STUDII ŞI CERCETĂRI PENTRU OPTIMIZAREA … · 2.9.5 Rezistenţa lateral ... Lucrarea are ca obiectiv principal explicit modelarea prin ... Modelarea geometrică folosind programul

UNIVERSITATEA MARITIMĂ CONSTANŢA

Facultatea de Electromecanică Navală

2016

REZUMAT TEZĂ DE DOCTORAT

STUDII ŞI CERCETĂRI PENTRU

OPTIMIZAREA TEHNOLOGIILOR

DE MONTAJ ALE CONDUCTELOR

RIGIDE ÎN DOMENIUL SUBMARIN

Conducător ştiinţific:

Prof. Univ. Dr. Ing. Nicolae BUZBUCHI

Doctorand:

Ing. Iulian RADU

Studii şi cercetări pentru optimizarea tehnologiilor de montaj ale conductelor rigide în domeniul

submarin _____________________________________________________________________________________

2

Pagină lăsată liberă


submarin _____________________________________________________________________________________

3

CUPRINS

CAPITOLUL 1.0-NECESITATEA ŞI OPORTUNITATEA LUCRĂRII ........................ 6 1.1 INTRODUCERE ............................................................................................................ 6 1.2 OBIECTIVELE LUCRǍRII ........................................................................................... 6

1.3 GRATITUDINE ............................................................................................................. 7

CAPITOLUL 2.0- STADIUL ACTUAL AL TEHNOLOGIILOR DE CONSTRUCŢIE

OFFSHORE AL CONDUCTELOR SUBMARINE ............................................................ 8 2.1 INTRODUCERE ............................................................................................................ 8 2.1 Consideratii generale despre ingineria conductelor submarine ...................................... 8

2.1.1 Alegerea traseului de instalare al conductei submarine ...................................................................... 8 2.1.2 Alegerea diametrului conductei submarine ......................................................................................... 9

2.9 Stabilitatea conductelor submarine pe fundul ............................................................... 10 2.9.1 Introducere ........................................................................................................................................ 10 2.9.2 Forţa curenţilor provocati de maree asupra stabilităţii conductelor .............................................. 10 2.9.3 Profilul valurilor .............................................................................................................................. 10 2.9.4 Forţele hidrodinamice ..................................................................................................................... 10 2.9.5 Rezistenţa laterală ............................................................................................................................ 11

2.10 Constructia şi lansarea conductelor submarine ........................................................... 12 2.10.1 Introducere ...................................................................................................................................... 12 2.10.2 Intervenţii asupra solului fundului marii ....................................................................................... 13 2.10.3 Suportii conductelor submarine ..................................................................................................... 13 2.10.4 Intersectiile conductelor (crossings) ............................................................................................... 14 2.10.5 Lansarea conductelor (Pipelaying) ................................................................................................. 14

CAPITOLUL 3.0- ELEMENTE TEORETICE ŢINAND DE DINAMICA

MONTAJULUI CONDUCTELOR SUBMARINE ........................................................... 17 3.1 Introducere .................................................................................................................... 17

3.2 Metoda S-Lay................................................................................................................ 18 3.3 Metoda J-Lay ................................................................................................................ 18 3.4 Formularea problemei lansării conductelor submarine................................................. 19

3.4.1 Mecanica procesului de lansare a conductelor submarine ................................................................ 22 3.4.3 Încărcările statice la lansarea conductelor submarine ..................................................................... 24 3.4.4 Interacţiunea dintre conductă şi fundul mării .................................................................................... 26 3.4.5 Încărcări din mediul marin ................................................................................................................ 28

3.5 Ecuaţia lănţişorului natural ........................................................................................... 30

CAPITOLUL 4.0- SIMULAREA NUMERICǍ ŞI OPTIMIZAREA LANSĂRII

CONDUCTELOR SUBMARINE PRIN METODELE S-LAY ŞI J-LAY ...................... 33 4.1 Analiza numerică şi otpimizarea unei lansări prin metoda S-Lay ................................ 33 4.2 Analiza numerică şi otpimizarea unei lansări prin metoda J-Lay ................................. 42

4.2.1 Calculul matematic al forţelor care apar pe traseul conductei la lansare ........................................ 43 4.2.2 Dezvoltarea modelului geometric în ANSYS şi datele de intrare pentru optimizare ......................... 44 4.2.3 Calculul tensiunilor cu elemente finite în conductă la lansare .......................................................... 46

4.3 BIBLIOGRAFIE CAPITOLUL 4................................................................................. 54 5.1 Introducere .................................................................................................................... 54


submarin _____________________________________________________________________________________

4

5.2 Determinarea suprafeţei de răspuns şi a candidatului optim ........................................ 54 5.2.1 Candidatul Optim ...............................................................................................................................54 5.2.2 Analize de senzitivitate .......................................................................................................................59

5.3 BIBLIOGRAFIE CAPITOLUL 5................................................................................. 61

CAPITOLUL 6.0- VALIDAREA MODELULUI OPTIMIZAT ...................................... 61 6.1 Validarea prin comparaţie a modelului structurii originare şi optimizate pentru lansarea

prin metoda J-Lay ............................................................................................................... 61 6.2 Validarea calitativă a modelării .................................................................................... 63

6.2.1 Lucrarea „A computational system for subsea pipelaying simulation”, autori Danilo Machado

Lawinscky da Silva ş.a- International journal of modeling and simulation for the petroleum industry, vol.

