Semi Submersible - Stability Project

FAKULTET FOR INGENIRVITENSKAP OG TEKNOLOGI, NTNU

TMR4252 Marin prosjektering

Gruppe 5

Torleif Bertelsen, Camilla Erstad, Kristian Odland, Kristina B. Kyllingstad og Runa A. Skarb

5/7/2012

Marin Teknikk, NTNU

II

0BForord Denne rapporten er del av faget TMR4252 Marin prosjektering, ved institutt for Marin teknikk ved

NTNU. Prosjektet vektes 30 % av totalkarakteren i faget.

Hensikten med dette prosjektet er foreta konomiske beregninger for et skip, samt utfre

stabilitetsberegninger for en semi-submersible.

Oppgavene er fordelt likt p alle seks deltakerne, og samarbeidet har fungert godt.

XTorleif Bertelsen

XCamilla Erstad

XRuna A. Skarb

XKristian Odland

XKristina B. Kyllingstad

IV

1BSammendrag

15BSkipsoperasjon og konomi Det er gjort beregninger for rekonstruksjon av rampe ved to ulike verft, og det er funnet at de totale

ekstrakostnadene for rekonstruksjon ved verft 1 vil bli 18 036 160 NOK. Med en rente p 15 % gir

dette tilbakebetalingstid p om lag 6,6 r. For ikke ke totalkostnadene for skipseieren, kan ikke de

direkte kostnadene for ny rampe overstige 10 600 000 NOK. Dersom seiledistansen er kortere 11,4

dager br verft 2 velges. Den rlige tidsbesparelsen vil vre den samme for rekonstruksjon og

bygging av ny rampe, og gir en rlig nettoinntjening p 4 500 000 NOK.

16BSemi-submersible og stabilitet Tre typer semi-submersibles ble presentert og deres spesifikasjoner ble sammenlignet. For en semi-

submersible er det viktig holde hivbevegelsene p et minimum for lettere kunne utfre bore- og

lfteoperasjoner. Added mass for plattformen ble regnet til bli 26 024,5 tonn. Dette viste seg

vre 8 % hyere enn vektdeplasementet.

Vi har gjort stabilitetsberegninger for en semi-submersible som skal gjennomfre tunglft med kran.

Testlasten i forsket er 300 tonn med en hengelast i transvers posisjon, 57 m mot styrbord. Det er

ogs gjort en vurdering p om mannhullet br lukkes da det er plassert 1,5 m over vannlinje.

Fribordsmarginen er opplyst til vre 0,5 meter. Basert p disse dataene fikk vi en GMT-verdi ved

kranlft til bli 67,7 m. Den statiske krengevinkelen ble omtrent 3. kningen i dypgang mot

styrbord side (syle) ble ca 0,9 m. Det ble en margin til fribordsgrensen p 0,23 m.

I siste deloppgave s vi blant annet p stabilitetskravene til den samme semi-submersible

plattformen. Sjfartsdirektoratet er det kontrollerende organ for alle flytende innretninger, og vi har

fulgt deres regler som er basert p IMOs anbefalinger. De tre lastkondisjonene vi s p var transitt-

og operasjon, sikkerhet- og storm og temporr. I alle plattformens driftstilstander har vi kontrollert

stabiliteten ved stille krav om at KGAKT KGMAX. Vre resultater viste at stabiliteten var tilstrekkelig

for dypgang ned til ca 11,5 meter, ved mindre dypganger m tiltak som f.eks. reduksjon av dekkslast

og/eller kning av ballast iverksettes for sikre at stabiliteten til plattformen er tilfredsstillende.

VI

Innholdsfortegnelse Forord ...................................................................................................................................................... II

Sammendrag .......................................................................................................................................... IV

Skipsoperasjon og konomi ............................................................................................................... IV

Semi-submersible og stabilitet ........................................................................................................... IV

Figurliste ................................................................................................................................................ VII

Tabelliste ............................................................................................................................................... VII

1 Innledning ........................................................................................................................................ 1

2 Skipsoperasjon og konomi ............................................................................................................ 2

2.1 Kostnader ved rekonstruksjon ................................................................................................ 2

2.2 Tilbakebetalingstid med renter ............................................................................................... 3

2.3 Maksimal kostnad p ny rampe .............................................................................................. 4

2.4 Rekonstruksjon ved verft 2...................................................................................................... 4

3 Design .............................................................................................................................................. 6

3.1 Karakteristikk ........................................................................................................................... 6

3.1.1 Deepsea Bergen ............................................................................................................... 6

3.1.2 Songa Dee ........................................................................................................................ 6

3.1.3 Transocean Spitsbergen .................................................................................................. 7

3.2 Begrepene cargo deadweight og variable deck load ........................................................ 8

3.3 Formelen for egenperioden i hiv ............................................................................................. 8

3.4 Plattformens added mass .................................................................................................... 9

4 Stabilitetstest ved tunglft ............................................................................................................ 10

4.1 Beregning av metasenterhyde ............................................................................................ 10

4.2 Statisk krengevinkel og dypgangsendring ............................................................................. 12

4.3 Statisk krengevinkel ............................................................................................................... 12

4.4 kt dybde ved senter av syle p styrbord side ................................................................... 14

4.5 Hensyn til mannhull ............................................................................................................... 14

5 Nyttelast, stabilitet og ballastering ............................................................................................... 16

5.1 Prinsipper for stabilitetskontroll ........................................................................................... 16

5.2 Tilstander ved stabilitetskontroll ........................................................................................... 17

5.2.1 Transitt og operasjonstilstand ....................................................................................... 18

5.2.2 Sikkerhet- og storm-tilstand .......................................................................................... 18

5.2.3 Temporr tilstand ......................................................................................................... 18

5.3 Ballastering ............................................................................................................................ 18

VII

5.4 Ballasteringskurve ................................................................................................................. 19

5.5 Endring i nyttelast.................................................................................................................. 20

5.6 Analyse av ballastkurven ....................................................................................................... 21

5.6.1 Lsning p utilfredsstillende stabilitet reduksjon av KG ............................................ 21

6 Konklusjon ..................................................................................................................................... 23

6.1 Skipsoperasjon og konomi .................................................................................................. 23

6.2 Semi-submersible og stabilitet .............................................................................................. 23

