高巍等：深吃水干树半潜式生产平台设计方案

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摘要 

引言

在全球能源需求持续增长的背景下，海洋油气资源成为关键领域，中国油气开发正逐渐由浅海走向深海^［1］。然而随着开发进程的深入，新发现的南海油气田开发呈现一系列复杂特性，集中体现在：水深突破常规固定式导管架设施的开发极限，达到500 m级；累产低于1 000万立方米、油品品质不佳，井下操作频繁且要求严苛，钻井与修井需求极为迫切；离岸距离远，超出已有可依托开发设施的有效范围百公里以上。这些因素相互交织，使得传统开发模式在经济性和可行性等方面面临巨大挑战，迫切需要探索研究新型浮式开发装置，支撑南海油气资源实现有效开发。  

目前海洋工程实践中能够集成生产及钻井、修井功能的干树浮式开发平台主要有Spar（单柱式平台）和TLP（Tension Leg Platform， TLP，张力腿平台）两种。Spar平台建造、安装较为复杂，海上操作流程多，甲板空间有限，组块重量受限。TLP平台张力腿系统成本较高，海上安装流程复杂，平台对组块重量较为敏感，整体成本较高。与之相比，半潜式浮式平台建造简便，能够实现组块与浮式基础的整体集成拖航，海上系泊回接操作简便。长期以来工业界一直在探索和研究在半潜式浮式平台上集成干树开发功能的可能性。  

自21世纪初以来，国外研究机构与学者围绕干树半潜式平台（Dry Tree Semi-submersible， DTS）的研发，在船体构型优化、运动性能提升及关键配套技术方面取得重要突破，主要设计方案如图1所示。  

图 1 部分干树半潜式浮式平台方案

YU Hao 等总结了干树半潜式平台技术研究现状，对比E-semi、T-semi、PC semi、EDP等方案，分析其运动性能、张力腿系统集成优势及挑战，强调干树半潜式平台在深水油气开发中的经济性与码头集成优势^［2］。LIM F从立管视角探讨深水开发中干/湿树选择，提出SLOR生产系统方案，结合干树钻井效率与湿树灵活性，通过单线偏移立管降低平台运动要求，适用于超深水且支持本地化建造^［3］。NOCE R、HUSEM I 介绍了Octabuoy®干树半潜式生产平台方案，八边形浮箱与变截面立柱抑制二阶运动，并验证其具备良好的运动性能^［4］。JUN Zou基于卡特里娜飓风海况，通过耦合动力学模型分析PC Semi干树半潜式平台与柱塞式张紧器的动态响应，揭示张力器非线性刚度对平台垂荡周期的影响，验证平台在极端环境下的可行性^［5］。POLL P等评估了干树半潜式平台张紧器在强度、疲劳及操作性能的表现，对比带/无龙骨导向装置的方案，证明无龙骨方案成本更低且满足强度要求，但需优化应力节点设计^［6］。KOOS J探讨了超深水钻井中长冲程柱塞式张紧器的技术挑战，强调测试验证的必要性^［7］。DUNN G对比了TLP、Spar和干树半潜式生产平台对顶张力立管（TTR）系统的影响及适应性，指出干树半潜式生产平台未来需有效应对超深水、高温高压及疲劳挑战^［8］。Technip团队研究可伸缩吃水平台（EDP）并对其在安装过程中的多体水动力耦合效应问题开展研究和讨论^［9］。MUEHLNER E、BANUMURTHY S 提出新型偏移浮筒半潜式平台，通过外置浮筒设计降低垂荡响应，支持采用干树顶张力立管，在巴西海域场景具备可实施性^［10］。RIJKEN O等针对墨西哥湾环境，提出干树半潜式平台设计，通过深吃水船体并搭配长冲程张紧器（10.67 m）提高干式立管适应性并通过模型测试验证了系泊系统与张力器性能^［11］。HEAD W J、PAPPAS J M总结了RPSEA和DeepStar项目10年研究，探讨超深水干树系统应用挑战，如立管重量、涡激振动等影响因素^［12］。CHOUDHARY A等介绍创新低运动半潜式平台（Low Motion Semi-submersible）并通过计算流体力学模拟和模型测试，验证运动相比传统方案降低30%～60%，能够有效适应恶劣海况^［13］。  