3, no.1, june 2009 ........................................................................................................................................63 6.2.2 Lucrarea „Modeling and Control of Offshore Pipelay operaţions Based on a Finite Strain Pipe

Model” de Gullik Jensen ş.a. în Design and Installation of Marine Pipelines. Blackwell Science Ltd,

2005. ...........................................................................................................................................................64 6.2.3 Lucrarea lui S.Lenci ş.a. „Simple analytical models for the J-lay problem”, Acta Mechanica 178,

23–39 (2005) ...............................................................................................................................................65 6.3 BIBLIOGRAFIE CAPITOLUL 6................................................................................. 67

CAPITOLUL 7.0- CONCLUZII, CONTRIBUŢII PERSONALE ŞI RECOMANDĂRI

PENTRU LUCRĂRILE VIITOARE .................................................................................. 67 7.1 RECOMANDĂRI PENTRU LUCRĂRILE VIITOARE ........................................... 69

BIBLIOGRAFIE ................................................................................................................... 69 BIBLIOGRAFIE CAPITOLUL 2....................................................................................... 69 BIBLIOGRAFIE CAPITOLUL 3....................................................................................... 71

BIBLIOGRAFIE CAPITOLUL 4....................................................................................... 75 BIBLIOGRAFIE CAPITOLUL 5....................................................................................... 75


submarin _____________________________________________________________________________________

5

Pagină lăsată liberă


submarin _____________________________________________________________________________________

6

CAPITOLUL 1.0-NECESITATEA ŞI OPORTUNITATEA LUCRĂRII

1.1 INTRODUCERE

Structurile submarine tip conductă sunt caracterizate de o secţiune mică în comparaţie cu

lungimea lor care poate ajunge la sute de kilometri. Succesul lansării şi instalării conductelor

submarine depinde de înţelegerea amănunţită a dinamicii acestor procese. Înţelegerea poate fi

dobândită prin simularea comportamentului dinamic al acestor structuri prin modele

matematice sau, mai modern, prin simularea cu elemente finite.

Fig.1 Lansarea unei conducte submarine de pe o navă de suprafaţă

1.2 OBIECTIVELE LUCRǍRII

Lucrarea are ca obiectiv principal explicit modelarea prin tehnici de analiză cu elemente

finite a metodelor de lansare conducte submarine tip S-Lay şi J-Lay, aceasta incluzând:

Modelarea şi optimizarea unei lansări tip S-Lay folosind programul OffPipe

Modelarea geometrică folosind programul SolidWorks 2015 a structurii de

lansare a unei nave pentru sistemul J-Lay

Modelarea numerică folosind programul ANSYS 15 a structurii de lansare a

unei nave pentru sistemul J-Lay;

Optimizarea geometriei a structurii de lansare a unei nave pentru sistemul J-

Lay folosind tehnici avansate de tip ANSYS Design Explorer


submarin _____________________________________________________________________________________

7

1.3 GRATITUDINE

În elaborarea acestei lucrări m-am bucurat de suportul şi ajutorul cadrelor didactice

din cadrul Universităţii Maritime Constanţa şi nu în cele din urmă, Coordonatorului Stiinţific

al lucrării, Prof.Dr.Ing. Nicolae Buzbuchi, cărora le mulţumesc pe această cale.

Deasemenea, ţin să mulţumesc tuturor colegilor de la GSP pentru suportul, ajutorul şi

înţelegerea arătate.

Dedic această lucrare întregii mele familii.


submarin _____________________________________________________________________________________

8

CAPITOLUL 2.0- STADIUL ACTUAL AL TEHNOLOGIILOR DE CONSTRUCŢIE

OFFSHORE AL CONDUCTELOR SUBMARINE

2.1 INTRODUCERE

Soluţia transportului fluidelor prin conducte submarine este o variantă relativ nouă ;

proiectele de acum 20 de ani au devenit o realitate pe o arie destul de largă în domeniul

exploatărilor petroliere marine.

Principalele direcţii de folosire ale acestora sunt:

transportul fluidelor din zonele de producţie la uscat. Acest lucru se poate efectua

în mai multe etape: de la puţuri la manifoldurile platformelor, de la un manifold

la altul, de la manifolduri la uscat;

direcţionarea gazelor de sondă dintr-o zonă de foraj în alta pentru injectie în

zăcământ în vederea asigurării presiunii de dislocare.

injectarea apei de mare tratate în puţuri în scopul dislocării zăcământului de ţiţei;

separarea CO2 din gazele de sondă şi reinjectarea în zăcământ;

Fig. 2.1 Imaginea de ansamblu a unui sistem de conducte submarine şi echipamente

auxiliare [2]

2.1 Consideratii generale despre ingineria conductelor submarine

Organizarea aplicării tehnologiilor de montaj ale conductelor submarine presupune

parcurgerea mai multor etape constituite în grupări deciziționale luate de inginerii implicaţi

în proiect [2][5]:

2.1.1 Alegerea traseului de instalare al conductei submarine

Factorii de care depinde această alegere sunt conditionaţi de:

forma şi consistența fundului mării;

lungimea traseului de instalare;

calitatea materialului conductei.


submarin _____________________________________________________________________________________

9

2.1.2 Alegerea diametrului conductei submarine

Alegerea diametrului este o problemă de inginerie hidraulică. Pentru diametre

reduse, căderea de presiune între extremitățile traseului conductei sunt mari; pentru diametre

mari, costurile de construcţie ale unui traseu sunt foarte ridicate, ceea ce impune configurarea

lungimii conductei pe două sau mai multe faze cu diametre diferite.

Alegerea grosimii peretelui conductei.

Solicitările la care sunt supuse conductele submarine în timpul lansării, montajului,

testelor de presiune şi exploatării, și anume cele de încovoiere,de presiune internă şi

externă,oboseală,concentratori de eforturi, coroziune chimică şi microbiologică, lovituri

mecanice, impun dimensionarea corespunzătoare a pereţilor conductelor pentru mărirea

rezistenței acestora la aceste solicitări.În funcţie de aceste date, operatorii offshore stabilesc

procedurile de operare şi monitorizare ale stării conductelor în vederea minimalizării

efectelor acestor solicitări.

Tratamentul suprafeței conductei.

Majoritatea conductelor submarine în vederea protectiei anticorozive, sunt supuse

unui tratament de acoperire cu vopsele anticorozive şi antivegetative, combinat cu aplicarea

unor protecții catodice şi a unui strat de ciment în vederea contracarării efectelor loviturilor

mecanice, ale valurilor şi curenţilor marini.