Referanser ............................................................................................................................................. 24

Vedlegg 1: Oppgavetekst ....................................................................................................................... 25

Vedlegg 2: H-3.2 Tecnical features GA main data .............................................................................. 28

Vedlegg 3: Tabulated curves of form .................................................................................................... 30

Vedlegg 4: Tabulated principal stability requirements ......................................................................... 31

2BFigurliste Figur 1: Deepsea Bergen.......................................................................................................................... 6

Figur 2: Songa Dee ................................................................................................................................... 7

Figur 3: Transocean Spitsbergen ............................................................................................................. 7

Figur 4: Stabilitet ................................................................................................................................... 10

Figur 5: Statisk krengevinkel .................................................................................................................. 12

Figur 6: Grafisk fremstilling av statisk krengevinkel .............................................................................. 14

Figur 7: Raholas krav til GZ-kurve .......................................................................................................... 16

Figur 8: T-KGAKT-diagram ........................................................................................................................ 17

Figur 9: Kurve 1,2 og 3 for stabilitetskontroll ........................................................................................ 17

Figur 10: Ballasteringskurve T-KGMAX-diagram ...................................................................................... 19

Figur 11: Ballasteringskurve T-GMMIN-diagram ..................................................................................... 20

3BTabelliste Tabell 1: Tidstap ...................................................................................................................................... 2

Tabell 2: Utregning av brennstoffkostnad ............................................................................................... 2

Tabell 3: Kostnader ved rekonstruksjon .................................................................................................. 2

Tabell 4: rlig besparelse ved rekonstruksjon ........................................................................................ 3

Tabell 5: Tilbakebetalingstid for rekonstruksjon ved verft 1................................................................... 3

Tabell 6: Tidsbesparelse ved ny rampe ................................................................................................... 4

Tabell 7: Maksimal direkte kostnad for ny rampe................................................................................... 4

Tabell 8: Redusert tidstap ved rekonstruksjon........................................................................................ 4

Tabell 9: Kostnader ved rekonstruksjon ved verft 2 ............................................................................... 5

Tabell 10: Spesifikasjoner for tre semi-submersibles .............................................................................. 8

Tabell 11: Data for plattform ................................................................................................................... 9

VIII

Tabell 12: Utregning av added mass ....................................................................................................... 9

Tabell 13: Data tilknyttet kranlft ......................................................................................................... 10

Tabell 14: Forklaring av stabilitetsforkortelser ..................................................................................... 11

Tabell 15: Aktuell dypgang og deplasement fr krenging ..................................................................... 11

Tabell 16: KG-verdier ............................................................................................................................. 11

Tabell 17: BM-verdi ............................................................................................................................... 11

Tabell 18: GM-verdi ............................................................................................................................... 12

Tabell 19: Resultat for statisk krengevinkel .......................................................................................... 13

Tabell 20: Dypgangsendring mot styrbord ............................................................................................ 14

Tabell 21: Fribordsmargin ..................................................................................................................... 15

Tabell 22: Beregninger av verdier for deballastering ............................................................................ 19

Tabell 23: Beregning av GM-verdier for ballastering ............................................................................ 20

Tabell 24: Stabilitetsdata for utregning av .................................................................................... 20

Tabell 25: Oversikt over for ulike dypganger .................................................................................. 21

1

1 Innledning I dette prosjektet skal vi gjre beregninger p en semi-submersible, samt utfre konomiske

beregninger for rekonstruering av et skip. Prosjektet er delt inn i fire deler, hvor den frste

omhandler skipet, mens de resterende tre omhandler semi-submersible.

Det vil frst gjres enkle konomiske beregninger rundt operasjon av et skip, for deretter gjre

utregninger for kostnader ved rekonstruksjon av rampe. Totalkostnadene for rekonstruksjon av

rampe vil settes opp, og tilbakebetalingstiden finnes. Et annet alternativt er bygge ny rampe, og det

vil beregnes hvor mye denne kan koste uten ke skipseierens kostnader.

Andre del av prosjektet ser p tre typer semi-submersibles, og deres spesifikasjoner sammenlignes.

Videre skal begrepene cargo deadweigth og variable deckload forklares, og formelen for

egenperioden utdypes. Added mass for plattformen blir utregnet basert p denne formelen.

I tredje deloppgave skal det ved hjelp av data fra stabilitetsanalyser (gjennomfrt av Aker

Engineering) gjres stabilitetsberegninger for plattformen. Det skal gjennomfres et kranlft med en

testlast p 300 tonn. Vi vil videre presentere GM-verdi, statisk krengevinkel og endring i dypgang ved

et slikt lft og drfte potensielle farer knyttet til dette.

Siste deloppgave omhandler beskrivelse av stabilitetskrav, ballastering og forslag til modifisering av

plattformen. Her skal prinsippene for en stabilitetskontroll beskrives, og man skal anvende

Sjfartsdirektoratets regler ved fastsettelse av stabilitetskravene. Det skal ogs lages et diagram som

viser sammenheng mellom dypgang og tyngdepunktsplassering som funksjon av endring i ballast. Ut

fra denne grafen skal man s gjre vurdering om stabiliteten er tilfredsstillende, og eventuelt komme

med forslag til lsninger dersom det kreves. Det skal ogs foretas en analyse av ndvendig endring i

nyttelast nr plattformen deballasteres.

2

2 5BSkipsoperasjon og konomi Det er gitt i oppgaven at rederiet selv drifter skipet, og vil dermed ta alle kostnader, inkludert

brennstoffkostnader. Det er i behandlingen av oppgaven ogs forutsatt at skipet har konstant

drivstofforbruk nr motoren gr. For enkelthets skyld antas det at motoren ikke gr ved kailigge og

venting i havn, og det forekommer derfor ingen brennstoffkostnader knyttet til havneopphold.

2.1 17BKostnader ved rekonstruksjon De konomiske tapene for rederiet kan deles inn i direkte kostnader, kostnader p grunn av tidstap

og hastighetskostnader. Tidstap medfrer et inntektstap for rederiet, og representerer dermed et

konomisk tap som bokfres som en kostnad. Dette kan blant annet dreie seg om havari og

reparasjoner, og vil her vre den totale tiden for seiling til og rekonstruksjonen p verftet.