国内相关研究起步于2010年前后^［14］，围绕南海深水油气开发需求，在平台水动力特性、结构创新与工程适应性方面取得系列成果。理论研究方面，中国海洋大学团队基于三维势流理论，提出抵消周期设计方法，通过优化立柱水线面与浮箱体积比降低垂荡激励力，结合SESAM软件实现平台频域响应预测^［15］。三一海洋重工有限公司（SANY）及OffshoreTech LLC. 提出的渐变立柱深吃水平台（TCDD-Semi）通过变截面立柱设计提升稳性，结合压缩空气压载系统降低钢材用量，并通过结构强度分析验证了其在百年一遇台风工况下的可靠性^［16-17］。工程应用领域，中海油研究总院有限责任公司研发了悬挂垂荡板并通过新型张力腿连接干树半潜式平台方案，采用下浮箱作为垂荡板，通过柔性接头释放弯矩，模型试验表明其垂荡幅值较传统半潜式降低40%，满足干树系统要求，集成一定量的储油功能并开展外输系统比选^［18-27］。  

现有研究表明，干树半潜式生产平台干式立管系统中的液压张紧式立管对平台运动性能要求极高，其强度设计与冲程控制存在较大难度，尽管采用垂荡板和加深吃水等技术可优化平台性能，但带来的建造集成与安装难题仍需解决。此外，如Octabuoy等项目因资金、政策等非技术因素未能投产，反映出此类工程实践需同时应对技术与非技术因素的双重复杂性。尽管目前干树半潜式尚未得到实际应用，但由于其显著优势，仍是目前浮式平台研究领域的热点，并具有工程可行性与可实施性。因此，本文结合南海油气开发现实需求，明确平台干式立管类型与限制要求，在此基础上，开展干树半潜式油气生产平台方案研究论证，进行数值分析以及模型试验验证，形成干树半潜式平台设计方案，为南海深水油气经济性开发提供新的解决方案。  

1　干树半潜式生产平台设计方法  

干树半潜式生产平台需要满足干式立管对船体的性能要求。因此，有必要开展干式立管类型与冲程影响因素等研究，在此基础上确定平台性能设计方向，为后续平台具体方案选型与设计分析提供关键设计准则与方法论指导。  

1.1　干式立管类型与限制要求  

干树浮式平台的设计首先须满足干式生产立管在位结构安全需求。因此，开展干树半潜式平台的设计，首先需要明确干式立管的相关设计要求。干式生产立管顶部张紧装置主要有空气罐式及液压张紧式两种。空气罐式立管主要适用于Spar平台并安装于受船体保护的月池中；液压张紧式主要用于张力腿平台，部分产品也用于Spar平台。由于干树半潜式平台不具备月池并难以提供立管支撑结构，液压张紧式立管更为适用。液压张紧式生产立管分为牵引式（Pull-Style）和柱塞式（Ram-Style）两类（图2）。  

图 2 牵引式张紧器和柱塞式张紧器

液压张紧式立管的冲程是指液压缸的往复行程范围，冲程越大，对平台的运动限制越小。牵引式张紧器冲程范围一般小于3.66 m，柱塞式一般为7.62～9.14 m，综合产品调研及相关研究成果研究，选用柱塞式张紧器并以冲程9.14 m^［7］作为设计限制条件开展平台设计研究。  

1.2　液压张紧式立管冲程影响因素  

液压张紧式立管的冲程与平台升沉运动、水位变化及安装误差等因素相关，这三者对冲程的影响占比不尽相同。以500 m水深目标油田为场景，开展了平台偏移、升沉运动、水位变化、立管误差等对立管冲程贡献的影响程度时域非耦合条件下的定性影响分析。发现立管冲程中平台平面偏移的贡献约14%，平台升沉运动贡献约45%，海面水位变化贡献约30%，立管误差等因素贡献约10%。可见，平台升沉运动幅值是冲程的最主要贡献，由于海面水位、立管误差等因素属于不可控因素，在平台设计中能够优化控制的只有平台平面偏移及平台运动性能，优化升沉运动对液压张紧式立管冲程的改善增益最大，是平台设计的首要出发点。  