Straturile de vopsea anticorozivă se mai pot aplica şi în interiorul conductelor pentru

protecție dar şi pentru micșorarea rugozităţii suprafețelor în vederea asigurării unei curgeri

laminare a fluidului..

Fig.2.2 Imaginea de ansamblu a unui system offshore de procesare şi transport al

fluidelor petrolifere[2]


submarin _____________________________________________________________________________________

10

2.9 Stabilitatea conductelor submarine pe fundul mării

2.9.1 Introducere

Conductele submarine trebuie să fie stabile pe fundul mării; dacă sunt ușoare vor fi

mișcate cu ușurință de forța curenţilor şi a valurilor; pe de alta parte dacă sunt grele, costurile

şi dificultătile de fabricație şi montaj vor fi mari.

Modalitățile de creştere ale greutăţii conductelor pot fi după cum urmează :

Adăugarea unui strat exterior de ciment, ceea ce oferă în plus şi o protecţie

mecanică a protecției anticorozive;

Creșterea grosimii pereţilor;

Reducerea forţelor hidrodinamice şi creșterea stabilităţii prin săparea canalelor de

fixare ale conductelor pe fundul mării (trenching);

Adăugarea şi montarea peste traseul de conducte a saltelelor din ciment

(matresses) sau a unor contragreutăți (bolt-on weights).

2.9.2 Forţa curenţilor provocați de maree asupra stabilităţii conductelor

Mareele sunt diferite prin momentul producerii, frecvenței şi dimensiunilor lor.

Curenţii provocați de maree sunt diferiți în funcţie de adâncimi; prin măsurarea forţei unui

curent la o anumită adâncime, se pot estima valorile acestuia la diferite adâncimi în baza legii

lui van Veen power law, prin care puterea unui curent este proportionala cu 1/7 din valoarea

inăltimii față de fundul mării; formula nu poate fi aplicată însă pentru adâncimi foarte mari.

2.9.3 Profilul valurilor

Profilele valurilor sunt înregistrate în bazele de date create în urma măsuratorilor

efectuate de balize (wave-rider buoys) sau instrumente la bordul platformelor petroliere sau

navelor specializate.

Metoda mai des folosită este aprecierea profilului valurilor prin măsuratorile forţei şi

direcţiei vânturilor.

Înregistrarea profilului valurilor se face în urma observațiilor asupra înălțimii şi a

stării generale a suprafeței mării pe intervale bine definite (10 minute la interval de 3 ore) sau

a înregistrării valului de înalțime maximă în același interval.

Valul de înalțime maximă se caracterizează prin doi parametri:

Perioada de revenire Tr ( return period);

Probabilitatea de înregistrare E (encounter probability).

2.9.4 Forţele hidrodinamice

Curenţii marini acționează asupra conductelor prin forţe hidrodinamice; distribuția

vitezelor acestor forţe este determinată de gradientul presiunilor în zona conductei: viteze

mari în zona superioară şi reduse pe fund, cu o stare relativ stabilă în zona de separație

[43][44].


submarin _____________________________________________________________________________________

11

Diferențele de presiuni de o parte şi de alta ale conductelor submarine, pot crea

datorită curenților, erodări ale solului fundului mării ( dacă este nisipos) şi implicit afectarea

stării de stabilitate. Dacă fixarea conductelor se face în șanțuri (trenching), efectul de erodare

al curenţilor se manifestă în zona de presiune minimă cu relocarea poziției conductei spre

marginea erodată a șanțului.

Fig.2.3 Distribuția curenţilor în jurul conductei submarine: conductă așezată pe fundul

mării;conductă situată deasupra fundului marii; conductă în șanțul practicat prin

operaţiunea de trenching;[44]

2.9.5 Rezistenţa laterală

Dacă un sistem de conducte submarine este foarte stabil, greutatea acestuia poate

genera suficientă Rezistenţă laterală împotriva forţelor hidrodinamice.Reacțiunea fundului

mării în conducte are o componentă verticală R şi una orizontală S; condițiile limită ce oferă

stabilitate conductei sunt ilustrate în diagramele de stabilitate ale căror axe sunt R şi S.

Diagramele reacţiunilor dintre fundul mării şi conducte

Fig.2.4 Diagramele reacţiunilor dintre fundul mării şi conducte [44]

Relaţia între componentele S şi R ale reacțiunii este:

S = ±𝑓𝑅

Unde f este coeficientul de frecare.

Analiza procesului de stabilitate al conductei

O modalitate simplă şi practică de analiză a stabilităţii unei conducte neancorate pe

fundul mării este de a urmări variațiile valorilor componentelor R şi S ale reacţiunilor dintre

conductă şi fundul mării definite în secțiunea rezistenței laterale; de exemplu, în situatia în

care curentul are o viteză constantă, fără componente oscilatorii, valoarea S va fi zero iar R

va fi egală cu greutatea imersă w pe unitatea de lungime în mare liniștită.

Dacă viteza curentului creşte , valoarea S creşte, iar R scade datorită forţelor

hidrodinamice ascendente care ridică ţeava de pe fundul marii; în această situație conducta

submarină devine instabilă în direcţia curentului ce are ca efect deplasarea laterală a acesteia.


submarin _____________________________________________________________________________________

12

În proiectarea construcției conductei este importantă alegerea valorii w în așa fel încât

interacțiunea dintre componentele S şi R să situeze poziția conductei în zona de stabilitate.

Interacţiunea conductelor submarine cu instabilitatea solului fundului mării

În analiza stabilităţii conductelor submarine s-a considerat în general că solul

fundului mării este stabil; acest lucru este parțial valabil datorită faptului că în condiţii de

vreme rea, efectele forţelor hidrodinamice ale valurilor şi curenţilor marini pot provoca

mișcări ale solului fundului mării, deplasari ale conductelor, mișcări şi depuneri de sediment.