Rekonstruksjon 14 dager

+ Seiletid (4 dager per vei) 8 dager

= Tidstap 22 dager

Tabell 1: Tidstap

Offhire-kostnaden finnes ved multiplisere tidstapet i antall dager med raten p T/C-basis. Den

ekstra seiletiden vil i tillegg medfre en ekstra brennstoffkostnad for rederiet.

Maskineri 11 000 kW

x Spesifikt brenselforbruk 170 g/kWh

x Seiletid (4 dager hver vei) 192 h

x Oljepris 4 000 NOK/tonn

= Ekstra brennstoffkostnad 1 436 160 NOK

Tabell 2: Utregning av brennstoffkostnad

Direkte kostnader 5 600 000 NOK

Ekstra brennstoffkostnad 1 436 160 NOK

Offhire-kostnad 11 000 000 NOK

Kostnader ved rekonstruksjon 18 036 160 NOK

Tabell 3: Kostnader ved rekonstruksjon

3

2.2 18BTilbakebetalingstid med renter Tilbakebetalingstiden med renter, time of capital recovery (TCR), er et godt uttrykk for konomisk

risiko, og beregner hvor lang tid det tar tjene inn den investerte kapitalen med rente i. Det er et

mye brukt konomisk kriterium, og forutsetter konstant inntjening. Ved endring av raten, vil ogs

nettoinntjeningen endre seg, og dermed ogs tilbakebetalingstiden. En annen ulempe er at metoden

ikke tar hensyn til den kontantstrmmen som plper etter tilbakebetalingstiden. Rentekravet er

tilpasset risikoen, jo hyere risiko, jo hyere krav til rente.

For tilbakebetalingstid med renter TCR gjelder formelen under, hvor i er renter og CFR er

kapitalgjenvinningsfaktoren.

(

)

( )

(2.1)

(2.2)

Her er A nettoinntekten per r, og I investeringskostnaden ved r t0.

Det forutsettes at det i kontrakten er tatt hyde for at rampen ikke er optimalt tilpasset oppdraget,

og at ventingen i havn derfor representerer et tidstap for rederiet. Tidsbesparelsen ved

rekonstruere rampen er gitt til en halv dag per tur, og den rlige nettoinntekten vil med andre ord bli

det reduserte tidstapet multiplisert med raten p T/C-basis.

rlig tidsbesparelse 216 h/r

x Rate p T/C-basis 500 000 NOK/dag

=rlig besparelse ved rekonstruksjon 4 500 000 NOK

Tabell 4: rlig besparelse ved rekonstruksjon

Investeringskostnaden ved t0 er lik de samlede totalkostnadene ved rekonstruksjonen i r t0, som ble

funnet i forrige delkapittel. Tilbakebetalingstiden utregnes dermed ved bruk av formel (2.1), som gir

om lag 6,6 r.

Rente 0,15 % p.a

Nettoinntekt 4 500 000 NOK

Investeringskostnad ved t = 0 18 036 160 NOK

Kapitalgjenvinningsfaktor 0,25 -

Tilbakebetalingstid med renter 6,58 r

Tabell 5: Tilbakebetalingstid for rekonstruksjon ved verft 1

4

2.3 19BMaksimal kostnad p ny rampe For at totalkostnaden ikke skal bli strre enn ved rekonstruksjon, m tilbakebetalingstiden vre den

samme, forutsatt at renten er konstant. Dette betyr igjen at kapitalgjenvinningsgraden m vre den

samme.

Tidsbesparelse 216 h/r x Rate p T/C-basis 500 000 NOK/dag

= rlig besparelse ved ny rampe 4 500 000 NOK Tabell 6: Tidsbesparelse ved ny rampe

Tidsbesparelsen ved rekonstruksjon av rampe og ny rampe er den samme, dermed vil ogs

nettobesparelsen per r vre den samme. Ved se p formelen for kapitalgjenvinningsgrad, ser en

da at investeringskostnaden for ny rampe maksimalt kan vre den samme som for rekonstruksjon,

for ikke ke totalkostnadene for skipseieren.

For finne maksimal direkte kostnad for ny rampe, trekkes derfor brennstoffkostnader og off hire

kostnader for ny rampe fra de totale kostnadene for rekonstruksjon.

Siden det er snakk om samme verft, blir de ekstra brennstoffkostnadene de samme som tidligere.

Kostnader ved rekonstruksjon 18 036 160 NOK

- Ekstra brennstoffkostnader ny rampe 1 436 160 NOK

- Offhire-kostnader ny rampe 6 000 000 NOK

= Maksimal direkte kostnad ny rampe 10 600 000 NOK

Tabell 7: Maksimal direkte kostnad for ny rampe

2.4 20BRekonstruksjon ved verft 2 Vi velger bruke tilbakebetalingstid med renter som konomisk kriterium. Det er gitt at de direkte

kostnadene ved verft 2 er 6 800 000 NOK, og at selve rekonstruksjonen vil ta syv dager. For at

rekonstruksjon ved de to verftene skal vre like lnnsomme, m tilbakebetalingstiden vre den

samme.

Tidsbesparelsen vil vre den samme som for rekonstruksjon ved verft nummer 1. Med samme

resonnement som for ny rampe, gir det at rekonstruksjonen m ha lik total investeringskostnad ved

r t0 de to verftene.

Tidsbesparelse 216 h/r

x Rate p T/C-basis 500 000 NOK/dag

= rlig besparelse ved

rekonstruksjon 4 500 000 NOK

Tabell 8: Redusert tidstap ved rekonstruksjon

5

Denne sammenhengen kan benyttes til finne den maksimale distansen til verft nummer to, uten at

totalkostnadene blir strre enn for rekonstruksjon ved verft 1.

Bruker at seiltiden er x dager, og at seiltiden i timer dermed er x multiplisert med 24.

Vi kan dermed sette opp alle kostnadene som vil forekomme ved rekonstruksjon ved verft 2. For at

rekonstruksjonen ved de to verftene skal vre like lnnsom, m de totale kostnadene vre de

samme.