1.3　半潜式生产平台升沉运动特点  

常规半潜式生产平台的升沉运动幅值响应算子曲线分为波频峰值、抵消周期、固有周期、长周期响应等4个区域。对于波频峰值区域，其峰值高度取决于吃水，即浮箱距离水面的距离，吃水越大，峰值越小；而抵消周期，取决于浮箱与立柱受到的垂向波浪力相互关系。  

忽略立柱与浮箱之间的相互作用，假设入射波垂直于浮筒传播，波浪速度势为  

式（1）中：    Φ_I( x，z，t ) 为入射波速度势，m²/s；x、z 为对应 水 体 位 置 ，m；t 为 时 间 ，s；A 为 波 幅 ，m；g为重力加速度，m/s²；ω为波浪频率，rad/s；k 为 波数，m^-1。  

浮筒受到的垂向力为  

式（2）中：C_m为垂向附加质量系数，无量纲；ρ为海水密度，kg/m³；V_p为浮筒的体积，m³；d为吃水，m。  

立柱底部的垂向力为  

式（3）中：R_C为立柱半径，m。  

总的垂向力为^［22］  

为立柱的体积，m³。  

随着波浪周期增加，当F_z为0时，对应周期即为抵消周期。抵消周期取决于立柱与考虑附加质量条件下浮箱的“表现”体积比。  

升沉固有周期T_n由排水量、水线面面积及垂向附加质量确定，即  

式（5）中：m为排水量，t；∆m为附加质量，t；A_wp为水线面面积，m²。  

长周期响应区域：当波长显著大于平台尺度时，平台呈现随波运动特性，该区域波浪能量较小，对升沉运动不控制。  

比较南海极端条件下波浪谱、波浪能量累计概率及典型干树半潜式平台升沉RAO（response amplitude operator，RAO）曲线（图3）发现，降低波浪作用下的平台运动响应可从3方面着手：提高运动固有周期，有效避开波浪能量作用范围，一般达到22 s以上为宜；提高抵消周期，尽量大于波浪主要能量范围，以接近20 s为宜；降低波频峰值，控制谱峰周期附近的响应特性，一般需小于0.2 m/m。  

图 3 升沉运动RAO特性与南海百年一遇台风海况波浪谱对比

2　干树半潜式生产平台设计方案  

基于干式立管设计要求与南海深水油气田特定开发条件，开展干树半潜式平台方案选型与主尺度设计，研究安装集成方案技术可行性，聚焦船体构型优化，提出一种技术可行、整体上具备优势的干树半潜式生产平台设计方案。  

2.1　平台设计条件与设计要求  

目标海域水深500 m，结合南海典型环境条件，百年一遇有义波高为13.1 m，对应谱峰周期14.9 s，对应风暴增水为0.54 m和-0.24 m。极端高水位为0.97 m，极端低水位为-0.91 m。组块操作质量17 000 t，干质量12 000 t。在位条件下升沉运动幅值应小于3 m，纵摇运动幅值小于10°，干式立管冲程小于9.14 m。井口区域按4×4布置16口井，井口间距4.5～5.5 m。  

2.2　平台设计方案选型  

现有干树半潜式平台设计中，采用的运动抑制方法主要有深吃水型式及搭配垂荡板型式两种（表1）。深吃水型式面临的挑战是如何解决组块与高度较高的船体集成总装问题，相关技术相对成熟；搭配垂荡板能够得到较好的运动性能，但安装过程较为复杂，相关技术尚未开展工程实施设计。相比较，采用深吃水方案所面临的技术风险相对更小，在技术可行性方面更具优势。  

表 1　干树半潜式平台设计理念对比

中国建造场地以及码头港口水深普遍较浅（通常小于9 m），组块与船体集成面临的挑战更大。目前成熟的半潜式平台组块与船体集成方案主要有分块吊装、浮托安装以及船坞集成吊装3种（表2）。3种方案各有优劣势，采用船坞集成吊装或组块浮托安装能够有效降低总装调试时间，有利于项目尽快投产。深吃水干树半潜式整体高度较大，采用船坞集成方案对龙门吊吊高要求较高，经比选，推荐采用组块整体浮托安装进行组块与平台的集成。  

