊系统在平衡状态下无外界扰动时的初始张力值，即系泊缆的松紧程度，这里通过改变系泊缆中间段的长度来研究。系泊半径为1 850 m，故选取临界状态（缆恰好绷直）时中间段缆长1 483 m、初选缆长1 500 m及松弛缆长1 517 m计算，平台运动响应及顶部张力如表12所示。

表12 极限海况下不同预张力时的响应结果Tab.12 Response results at different pretension values under extreme sea conditions

由表可得，在极限海况下，随着预张力的减小，平台水平位移明显增大，仅就这三种情况而言，预张力为1 670 kN 时平台水平位移最大，达到101.05 m，超出规范要求。同样，随着预张力的减小，系泊缆顶部最大张力也减小，当预张力为2 500 kN 时，在45°载荷作用方向下，系泊缆顶部最大张力达8 695 kN，安全系数为0.92，已不满足规范要求，易导致系泊缆过载断裂，对材料要求较高。

显然，相对于系泊缆数目和缆间夹角两个影响因素，预张力大小对系泊缆最大张力的影响相对较大。故综合考虑后选择1 980 kN为初始预张力，此时中间段缆长为1 500 m。