Direkte kostnader 6 800 000

+ Ekstra brennstoffkostnader 11 000 kW *170 g/kWh*10-6*4000 NOK/tonn*x*24

+ Offhire-kostnad (x+7)*500 000 NOK/dag

= Kostnader ved

rekonstruksjon 18 036 160

Tabell 9: Kostnader ved rekonstruksjon ved verft 2

Vi har dermed en ligning med en ukjent, som enkelt kan lses for finne den maksimale

seilavstanden som gjr de to verftene like lnnsomme.

Ved multiplisere ut fr en flgende ligning:

( )

Dette gir x = 11,38 dager. Dersom seiledistansen er kortere enn dette, br verft 2 velges. Dersom

seiledistansen er lengre, br rederiet velge verft 1.

6

3 6BDesign

3.1 21BKarakteristikk En semi-submersible plattform er en halvt nedsenkbar plattform som bl.a. kan benyttes til offshore

boring p store havdyp. Plattformen holdes flytende ved hjelp av pongtonger tilknyttet dekket ved

syler. En semi-submersible plattform er kjent for ha god stabilitet grunnet nedsenket skrog, men er

p grunn av lite vannlinjeareal sensitiv overfor lastforandringer.

Vi har valgt se p tre forskjellige plattformer av denne typen; Deepsea Bergen, Songa Dee og

Transocean Spitsbergen. Plattformene introduseres kort, fr deres spesifikasjoner sammenlignes i

Tabell 10.

3.1.1 38BDeepsea Bergen

Deepsea Bergen er en 3. generasjon, halvt nedsenkbar borerigg bygd i Norge i 1983. Den har siden

starten stort sett operert i Nordsjen, og er designet for tle et hardt milj. Arbeidet den utfrer er

stort sett leteboring og produksjonsboring. Riggen er en forbedret Aker H-3.2 modell, og har bl.a. ftt

utvidet kapasiteten for variabel dekklast og installert en rekke hyteknologiske utstyr p dekk.

Figur 1: Deepsea Bergen

3.1.2 39BSonga Dee

Songa Dee har et Mitsubishi design av typen MD-602. Boreriggen er designet for kunne operere p

vanndybder ned til 2000 meter og tle arktiske milj. Riggen opererer i Nordsjen og har kontrakt

med Statoil fram til sommeren 2016.

7

Figur 2: Songa Dee

3.1.3 40BTransocean Spitsbergen

Transocean Spitsbergen er en 6. generasjon, halvt nedsenkbar borerigg bygd i 2009. Modellen er en

Aker H-6e og er designet spesielt for kunne bore p store vanndybder, motst et hardt milj og

operere over lengre tid uten behov for forsyninger. Riggen gr for vre en av de strste i verden i

sin klasse, samt av den mest avanserte og robuste typen [1].

Figur 3: Transocean Spitsbergen

Rigname Deepsea Bergen Songa Dee Transocen Spitsbergen

Rig owner Odfjell Drilling Songa Offshore Aker Drilling Rig operator Statoil Statoil Statoil Design Aker H-3.2 Mitsubishi MD-602 Aker H-6e Flag Norway United Kingdom Norway Built/yard 1982/Aker Stord 1982/Mitsubishi,

Hiroshima - Japan 2009/Aker Group

Waterdepth/ Drillingdepth

1500 m/ 25 000 m

2000 m/ 30 000 m

3000 m/ 10 000 m

8

Rigname Deepsea Bergen Songa Dee Transocen Spitsbergen

Accommodation 100 98 160 Main dimensions Total height 99,1 m Total length 92,5 m 112,0 m 90,0 m Breadth molded 67,2 m 68,0 m 70,0 m Main deck elevation 34,5 m 34,0 m Operating draught 22,0 m 20,0 m Pantoon width 17,2 m 13,0 m 19,5 m Pantoon height 7,2 m 7,0 10,0 m Displacement 27 958 m/t 28 865 m/t 64 500 m/t Variable deck loads Operation 4 100 m/t 4 300 m/t 7 000 m/t Transit 2 400 m/t 4 300 m/t Survival 4 100 m/t 3 350 m/t 7 000 m/t Draw works National 1625 1625 DE 3000 HP National EMSCO

C-311

Mud pumps 3 National 12-P-1600 pumps

3 Continental EMSCO FB-1600 hp

4 x Wirth TPK 7 triplex, 2200 HP

Power NO INFO 2 x 3060 bhp Nohab diesel engines

8 x 5300 kW

Cranes 2 National OS 435 diesel hydraulic

2 Liebherr BOS 60/900 el.hydraulic cranes

Derrick NorMar Beam Leg, DLC 1.100.000 lbs

MARITIME 160 X 40 X40; 1250000 lb

Aker Solutions; Capacity: 2,000,000 lbs

BOP NL Shaffer 18 3/4 Cameron 18 3/4 15,000 psi WP

18 3/425 m, 5 rams, 2 annulars, mux, cameron

Kilde [2] [3] [4] Tabell 10: Spesifikasjoner for tre semi-submersibles

3.2 22BBegrepene cargo deadweight og variable deck load Ddvekten til et farty er betegnet som fartyets maksimale lasteevne. Dette inkluderer nyttelast,

forrd og mennesker. Cargo ddvekt er definert som ddvekten fratrukket forrd og mennesker. For

semi-submersibles, som har begrenset med lagringskapasitet for nyttelast, vil denne vekten stort sett

omfatte lasten som befinner seg p og over dekket, og blir gjerne omtalt som variabel dekklast (VDL).

Man skiller gjerne mellom variabel dekklast under operasjon og under transit, hvor den VDL for

transit vanligvis er noe lavere.

3.3 23BFormelen for egenperioden i hiv Formelen for egenperioden i hiv er gitt ved

(3.1)

Den er utledet fra svingeligningen uten demping. Fra denne kan vi finne uttrykket for

egenfrekvensen, og videre finner vi egenperioden. Utledningen er vist i ligning 3.2 og 3.3.

(3.2)

9

(3.3)

For en semi-submersible er det viktig holde hivbevegelsene p et minimum for lettere kunne

utfre bore- og lfteoperasjoner [5]. Av formelen kan vi se at hivbevegelsen bl.a. er avhengig av

vannlinjearealet AW. Ved redusere vannlinjeareal vil det gi mindre hivbevegelser for plattformen.

Fra dette kan vi skjnne hvorfor slike rigger er konstruert med syler i vannlinjen.