Stabilitatea conductelor submarine nu poate fi tratată izolat de stabilitatea solului

fundului mării.

Fig.2.5 Grafice ce exprimă relațiile de intercondiționare între valorile înălțimii valurilor

și stabilitatea fundului mării [43]

2.10 Construcția şi lansarea conductelor submarine

2.10.1 Introducere

Procedurile de construcţie şi lansare ale conductelor submarine sunt un sistem

integrat de etape tehnologice de construcţie ale segmentelor de ţeavă (pipe joints),de

ansamblare prin elemente de legatură (bends) şi de lansare pe fundul mării (pipelay) în

vederea comisionării; principala activitate este de fapt îmbinarea mai multor segmente într-

un ansamblu linear de conducte (pipe string); realizarea acestui lucru se face prin lansarea

acestuia în sistem offshore de pe o barjă sau navă de tip pipelay, sau de pe uscat prin

procedeele de reeling, towing, pulling şi direcțional drilling[2][43].

Una din activitățile de bază preliminare procesului de lansare este de verificare a

traseului conductelor submarine (route sourvey): lungimea instalată a traseului final este

întotdeauna mai mare decat lungimea teoretica KP (kilometre post) măsurată între punctele

de destinaţie.

Procedeele de săpare ale canalului de montaj (trenching) şi de acoperire a traseului

(backfilling) după montajul conductelor sunt folosite în funcţie de tipul şi de configurația

traseului pentru asigurarea stabilităţii hidrodinamice, rezistenței laterale şi verticale precum şi

protecției mecanice ale acestora.


submarin _____________________________________________________________________________________

13

După finalizarea montării conductelor submarine, se efectuează operaţiunile de

verificare în vederea comisionării şi anume:

Verificarea internă a conductelor (internal gauging);

Verificarea etanșeității conductelor (hydrostatic testing) prin teste de presiune

cu apă; acest procedeu nu se aplică conductelor de transport gaze.

2.10.2 Intervenţii asupra solului fundului mării

Scopul principal al intervenţiilor asupra solului fundului mării este de asigurarea

stabilităţii pe o perioadă lungă de timp a sistemului de conducte submarine.Intervențiile

asupra solului, preliminare montării conductelor submarine presupun urmatoarele proceduri:

Îmbunătațirea proprietăților de fundație ale solului;

Săparea canalelor de instalare ale conductelor;

Protejarea conductelor şi cablurilor existente prin montarea unor saltele din beton

(concrete matresses) în punctele de intersecție sau traversări;

Montarea unor suporţi de susținere ai conductelor în zonele cu denivelari pentru

diminuarea solicitărilor la încovoiere (buckling stress);

Nivelarea profilului solului pe cât posibil pentru reducerea contactelor de presiune

punctiforme cu suprafața conductelor;

Operaţiunile de săpare preliminară (pre-trenching)

Săparea canalelor de instalare ale conductelor submarine sau corectarea profilelor

solului în vederea limitarii defectelor de suprafață se fac de obicei prin operaţiuni de dragare

(dredging).

În funcţie de tipul şi duritatea solului fundului mării, se pot folosi tipuri diferite de

echipamente de dragare : săpare cu cupe, tăiere cu absorbția materialului dragat.

2.10.3 Suporții conductelor submarine

Construcția suporţilor conductelor submarine a apărut ca o alternativă la rectificarea

profilului fundului mării prin adaugarea materialului de adaos în zonele cu denivelari;

suporții pot fi construcții din roci sau pietriș pe întregul traseu al conductelor sau parțial, doar

în segmentele solicitate la încovoiere.

Fig.2.6 Suporţi conducte submarine [2]


submarin _____________________________________________________________________________________

14

Dimensiunile acestor materiale de construcţie se aleg în funcţie de valorile curenţilor

marini pentru stabilitatea conductelor pe fundul marii.

Asigurarea stabilităţii laterale a conductelor,se realizează în general prin instalarea pe

fundul mării a unor suporţi cilindrici din beton cu suprafața de contact tip potcoavă şi cu

armatură metalică exterioară pentru fixare în solul fundului mării; pentru mărirea stabilităţii

acestor suporti, corpul cilindric se încarcă cu pietriș.

2.10.4 Intersecțiile conductelor (crossings)

Instalarea conductelor submarine presupune uneori, traversarea traseelor de conducte

sau cabluri submarine deja existente pentru respectarea traseului proiectat (route survey).

Fig.2.7 Ansamblu de saltele pe zona de conectare a conductelor [2]

În cele mai multe situatii, trebuie evitată pe cât posibil varianta intersecțiilor

conductelor şi cablurilor submarine; în cazul în care nu se poate evita acest lucru, se impune

separația celor existente şi acoperirea sistemului combinat de trasee cu materiale de protecţie

dacă este cazul.

2.10.5 Lansarea conductelor (Pipelaying)

Cea mai comună şi folosită metodă de instalare a conductelor submarine este cea

realizată cu barjele şi navele pipelay în care conductele (joints) sunt ansamblate (pipe strings)

prin sudură cap la cap la bordul navelor pe linia de ansamblare (fire-line ) şi lansate pe fundul

mării.

Fig.2.8 Imaginea unei barje pipelay [43]


submarin _____________________________________________________________________________________

15

În funcţie de configurația liniei de conducte lansate, se disting sistemele S-lay şi J-

lay.

Fig.2.9 Lansarea unei conducte în sistem S-lay de pe o navă pipelay [43]

Procedura de lansare se începe din punctul de inițiere; localizarea acestui punct se

regăsește în următoarele zone:

În apropierea coastei;

În largul mării în puncte de inițiere intermediare (intermediate offshore point).