表 2　半潜式平台船体与组块集成方案对比  

船体建造可采用船坞建造或场地建造。采用船坞建造时需保证船体具有足够的排水体积，能够在较浅的航道实现拖航；采用场地建造需要采用半潜式船浮装、浮卸方式进行运输。考虑到组块采用浮托安装集成，无论哪种建造方式，平台都应有足够的排水体积，能够适应浮托安装过程中的压载调节需求。同时，由于需要控制平台整体升沉运动固有周期，平台的立柱尺度不宜过大，因而浮箱的形式需要进行选型评估。  

半潜式生产平台的浮箱形式目前主要有2种：一是浮箱间断，立柱底部通过浮箱连接；二是浮箱为连续结构，立柱底部安装于浮箱顶部（图4）。

图4 不同浮箱及其与立柱的连接形式  

浮箱间断形式较为常规且应用较多，浮箱连续目前也有应用案例。浮箱间断由于立柱位于浮箱外侧，立柱跨距或边长调整后需要相应调整浮箱长度，整体方案的确定过程较为复杂。同时，由于浮箱连接立柱底部，其宽度不可大于立柱宽度，整体尺度调整范围较小，使得浮箱排水体积受限，对于拖航吃水限制较大。浮箱连续形式，立柱位于浮箱上方，立柱的跨距调整不影响浮箱尺度，可调整范围较大，有利于总体设计优化。浮箱的体积较大，有利于拖航作业。浮箱以完整的环形结构存在，对整体的结构强度有一定改善。由于立柱位于环形浮箱四角的内侧，浮箱相对于立柱有较明显的外延范围，对改善横、纵摇的运动性能有利。综合比选，采用浮箱连续方案。  

由于性能限制，干树半潜式平台的立柱尺度不宜过大，造成平台整体恢复能力较低，初稳性高较小，低频纵摇运动性能差，必须通过增加立柱间距的方式来改善水线面面积矩来改善初稳性高，但较大的立柱跨距会增加组块的结构设计难度。传统上立柱与浮箱方向一致，有利于对接建造，当立柱间距增加后，组块设计难度变大，疲劳挑战增加。将立柱设置为平面内转向45°，同样跨距条件下组块支撑点可增加一倍，对缓解组块支撑位置疲劳较为有利（图5）。  

图 5 不同浮箱与立柱布置形式及组块支撑点  

针对不同的浮箱及立柱形式，形成了两种设计方案（表3）。在保证运动性能、稳性高及船体出坞吃水相当的前提下，方案b浮箱连续+立柱转向设计整体排水量降低4%，在性能相当的条件下，船体钢材量降低2 569 t，具备优势。  

表 3　不同浮箱及立柱形式方案对比  

通过系统比选，提出“深吃水+连续浮箱+平面倾斜立柱”方案，平台采用深吃水平台型式，采取连续浮箱设计，立柱位于浮箱上方，立柱采用平面内转向45°设计。船体建造完成后拖航至浮托场地，采用组块整体浮托安装完成组块与平台集成，随后平台整体湿拖至服役海域完成系泊系统回接安装。  

2.3　平台主尺度方案  

基于设计输入条件开展平台尺度设计，编制尺度设计工具，经过多轮优化，形成主尺度方案（表4）。  

表 4　深吃水干树半潜式平台主尺度方案  

考虑到平台在位吃水近50 m，平台阻尼水平较小，额外在浮箱外侧边缘增加阻尼板提高运动阻尼。阻尼板向浮箱外侧延伸，宽3 m，高2 m，平台最终整体效果如图6所示。  

图 6 深吃水干树半潜式生产平台静水力计算模型

3　干树半潜式生产平台稳性和运动性能数值分析与试验验证  

针对提出的深吃水干树半潜式平台设计方案的运动性能、稳性及立管适应性，开展了数值分析与缩尺模型水池试验，重点测试平台运动响应特性。结合模型试验，对数值模型进行校准，确保设计方案主要性能指标满足设计要求。  