3.4 24BPlattformens added mass Added mass for plattformen finner vi fra flgende formel

(3.4)

Data i Tabell 11 er hentet fra Vedlegg 2: H-3.2 Tecnical features GA main data, og utregningene er

vist i Tabell 12.

Parameter Verdi Benevning

Tetthet sjvann, 1025 kg/m3

Tyngdekonstant, g 9,81 m/s2

Egenperiode hiv, TH 21,5 sekund

Vektdeplasement, 24190 tonn

Diameter syler 4 x 9,0 4 x 7,4

meter

Tabell 11: Data for plattform

Parameter Formel Verdi

Vannlinjeareal, AW

426,5 m2

Added mass, AMH

26 024,5 tonn

Added mass og vektdeplasement

1,08 [-]

Tabell 12: Utregning av added mass

10

4 7BStabilitetstest ved tunglft Stabiliteten til plattformen skal testes under tyngre lfteoperasjoner. Det gjennomfres lft av en

masse (M1) p 300 tonn. Plattformens tyngdepunkt vil merkbart endres ettersom kranens hyeste

punkt er 60 meter over kjlen. Et krengende moment vil ogs pfres som flge av at lasten henger

57 m mot styrbord i forhold til senterlinjen. Dette tas hensyn til i dypgangsberegningene.

Parameter Verdi Benevning

M1 300 tonn

Transvers posisjon av hengelast mot styrbord

57 meter

Dypgang TT 6,9 meter

Topp av kran - hyde over kjl 60 meter

Tabell 13: Data tilknyttet kranlft

Ved hjelp av vedlagte tabeller for deplasement, dypgang og opprettende arm, GZ, kan vi finne verdier

som er aktuelle for scenarioet. Liner interpolering av verdier blir brukt:

( ) ( )

( ) ( ) (4.1)

Ved interpolasjon forutsettes det at funksjonen som underskes har linert forlp. Dette kan

forrsake sm avvik i resultater, og det vil i slutten av oppgaven tas en vurdering av hvilke

konsekvenser dette vil gi. Fremgangsmte, formler og nkkeltall er gitt i rapporten.

4.1 25BBeregning av metasenterhyde Metasenterhyden over tyngdepunktet, GM, skal beregnes. GM verdi finnes ved hjelp av flgende

formel:

(4.2)

Figur 4: Stabilitet

11

Forklaring av stabilitetsforkortelser

KB Oppdriftsenteres avstand over kjlen

KG Tyngdepunktets avstand over kjlen

BM Avstand fra oppdriftssenter til metasenter

GM Metasenterhyde over tyngdepunktet Tabell 14: Forklaring av stabilitetsforkortelser

Gitt deplasement () ved 6,9 meter dypgang er 15856 tonn. Testlasten p 300 tonn m legges til. Ved

linerinterpolerere fra tabell (se Vedlegg 3: Tabulated curves of form) finner vi ny dypgang som er

gitt i Tabell 15:

Nye verdier ved tillegg av testlast

Deplasement TOT 16 156 tonn

Dypgang 7,05 m Tabell 15: Aktuell dypgang og deplasement fr krenging

Maksverdi for tyngdepunktet (KGmax) uten kranlast finnes i tabell 3.3 i Vedlegg 4: Tabulated principal

stability requirements. Vi korrigerer med fratrekk av 1 meter p KGMax slik oppgaveteksten forteller.

Det tolkes av oppgaveteksten at vi ogs m bruke tyngdepunktsatsen for inkludere testlasten i

endelig KG- verdi:

(4.3)

KG-verdier

KG verdi fra tabell 23,5 m

Oppgitt korreksjon KG = KGMax -1 22,5 m

KGTot medberegnet last 23,2 m

Tabell 16: KG-verdier

Oppdriftsenterets avstand over kjlen (KB) finnes ved interpolering fra tabell (se Vedlegg 3:

Tabulated curves of form). For deplasementet med kranlasten er KB-verdien 3,5 m.

Avstand fra oppdriftssenter til metasenter finnes ved flgende sammenheng:

(4.4)

= treghetsmomentet [m4]

= volumdeplasementet [m3]

Interpolering fra tabell (se Vedlegg 3: Tabulated curves of form) gir flgende verdi for BM:

BM Verdi

I0F1 1 377 039,5 m4

- / 15 762,0 m 3

BM 87,4 m

Tabell 17: BM-verdi

1 Verdi fra Vedlegg 3: Tabulated curves of form

12

P bakgrunn av disse verdiene kan vi n finne metasenterhyden og GM-verdi ved hjelp av ligning

(4.2).

GM verdi

KB 3,5 m

BM 87,4 m

KG 23,2 m

GM 67,7 m

Tabell 18: GM-verdi

4.2 26BStatisk krengevinkel og dypgangsendring I dette avsnittet vil vi finne statisk krengevinkel og kning i dypgang mot styrbord side, TSB,ved bruk

av testlasten. Plattformen blir utsatt for et krengende moment (MK) p grunn av lastekraften 57

meter styrbord fra senterlinjen. For motvirke momentet vil plattformen flytte sitt oppdriftsenter og

skape en rettende arm (GZ-verdi) ved krengning. Ved iterere oss frem til parameterne er like store,

finner vi den statiske krengevinkelen.

( )

( )

(4.5)

Figur 5: Statisk krengevinkel

4.3 27BStatisk krengevinkel I Vedlegg 2: H-3.2 Tecnical features GA main data er GZverdier for plattformen oppgitt. Tabellen

gjelder for KG-verdi p 20 m, og vi m derfor korrigere for dette da vr KG-verdi er 23,2 meter. Det

13

er ikke oppgitt GZ-verdier for vinklene mellom 0 - 5, men vi antar en liner utvikling i dette

omrdet. Korrigert GZ()-verdi finnes ved flgende formler:

(4.6)

( ) ( ) ( ) (4.7)

Det krengende momentet regnes ut for ulike vinkler:

( ) ( ) (4.8)

P bakgrunn av Tabell 19 og Figur 6 finner vi en statisk krengevinkel p 3,08 . Skjringspunktet angir

likevekten mellom krengende og opprettende arm.