În situația punctelor de inițiere intermediare, barja sau nava pipelay poate începe

procedura de instalare a conductelor submarine prin două metode:

reconectarea directă a traseului existent cu capătul conductelor submarine ce

urmează a fi instalate;

instalarea unui cap de inițiere (initiation head) conectat la o ancoră de inițiere

(dead man anchor), ca punct de pornire al traseului de conducte.

Ancora de inițiere este o ancoră supradimensionată care se instalează în punctul de

inițiere stabilit de echipa de survey , cu rolul de a asigura stabilitatea punctului de inițiere şi

tensiunea de menținere a conductelor pe aliniamentul traseului submarin (required lay

tension).

Fig.2.10 Ancora de inițiere [43]

folosirea guvernării barjei sau a navei pipelay în sistemul de ,,Poziționare

Dinamică’’(DP-Dinamic Position) pentru rectificări cât mai sensibile ale mișcării

navei pe traseul de lansare al conductelor în scopul limitarii solicitărilor la

încovoiere sau deplasărilor acestora.


submarin _____________________________________________________________________________________

16

Sistemul DP este mai eficient în zone cu adâncimi mari, spre deosebire de cel al barjelor

ancorate (mooring barges) care se foloseşte la adâncimi mici. Eficiența sistemului DP constă

în faptul că în situația lansării conductelor la adâncimi mari, lungimea suspendată imersă a

ansamblului de conducte permite absorbția deplasărilor mici şi instalarea acestora pe fundul

mării fără încovoieri.

Sistemul de lansare S-Lay

Sistemul de lansare S-lay se foloseşte pe barjele autopropulsate sau ancorate;

lansarea conductelor de pe bratul de ghidare (stinger) pe fundul mării urmează o traiectorie

imersă în formă de S.

Fig.2.11 Imaginea din pupa a unei barje cu system de lansare S-lay [43]

Partea superioară corespunzătoare segmentului de lansare este controlată de stinger,

iar cea inferioara din zona de contact şi asezare pe fundul mării, de tensiunea din conductă

realizata cu sistemul de prindere şi strângere montat pe barjă (tensioner).

Fig.2.30 Configuratia Sistemului S-lay [43]

Rata de lansare (production rate) se stabileste în funcţie de dimensiunile şi tipul sudurilor

conductelor şi este corelată cu viteza de înaintare a barjei (4-5 km/zi).

Sistemul de lansare J-lay

Sistemul de lansare S-lay este eficient în zone cu ape adânci dar nu mai mult de

700m.La adâncimi mai mari, greutatatea imersă crescută a ansamblului de conducte poate


submarin _____________________________________________________________________________________

17

produce solicitări şi chiar deformaţii nedorite la încovoiere ale stingerului; din acest

motiv, în locul sistemului S-lay se foloseşte sistemul J-lay care permite o reconfigurare a

traseului imers al conductelor pe o direcție verticală sau aproape de verticală asemănătoare

formei literei J.

Barjele J-lay sunt echipate cu turnuri verticale care permit prelucrarea şi

ansamblarea prin sudură a două până la patru conducte (joints); ansamblul realizat prin

cuplarea cu restul liniei de conducte submarine se lansează în mare printr-o decupare

practicată în dublul fund al barjei (mid-ships moonpool ).

Sistemul de lansare Reeling

Barjele sau navele dotate cu sisteme de tip Reel sunt destinate instalarii conductelor

cu diametre mici, cuprinse între 16’’-18’’si în special a cablurilor submarine (flexibile pipe

lay).

Bobina de înfăşurare a cablurilor (reel ) are un diametru de maximum 30 m; în urma

desfășurării bobinei, cablul trece printr-un întinzator (straightening device) şi se lansează în

mare prin pupa ,ghidat de stinger.

Lansarea cablurilor în mare se realizează sub un unghi controlat al stingerului, în

funcţie de dimensiunile cablurilor şi de adâncimea de instalare pe fundul marii.

Tensiunea de menținere în stare imersă stabilă a traseului de cabluri se asigură de

bobină (reel ), rolul stingerului fiind doar de ghidaj.

Conductele sau cablurile (pipe strings) sunt fabricate şi înfășurate pe bobine (reels)

onshore; lungimea unui traseu depinde de diametrul conductei: pentru un diametru de 12’’ de

exemplu, lungimea maximă de instalare este de 12 km.

Derularea conductei de pe reel în timpul lansarii, se întrerupe doar pentru montarea

anozilor de sacrificiu la distanţe prevăzute în proiect. Montarea acestora se face prin fixarea

pe diametrul exterior al conductei a două calote din Zn cuplate şi asigurate cu brățări.

CAPITOLUL 3.0- ELEMENTE TEORETICE ŢINÂND DE DINAMICA

MONTAJULUI CONDUCTELOR SUBMARINE

3.1 Introducere

Ca şi definiţie în sens larg, montajul unei conducte submarine descrie complexul de

activităţi care începe cu fabricarea conductei până la faza în care conducta este gata de a fi

testată final după ce a fost aşezată pe fundul mării. Într-un sens mult mai restrâns, montajul

poate fi definit ca fiind operaţiunea de coborâre a conductei sudate pe fundul mării de către o

nava/barjă operatoare cu o anumită viteză Up(t)>0 sub un unghi ]2/,0[ definit faţă de

suprafaţa mării[6][24][36].

Pentru aranjamentul de montaj tip S-Lay, unghiul de coborâre este determinat de

către platforma de lansare-stinger şi este mai aproape de zero (orizontal) cu cât apa este mai

puţin adâncă, şi aproape de 900 cu cât apa este mai adâncă. Pentru metoda J-Lay 090 .

Privind viteza de lansare, Up(t)=0 în faza în care conducta este sudată pe linia de ansamblare

de pe barjă iar Up(t) > 0 atunci când conducta este lansată de pe rampa de lansare.


submarin _____________________________________________________________________________________

18

Conceptual, metoda S-Lay este potrivită pentru ape de adâncime mică şi medie, iar

J=Lay pentru lansări în ape adânci. După anumiţi autori, apă adâncă în procesul de montaj

înseamnă 300 m, dar după alţii înseamnă 1500 m. În fapt, s-au montat conducte la adâncimi

de 2500 m şi tehnologiile sunt dezvoltate astăzi pentru adâncimi de până la 3500 m.