3.1　稳性与运动性能数值分析  

开展拖航稳性及在位稳性分析，结果表明，2个设计工况条件下，平台 完整稳性及破舱稳性均满足ABS及IMO规范及标准^{［23，25］}相关要求（表5）。  

表 5　深吃水干树半潜式生产平台稳性校核结果汇总  

通过Sesam-Wadam建立平台水动力分析模型并开展运动特性分析，从平台运动RAO曲线（图7），可以看出，平台升沉运动固有周期24.5 s，抵消周期20 s，波频峰值0.17 m/m，纵摇运动固有周期38 s。  

图7 深吃水干树半潜式平台运动响应RAO曲线

平台采用4×3多点系泊系统，具体系泊缆参数如表6所示。通过Orcaflex建立平台与系泊系统耦合时域分析模型（图8），基于时域耦合分析偶性，开展时域耦合分析，评估平台的运动响应特性，发现百年一遇条件下，平台最大升沉幅值2.57 m，最大纵摇角度5.08°，最不利位置立管动态冲程4.779 m。考虑海面水位变化以及安装误差影响，总冲程8.467 m，能够满足设计要求（表7）。

表 6　系泊系统组成

图 8 深吃水干树半潜式平台耦合分析模型

表 7　耦合时域运动分析结果  

3.2　水池模型试验验证  

为进一步验证方案可行性，在上海交通大学拖曳水池开展水池模型试验测试。为减少其他因素影响，模型试验采用水平等效系泊方式，对平台阻尼水平、规则波以及不规则波条件下的运动响应及极端波规则作用下的运动响应情况开展验证测试。模型试验缩尺比为1∶60，数据采样频率50 Hz。不规则波单个试验测试采样时间不低于23.5 min，相当于实际时间3 h，海况条件为百年一遇海况（图9、10）。  

图9 深吃水干树半潜式生产平台水池模型试验水平系泊布置

图 10 深吃水干树半潜式生产平台水池模型试验

模型试验结果显示，平台在百年一遇海况下，最大升沉运动幅值为2.76 m，略大于数值分析结果（2.57 m），平台纵摇倾角4.16°，小于数值分析结果（5.08°）。数值计算结果整体上与模型试验结果处于同一个量级，表明数值分析较为可靠。  

3.3　数值模型校验  

数值模型需根据模型试验结果进行校准，以进一步更精确地确定平台的运动性能特性，确保设计值符合要求。根据模型试验的静水衰减测试结果，重新对数值计算模型的阻尼进行校准，将模型试验实际波浪输入到数值模型中进行数值分析，并与模型试验结果进行对比校验，校验后数值模型分析得到的升沉运动和纵摇运动相关统计值偏差仅约5%，吻合度较高（表8）。  

表 8　模型试验测试与数值模型校准  

基于该数值模型重新评估立管动态冲程以及总冲程，相比于原数值分析结果，立管冲程值增加2%～4%，仍满足设计要求（表9）。  

表 9　数值校准前后立管冲程计算对比  

4　结论  

1） 结合中国应用需求，提出了“深吃水+连续浮箱+平面倾斜立柱”深吃水干树半潜式生产平台设计方案，相比传统方案，“连续浮箱+平面转向立柱”方案降低船体钢材量10.7%（减少钢材2 569 t），船体出坞吃水减少1.5 m（从5.5 m优化至4.1 m），且方案迭代仅需调整立柱尺度，可大幅度加快优化迭代设计效率。  

2） 结合船体整体拖航与组块浮托安装方法，实现17 000 t组块与深吃水船体整体集成，解决深吃水平台在受限港口水深下的总装难题，形成了完整可行的工程技术方案。  

3） 通过数值模拟与水池模型试验验证，平台升沉固有周期达24.5 s，有效避开南海百年一遇台风波浪能量集中频段，极端工况下升沉幅值2.66 m，纵摇角4.31°，满足干式立管运动性能要求。  

4） 经数值校准后确定的立管动态冲程可优化至4.965 m，综合水位变化与安装误差后的总冲程为8.65 m，低于9.144 m的设计阈值，验证了平台运动性能与立管系统的适配性。  

（编辑：吕欢欢）