Resultat

[] GZ() [m] G'Z() [m] MK()/ [m]

0 0 0 1,06

1 0,40 0,34 1,06

2 0,80 0,69 1,06

3 1,20 1,03 1,06

3,05 1,28 1,05 1,06

3,08 1,23 1,06 1,06

3,1 1,24 1,07 1,06

3,2 1,28 1,09 1,06

4 1,60 1,37 1,06

5 2,00 1,71 1,05

10 4,25 3,69 1,04 Tabell 19: Resultat for statisk krengevinkel

14

Figur 6: Grafisk fremstilling av statisk krengevinkel

4.4 28Bkt dybde ved senter av syle p styrbord side Vedlegg 2: H-3.2 Tecnical features GA main data gir oss dypgangen ved forskjellige

vektdeplasement som funksjon av krengevinkler mot styrbord. Ved hjelp av interpolasjon kan vi

komme frem til en dypgangverdi ved senterlinjen av sylene mot styrbord side ved 3,08.

Deplasement [tonn] [] Dypgang [m]

15856 0 6,9

16156 0 7,05

16156 3,08 7,97

Endring i dypgang (TSB ) - 0,92 Tabell 20: Dypgangsendring mot styrbord

4.5 29BHensyn til mannhull pne mannhull er skret ut for inspeksjon i sylene tilknyttet pongtongene. Mannhullet har sitt

senterpunkt 1,5 m over toppen av pongtongen, dvs. 8,7 m over kjlen. Som det fremgr i

oppgaveteksten settes det krav om en fribordsmargin p 0,5 m til aktuell vannlinje. Det m derfor

vurderes om en tunglfttest representerer noen fare knyttet til dette.

P bakgrunn av opplysninger blir maks aksepterte dypgang p styrbord side 8,2 m. Ved statisk

krengevinkel p 3,08 og en dypgang p styrbord side p 7,97 meter, er det innenfor

sikkerhetsmarginen.

1,02

1,03

1,04

1,05

1,06

1,07

1,08

1,09

1,1

2,95 3 3,05 3,1 3,15 3,2 3,25

GZ'

(

)

Krengevinkel

Statisk krengevinkel

MK () / [m]

GZ' () [m]

15

Dypgang [m]

[] = 3,08 7,97

Mannhullets senterpunkt 8,70

Differanse 0,73

Fribordsmargin 0,50

Differanse - Fribordsmargin 0,23 Tabell 21: Fribordsmargin

Det er likevel kun 0,23 meter fra akseptert grense. Ulike feilkilder i beregningene, som linere

interpoleringer, m tas i betraktning. Dynamiske svingninger kan ogs forekomme ved urolig sj, ved

kranlft eller dersom lftewiren skulle ryke. Det kan gi svrt kritiske konsekvenser om strre

vannmengder skulle komme inn i mannhullet. Flotasjonssenteret vil da kunne forandres,

treghetsmomentet forandres, noe som igjen vil pvirke GM-verdien. P grunn av dette mener vi

mannhullet br stenges fr lfteoperasjon iverksettes.

16

5 8BNyttelast, stabilitet og ballastering

5.1 30BPrinsipper for stabilitetskontroll Alle flytende innretninger skal ha de pkrevde sertifikater om bord, og Sjfartsdirektoratet er det

kontrollerende organ som godkjenner disse innretningene ved sjekke at de oppfyller de aktuelle

stabilitetskrav. Disse kravene er basert p IMOs anbefalinger.

Det foretas en stabilitetskontroll for sjekke hvor stabil innretningen er ved forskjellige dypganger.

Stabilitetskravene er basert p statistikk, noe som Rahola gjorde nytte av da han etablerte en rekke

stabilitetskrav i 1939 etter underskelser av en rekke havarerte fartyer. Etter han hadde beregnet

GZ-kurvene ble det dratt en heltrukket kurve som skulle betegne minimumskravene til den statiske

stabilitetsarmen.

Figur 7: Raholas krav til GZ-kurve

Han foreslo ogs at maksimal GZ skulle oppns ved > 35. Vr oppgave omhandler en semi-

submersibel plattform som er en flyttbar innretning, og kravet for denne gir en maksimal

krengevinkel p =30.

Nr deplasementet eller dypgangen er gitt, avhenger fartyets eller innretningens stabilitet i

hovedsak av plassering av tyngdepunktet. Den aktuelle vertikale plassering av massesenter over kjl

betegnes KGAKT, og en praktisk kontroll av stabiliteten til vr semi-submersible gjres best ved hjelp

av et skalt T-KGAKT-diagram. Et eksempel p et slikt diagram er vist i Figur 8. For en gitt dypgang blir

stabilitetskontrollen KGAKT KGMAX. Her er KGMAX den maksimalt tillatte verdi for at alle aktuelle

stabilitetskrav akkurat skal oppfylles.

17

Figur 8: T-KGAKT-diagram

5.2 31BTilstander ved stabilitetskontroll Sjfartsdirektoratet har en del generelle krav for flyttbare innretninger nr det gjelder intakt

stabilitet som m oppfylles. Disse kravene defineres av tre kurver, som vist i Figur 9.

Figur 9: Kurve 1,2 og 3 for stabilitetskontroll

For at stabiliteten skal vre tilfredsstillende, skal man ligge til venstre for kurvene. Her er KGMAX

representert ved GMMIN.

18

Generelt for kurvene gjelder at forutsatt at en tilsvarende standard av sikkerhet er opprettholdt, kan

alternative intaktstabilitetskrav tillates av Sjfartsdirektoratet, for eksempel basert p modellprver.

5.2.1 41BTransitt og operasjonstilstand

I denne tilstanden gjelder kurve 1 for enhver gitt dypgang. Kurven beskriver krav til skadestabilitet

som alltid skal oppfylles sammen med krav til intakt stabilitet ved 70 knops vind. For tilfredsstille

kurven, m vr semi-submersible fylle ballasttankene i denne rekkeflgen; babord tank-1, 4, 14, 16,

styrbord tank-1, 4, 14, 16.

5.2.2 42BSikkerhet- og storm-tilstand

Nr vinden har en hastighet p mer enn 70 knop, m kurve 2 tilfredsstilles. Denne beskriver krav for

intakt stabilitet ved 100 knops vind.