3.2 Metoda S-Lay

Această metodă este cea mai des întâlnită (v.Fig.3.1

Fig.3.1 Metoda S-Lay [6]

Platforma de lansare-stinger este o structură articulată şi înclinată plecând de la pupa

navei cu intrarea în apă, fiind dotată cu role care sunt menite să diminueze frecarea dintre

conductă şi platformă având rolul de a rezema şi ghida sub un anumit unghi conducta la

lansare.

Fig.3.2 Navă lansare S-Lay (Solitaire) [6]

3.3 Metoda J-Lay

Este aplicabilă pentru lansări de conducte submarine la adâncimi mari ale mării cu

unghiul de lansare foarte apropiat de 900. Acest unghi de lansare mare elimină săgeata

superioară a conductei care apare la S-Lay. Particular acestei metode este nevoia unei rampe


submarin _____________________________________________________________________________________

19

speciale de lansare sau a unui turn de lansare J-Lay Tower. Unghiul de lansare dintr-un

asemenea turn poate fi între 00 şi 150 faţă de verticală.

Sistemul J-Lay are câteva avantaje certe:

Conducta părăseşte nava de lansare abrupt şi deci lungimea porţiunii de

conductă dintre navă şi fundul mării este mai mică decât în sistemul S-Lay şi

deci greutatea conductei în console este mai mică.

Distanţa dintre punctul de aterizare al conductei pe fundul mării şi nava de

lansare este mai mica menţinându-se astfel un control mai precis al poziţiei

finale de montaj al conductei

Eliminarea întinzătorului care este o instalaţie grea şi complexă.

O altă soluţie este cea a înlocuirii turnului de lansare J-Lay cu două platforme

circulare de lansare, una inferioară şi alta superioară aşa cum se vede în figura

de mai jos:

Fig.3.3 Navă lansare J-Lay cu platforme circulare (Seven Oceans) [24]

3.4 Formularea problemei lansării conductelor submarine

Scopul principal al lansării conductelor submarine este de a poziţiona conducta

submarină de-a lungul unui traseu prestabilit de la un punct de plecare la un punct de

destinaţie asigurându-se în mod permanent integritatea conductei. Aşadar, obiectivul

principal al procesului de lansare este de a poziţiona conducta cât mai aproape de traseul

prestabilit, iar al doilea obiectiv este asigurarea unei viteze de lansare potrivite pentru o

productivitate normală. Ambele obiective trebuie atinse în condiţia asigurării integrităţii

structurale a conductei lansate. Deci nava de lansare trebuie să se mişte astfel încât punctul

de aterizare notat cu ptd (touch down point) să fie în zona traseului prestabilit. Navele

moderne dotate cu SPD trebuie să calculeze instantaneu poziţia sa de referinţă ptm astfel încât

să fie satisfăcute ambele obiective formulate mai sus (v.fig.3.5).


submarin _____________________________________________________________________________________

20

Fig.3.4 Traseul conductei şi traiectoria navei de lansare [43]

Feedback

t

tdidp

T

pd dTTkTTkUu 0

)()()cos(

avansermen

Unde Td este tensiunea dorită în conductă, µ este unghiul pantei fundului de mare,

kp,i>0 sunt amplificarea controllerului. Primul termen controlează viteza de înaintare iar al

doilea asigură controlul tensiunii constante.

Fie acum traseul unei conducte ca în figura de mai jos:

Fig.3.5Parametrizarea traseului conductei [43]

Traseul unei conducte notat cu P este alcătuit dintr-o suită de n segmente drepte

interconectate cu n-1 puncte de intersecţie notate cu pi, fiecărui punct de intersecţie fiindu-i

asociată o curbă de rază ri, ],...,1[ ni . Fiecare punct de intersecţie este descris de un vector

de poziţie în spaţiul tridimensional 3Rpi

măsurat faţă de un system de referinţă fix. Deci

traseul conductei P este o sumă de segmente legate între ele cu curbe, la fiecare moment dat

fiind activ doar un anumit segment.

Fie D zona de fund de mare situată ca un coridor de lansare în jurul traseului

conductei la o distanţă δ>0 şi care de regulă coincide cu zona amenajată pentru lansarea

(3.1)


submarin _____________________________________________________________________________________

21

conductei prin dragare, de pildă (1 la 10 m). În timpul lansării conductei, obiectivul este ca

Dptd iar dacă Dpdt este o condiţie de eroare ce apare în sistemul de control.

Dacă se notează poziţia navei cu ptm, se poate determina un traseu nominal al navei

notat cu V care se poate calcula din condiţii pur cinematice dacă:

Efectele dinamice se neglijează din cauza vitezei mici a navei;

Nu se consideră perturbaţiile din mediu marin;

Adâncimea mării este constantă.

Fie poziţia unui punct oarecare aflat pe traseul P descris prin vectorul de poziţie

RRptd ;)( 2 unde ω este o variabilă scalară. Pentru segmentele drepte poziţia dorită a

navei se poate calcula cu [43]:

)sin(

)cos()(

)2()cos()sin(

)sin()cos()(

0

)()()()()(

ii

ii

td

ii

ii

i

dtdtm

itdtm

y

xp

SOR

ppRpp

Unde dtdtm pp )()(

este distanţa de aterizare dorită, funcţie de tensiunea din

conductă iar αi este orientarea segmentului de conductă faţă de sistemul de referinţă. Dacă

traseul este situat în zone de curbură atunci poziţia navei este [43]:

0

)()())(()()( dtdtm

tdtdtm

ppRpp

Unde noua funcţie )(td este direcţia tangenţială a segmentului curbat.