5.2.3 43BTemporr tilstand

Dette kan vre nr plattformen skifter dypgang fra operasjonstilstand til transittilstand eller

omvendt. I dette tilfellet m kurve 3 tilfredsstilles. Denne er basert p krav til intakt stabilitet ved 70

knops vind med minimum metasenterhyde, GM, p 0,3 m.

Spesielt for submersibles er at det i transitt/operasjonstilstand og temporr tilstand kreves at

metasenterhyden (GM) skal vre minst 1,0 m. I alle tilstander skal de ogs ha 30 % overskudd av

dynamisk stabilitet (alts 30 % strre areal under kurve for opprettende moment enn for areal under

kurve for vindmoment i GZ-kurven).

5.3 32BBallastering Plattformen skal ballasteres fra transittilstand hvor den har en dypgang p 6,9 m til en dypgang p 22

m i operasjonstilstand. Dette gjres med en dekkslast som tilsvarer et tyngdepunkt p KGOP = 18,04

m i operasjonstilstand. For ta en stabilitetskontroll m ballasteringskurven beregnes og plottes i et

T-KGMAX-diagram. Fra oppgaveteksten ble det spesifisert at ballasteringskurven skulle beregnes som

en funksjon av endring i ballastmengde BAL. Ballasten som er plassert i pongtongene skal ha

tyngdepunktet KGBAL = 3,6 m uavhengig av hvordan tankene fylles.

Frst ble vertikal plassering av tyngdepunktet funnet med hjelp av hovedligningene for plattformens

vektdeplasement ved ulike ballasttilstander (TR = transitt, OP = operasjon, BAL = ballast, AKT =

aktuell).

For ballastering fra transitt- til operasjonstilstand:

(5.1)

Med tyngdepunktsatsen ble et uttrykk for tyngdepunktet funnet:

(5.2)

Ved fylling ble flgende likevektsligning brukt:

(5.3) Ved bruk av TP-satsen igjen:

(5.4)

19

Stabilitetskravet ble tidligere definert ved KGAKT KGMAX. Fra Vedlegg 4: Tabulated principal stability

requirements ble KGMAX verdiene funnet fra kolonnen med kurve 3-verdier. AKT for dypgangene 22

m, 17,5 m og 6,9 m ble hentet fra Vedlegg 2: H-3.2 Tecnical features GA main data. De resterende

verdiene ble hentet fra tabell (se Vedlegg 3: Tabulated curves of form).

Ved arrangere ligningene (5.1) til (5.4), ble BAL og KGAKT beregnet. Resultatene er vist i Tabell 22.

Beregninger

T [m] AKT [tonn] BAL [tonn] KGAKT [m] KGMAX [m]

Operasjon 22 24190 0 18,04 19,97

20 23238 952 18,63 20,12

Storm 17,5 22040 2150 19,45 20,15

16 21348 2842 19,96 20,65

12 19353 4837 21,65 25,85

10 17707 6483 23,33 22,2

8 16816 7374 24,37 22,95

Pongtong 7,22 16470 7720 24,81 23,4

Transitt 6,9 15856 8334 25,63 23,59

Tabell 22: Beregninger av verdier for deballastering

5.4 33BBallasteringskurve P bakgrunn av beregningene gjort over, ble ballasteringskurven for de forskjellige dypgangene

tegnet i et T-KGMAX-diagram.

Figur 10: Ballasteringskurve T-KGMAX-diagram

Som et alternativ til T-KGMAX-diagrammet skulle ballasteringskurven ogs bli plottet i et T-GMMIN-

diagram. Fra tabell i Vedlegg 3: Tabulated curves of form ble KMT -verdiene hentet, og

metasenterhyden ble beregnet ved formelen (5.5). Resultatene er vist i Tabell 23.

(5.5)

0

5

10

15

20

25

30

22 20 17,5 16 12 10 8 7,22 6,9

KG-verdier [m]

Dypgang T [m]

KGMAX

KGAKT

20

Beregning av GM

T KM GMMIN GMAKT KGAKT KGMAX

Operasjon 22 21,09 1,12 3,05 18,04 19,97

20 21,25 1,13 2,62 18,63 20,12

Storm 17,5 21,15 1,00 1,71 19,45 20,15

16 20,95 0,30 0,99 19,96 20,65

12 26,15 0,30 4,50 21,65 25,85

10 22,50 0,30 -0,83 23,33 22,2

8 23,25 0,30 -1,13 24,37 22,95

Pongtong 7,22 23,56 0,16 -1,25 24,81 23,4

Transitt 6,9 99,52 75,93 73,89 25,63 23,59

Tabell 23: Beregning av GM-verdier for ballastering

Deretter ble ballasteringskurven plottet i et T- GMMIN-diagram, se Figur 11.

Figur 11: Ballasteringskurve T-GMMIN-diagram

5.5 34BEndring i nyttelast Vi skal se p endring av nyttelast nr dypgangen endres fra operasjonsdypgang, , til dypgang i

storm, . Bruker tyngdepunktsatsen for finne :

(5.6) Gitte data:

Tabell 24: Stabilitetsdata for utregning av

(5.7) Fr dermed fra formel (5.6):

-10,00

0,00

10,00

20,00

30,00

40,00

50,00

60,00

70,00

80,00

22 20 17,5 16 12 10 8 7,22 6,9

GM-verdier

Dypgang T

GMMIN

GMAKT

21

Vi undersker om tilfredsstiller de gitte stabilitetskravene ved lese av kurven for i Figur

8. Vi har at er , dette gir en -verdi p ca .

Siden m det justeres p nyttelast i tillegg til ballast. Dermed fr man en ny ligning

hvor en tar hensyn til lasten:

(5.8)

Vi antar at nyttelast er plassert p verste dekk, det vil si at tilsvarer . Lser med

hensyn p i den gjeldende deballasteringstilstanden. Ved bruke

, fr vi flgende reduksjon i nyttelast:

5.6 35BAnalyse av ballastkurven

Dypgang Avvik i

Operasjon 22 18,04 19,97 1,93

20 18,63 20,12 1,49

Storm 17,5 19,45 20,15 0,7

16 19,96 20,65 0,69

12 21,65 25,85 4,2

10 23,33 22,2 -1,13

8 24,37 22,95 -1,42

Pongtong 7,22 24,81 23,4 -1,41

Transitt 6,9 25,63 23,59 -2,04 Tabell 25: Oversikt over for ulike dypganger

vil tilfredsstille kravene som er stilt for dypganger over ca . m derfor reduseres

ved dypganger mindre enn dette.

5.6.1 44BLsning p utilfredsstillende stabilitet reduksjon av KG

Vi kan uttrykke ved formel (5.9):

(5.9)

For redusere ser vi at vi enten kan redusere og/eller , eller ke .

5.6.1.1 45BReduksjon av KB

Skal reduseres m plattformens oppdriftssenter flyttes. Dette kan kun gjres ved en radikal

ombygging av plattformen, noe som er ugunstig og innebrer hye kostnader. I tillegg m

stabilitetsberegninger gjres p nytt. Vi anser denne muligheten som et drlig alternativ for bedre

stabiliteten.

5.6.1.2 46BReduksjon av BM

Vi kan uttrykke ved formel (5.10):

(5.10)

22

Vi ser at kan reduseres p to mter, enten kan plattformen bygges om slik at treghetsmomentet

om vannlinjen minker, ellers kan volumdeplasementet kes. Dette er en lettere operasjon enn den

frstnevnte. Redusering av er dermed et bedre alternativ enn reduksjon av .

5.6.1.3 47Bkning i GM

king av verdi ser vi p som det alternativet som er mest praktisk gjennomfre. Ved kritiske

dypganger kan vi senke plattformens tyngdepunkt, og dermed ke , for eksempel ved fjerne

dekkslast som ikke er ndvendig nr plattformen ikke er i operasjon.

Det strste avviket i finner vi i transittilstand. Her m tyngdepunktet senkes med for

overholde stabilitetskravet.

er gitt av:

(5.11)

Ballasten, [tonn], ligger i pongtongene. Denne beregner vi ved:

(5.12)

Vi antar at holdes konstant, uavhengig av fylling av tanken. Beregner ny ballastverdi, :

( )

Fra datahefte (Vedlegg 2: H-3.2 Tecnical features GA main data) ser vi at skroget maksimalt kan

inneholde med ballast i form av saltvann. Det vil si at vi i tillegg br flytte ca

dekkslast til supplyfarty for redusere tilstrekkelig.

I stormtilstand m tyngdepunktet senkes med for sikre tilstrekkelig stabilitet. Ved dypgang

blir ny ballastverdi:

( )

Dette byr ikke p noen problemer med tanke p kapasiteten, dermed unngr man flytting av

dekkslast under storm.

23

6 9BKonklusjon

6.1 36BSkipsoperasjon og konomi Rekonstruksjon ved det frste verftet vil medfre et totalt tidstap p 22 dager. Inkluderer man ekstra

drivstofforbruk og direkte kostnader, vil dette gi en totalkostnad p 18 036 160 NOK for skipseieren.

Det er beregnet en tilbakebetalingstid p 6,6 r, noe som synes rimelig, siden det ikke er snakk om

total ombygging av skipet. Det m tas hyde for at ratenivet kan forandres, og at dette vil ha

innvirkning p tilbakebetalingstiden. Nybygg av rampe br velges dersom dette koster mindre enn

10 600 000 NOK, eventuelt rekonstruksjon ved verft nummer to dersom seileavstanden hver vei er

mindre enn 5,5 dager. Det er ogs antatt at skipet har alternative oppdrag, som det reduserte

tidsbruken p gitte oppdrag kan brukes til, og som har samme rateniv. Videre analyse av risiko i

forhold til variansen p rateniv br gjres fr et alternativ velges.

6.2 37BSemi-submersible og stabilitet Videre ble tre ulike semi-submersibles beskrevet og sammenlignet. Viktigheten av formelen for

egenperioden i hiv ble diskutert. For en semi-submersible er det nskelig holde hivbevegelsen p et

minimum, da dette vil gjre bore- og lfteoperasjoner bde enklere og sikrere. Added mass for

plattformen ble regnet til bli 26 024,5 tonn. Dette viste seg vre 8 % hyere enn

vektdeplasementet.

Etter vurdering av margin til fribordsgrense har vi kommet frem til at pne mannhull br lukkes fr

gjennomfring av kranlast. Til tross for at plattformen er innenfor de krav som stilles til fribord, m vi

ta hensyn til feilkilder ved liner interpolering, samt potensielle farer ved dynamiske svingninger.

Urolig sj eller kranlft kan gi store konsekvenser. Skulle lftvaieren ryke vil dette ogs vre farlig.

Flotasjonssenteret vil endres ved lekkasje inn i mannhullet, treghetsmomentet vil endres og flgelig

vil GM-verdi endres til det verre.

Stabilitetsberegningene viser at plattformens stabilitet var tilstrekkelig for dypgang ned til ca 11,5

meter. Ved mindre dypganger m tiltak som f.eks. reduksjon av dekkslast og/eller kning av ballast

iverksettes for sikre at stabiliteten p plattformen er tilfredsstillende.

24

10BReferanser

[1] Aker Solutions, Drilling rigs for ultra deep waters, [Internett]. Available:

http://akersolutions.com/en/Global-menu/Projects/technology-segment/Engineering/Floater-

designs/Aker-H-6e-for-ultra-deep-waters-and-hars-henvironments/. [Funnet April 2012].

[2] Offshore Media Group, Riggdetaljer, Deepsea Bergen, [Internett]. Available:

http://www.offshore.no/Prosjekter/rigdetails.aspx?rid=6. [Funnet Mai 2012].

[3] Offshore Media Group, Riggdetaljer, Songa Dee, [Internett]. Available:


[4] Offshore Media Group, Riggdetaljer, Transocean Spitsbergen, [Internett]. Available:


[5] Flere, Halvt nedsenkbar plattform, 25 April 2012. [Internett]. Available:

http://no.wikipedia.org/wiki/Halvt_nedsenkbar_plattform. [Funnet Mai 2012].

25

11BVedlegg 1: Oppgavetekst

28

12BVedlegg 2: H-3.2 Tecnical features GA main data

30

13BVedlegg 3: Tabulated curves of form

31

14BVedlegg 4: Tabulated principal stability requirements

Documents

Semi Submersible - Stability Project