Ecuaţiile de mai sus pot fi folosite în condiţii de mare puţin adâncă şi liniştită dar nu

se pot folosi în condiţiile reale. În practică nava de lansare se va situa în afara poziţiei ideale

descrisă de aceste ecuaţii ţinta fiind una dinamică astfel încăt Dptd sub condiţia asigurării

integrităţii structurale a conductei.

Proiectarea şi parametrii de integritate structurali sunt bine definiţi de diferite

standarde precum DNV-OS-F101 pentru Marea Nordului, API RP 1111 sau ISO 13623.

În orice caz, calculul traiectoriei şi controlul navei se poate face doar dacă un set de

măsurători şi date esenţiale sunt livrate computerelor navei prin diverse sisteme de

traductoare de măsurare.

Sistemele de traductoare acoperă:

Poziţia şi viteza navei prin sisteme tip GPS sau hidroacustice cu precizii de

până la 0,1 m.

Poziţia punctului de aterizare a conductei prin minisubmersibile specializate

tip ROV (submersibile controlate de la distanţă)

Tensiunea axială din conductă prin diverse traductoare şi celule tensiometrice

Unghiul de lansare prin sistemele de control ale întinzătorului

(3.2)

(3.3)


submarin _____________________________________________________________________________________

22

Presiunea pe rolele platformelor de lansare prin sistemele de control ale

întinzătorului

Lungimea liberă în consolă a conductei

Distanţa până la punctul de aterizare

Adâncimea apei prin sisteme acustice de control

Condiţii de mediu precum viteză curenţi, valuri, vânt prin sistemul de control

SPD

3.4.1 Mecanica procesului de lansare a conductelor submarine

Analiza structurală a conductelor submarine comportă calculul deformaţiilor, forţelor

interne şi ale tensiunilor rezultate în urma încărcărilor aplicate acestora în procesul de

lansare. O ţaglă scurtă de conductă se comportă asemănător cu o grindă rigidă dar cu cât

lungimea acesteia creşte la nivel de sute de metri, aceasta se va comporta mai degrabă ca un

arc. Aşadar comportamentul structural al conductei depinde de adâncimea apei.

Deformaţiile structurale ale conductei la lansare depind hotarâtor de metodele şi

echipamentele folosite, precum şi de comportamentul dinamic al navei supusă solicitarilor

survenite din mediul marin.

Configuraţia statică a conductei la momentul lansării depinde de metoda de lansare.

Pentru metoda S-Lay sunt consideraţi parametrii următori:

Tensiunea dezvoltată de întinzător;

Raza de curbură a platformei de lansare-stinger;

Poziţia rolelor de pe întinzător;

Unghiul de lansare de la întinzător;

Greutatea conductei;

Rigiditatea conductei;

Adâncimea apei.

Tensiunea axială din conductă la lansare, are o componenta orizontală şi una

verticală. Componenta verticală este dictată de adâncimea apei şi de greutatea conductei care

sunt compensate pasiv de către echipamentele navei, rămânând ca doar componenta

orizontală să poată fi compensată activ prin sistemul de control al poziţiei navei.

Pentru metoda S-Lay curbura conductei are trei zone:

Săgeata superioară care este complet rezemată de vârful platformei de

lansare-stinger..

Săgeata inferioară - cuprinde zona dintre vârful întinzătorului până la

punctul de aterizare la care centrul curburii se află deasupra axei conductei.

Cel mai semnificativ parametru la lansarea conductelor submarine este tensiunea care

apare în structura ei. Metodele S-Lay şi J-Lay fiind conceptual diferite ,vor genera tensiuni

diferite.

Fie astfel două conducte cu proprietăţi identice lansate prin metodele S-Lay şi J-Lay

ca în figura de mai jos.


submarin _____________________________________________________________________________________

23

În cazul J-Lay forma conductei lansate poate fi descrisă cu ecuaţia lăntişorului. Pentru

a satisfice condiţiile de echilibru static, tensiunea axială T se descompune într-o componentă

orizontală şi una verticală astfel [43]:

22

sin

cos

VHT

TV

TH

Unde θ este unghiul axei faţă de orizontală.

Fig.3.6 Comparaţie între sistemele J-Lay şi S-Lay [43]

La echilibru nu există alte forţe externe aplicate orizontal şi deci :

00 HH

Unde H0 este forţa care acţionează la nivelul punctului de aterizare.

Pentru o conductă submersată, tensiunea pe direcţia verticală depinde de lungimea

conductei suspendate L şi de greutatea conductei submersate ws astfel [43]:

LwV s

Forţa la punctul superior al conductei va fi [43]:

dwHT s

Unde d este adâncimea apei. Deci în cazul J-Lay sistemul de control al navei trebuie

să echilibreze componenta H.

Pentru cazul S-Lay, întinzătorul-stinger acţionează asupra conductei cu o forţă

orizontală SH şi deci pe lângă T, sistemul de control trebuie să urmărească şi această

componentă, suplimentar faţă de cazul J-Lay.

Forţa T este guvernată de diferenţa dtdtm pp )()(

care este diferenţa dintre

punctul de aterizare a conductei şi poziţia ultimei instalaţii de întindere de pe linia de

montaj—fire line.

Pentru cazul bidimensional static, această situaţie se poate reprezenta prin ecuaţia

lănţişorului.

Forţa la nivelul punctului de aterizare trebuie ţinută cât mai mică din câteva motive:

(3.4)

(3.5)

(3.6)

(3.7)


submarin _____________________________________________________________________________________

24

Forţa mai mică va reduce mărimea conductei în console, ceea ce duce la raze

de curbură mai mici, iar necesitatea preparării patului de lansare pe fundul

mări devine mai puţin stringentă.

Cu cât este mai mică componenta orizontală, cu atât “efortul” navei de

compensare este mai mic şi deci consumul de combustibil este mai mic

Tensiunile reziduale care rămân în ţeavă după lansare sunt deasemenea mai

mici. În orice caz dacă această forţă este prea mică, atunci apare riscul de

flambare a conductei şi deci pierderea stabilităţii geometrice (ovalizări,

deformări plastic etc.).

Majoritatea conductelor sunt instalate goale pentru a se reduce această tensiune. O

diagramă sintetică este data mai jos:

Fig.3.7 Corelaţia cost-forţă [43]

După analiza statică care arată că nava şi conducta lansată sunt în limitele de

siguranţă, se trece la o analiză dinamică care să contabilizeze şi efectele dinamice precum

mişcarea navei sub influenţa factorilor de mediu marin, încărcări accidentale etc. ce pot

influenţa tensiunile din conductă. Asemenea analize dinamice sunt opţionale pentru adâncimi

mici dar obligatorii pentru adâncimi mari. Urmare a analizei dinamice se poate trasa

anvelopa de siguranţă a procesului de lansare (înălţime valuri maxime, viteză maximă vânt

etc.). Depăşirea anvelopei de siguranţă la oricare din parametri va determina declanşarea

procedurilor de abandon ale conductei.Aşadar, în cazul analizei dinamice, tensiunea din

conductă devine un parametru cu comportament dinamic care este influenţat de către factorii

de mediu marin.

3.4.3 Încărcările statice la lansarea conductelor submarine

Încărcările care acţionează la lansarea conductelor submarine se pot categorisi în

Statice (S) şi Dinamice (D) conform tabelului de mai jos. Încărcările variază ca şi mărime,

direcţie şi deseori şi prin intensitate. Unele dintre ele pot fi calculate cu precizie dar multe

dintre ele pot fi doar estimate adesea pe baze statistice. Pentru lansarea conductelor, se vor


submarin _____________________________________________________________________________________

25

considera doar forţele care tensionează, încovoaie, care exercită presiune, şi forţele de

contact la nivelul platformei-stinger şi la punctul de aterizare[6][32].

Gravitaţie Mediu Marin Instalaţie lansare Operare

Greutate S

Flotabilitate S,D

Forţa de rezistenţă

hidrodinamică

S,D D

Forţa vertical de

ridicare datorată

curenţilor

S,D

Inerţie D D

Tensiune S,D S,D

Compresiune S S,D D

Torsiune S,D

Presiune externă S

Presiune internă S,D

Tabelul 3.1 Încărcările la lansarea conductelor

Pentru conservarea integrităţii conductei,încărcările care acţionează trebuie să rămână

în domeniul elastic. În cazul elastic încărcările determină deformaţii elastice care la rândul

lor determină tensiuni interne care echilibrează încărcările. Aceste tensiuni sunt de

încovoiere, răsucire şi forfecare. Ele vor face ca conducta să atingă o nouă stare (formă) de

echilibru. Dacă încărcările exced domeniul elastic atunci conducta va suferi deformaţii

plastice permanente afectând astfel integritatea ei.

Greutate şi flotabilitate Hidrodinamice

Fig.3.9 Forţele externe acţionând asupra unui segment de conductă [32]

Forţele hidrodinamice (v. figura de mai sus) apar datorită acţiunii curenţilor şi

valurilor asupra conductei. Pentru un cilindru staţionar avem [32]:

Krylov Fortamasica icahidrodinam Fortarezistenta Forta

02

1

dt

duA

dt

duACuudCf mwDwh

(3.22)


submarin _____________________________________________________________________________________

26

Unde CD este coeficientul de rezistenţă hidrodinamică, ρw este diametrul exterior al

conductei, A este aria secţiunii conductei, u este viteza fluidului, Cm este coeficientul de

masa hidrodinamici.

Coeficienţii de rezistenţă şi de masa hidrodinamici, depind de o multitudine de

parametrii si anume numărul Reynolds, numărul Keulegan-Carpenter, rugozitatea suprafeţei.

Experimental s-a arătat că pentru un cilindru Cm =1.

Forţa Froude-Krylov este data de gradientul de presiune dezvoltat de un corp în

mişcare accelerata. Astfel [32]:

1 mM CC

Astfel ecuaţia (3.22) poate fi rescrisă astfel [32]:

dt

duACuudCf MwDwh 0

2

1

Care mai este cunoscută şi drept ecuaţia lui Morison. Termenul dt

duACMw descrie

forţa inerţială sau „de masă adăugată” iar CM se mai numeşte şi coeficient inerţial.

În cazul în care atât fluidul dar şi conducta se mişcă ( este chiar cazul la lansare)

atunci forţa hidrodinamică pe unitatea de lungime a conductei este [32]:

0

02

1

dt

dvA

dt

dvACvvdCf cr

MwrrDwh

Unde v este viteza conductei, vc este viteza curentului iar viteza relativă este [32]:

cr vvv

Forţa Krylov este independentă de v fiind asociată de viteza absolută a fluidului iar

cum curenţii oceanici variază lent, avem dvc/dt=0 şi practic această forţă poate fi neglijată.

În aplicaţiile practice de la lansarea conductelor în genere poate fi apreciat că dv/dt=0

şi deci ultimii doi termeni din (3.25) pot fi neglijaţi.

3.4.4 Interacţiunea dintre conductă şi fundul mării

Configuraţia fundului mării în timpul lansării şi instalării, este determinantă pentru

evaluarea interacţiunii dintre conductă şi acesta în timpul lansării. Cele mai semnificative

efecte ale fundului mării sunt:

Capacitatea de rezemare verticală va susţine greutatea conductei

Rezistenţa laterală a solului va determină cum va reacţiona conducta la

perturbaţiile laterale precum curenţii

(3.23)

(3.24)

(3.25)

(3.26)


submarin _____________________________________________________________________________________

27

Rezistenţa axială va determina cum va reacţiona conducta la perturbaţiile

axiale precum dilatările termice.

Solul fundului de mare este pregătit prin diverse tehnologii (dragare de pildă) înainte

de a fi lansată conducta. Deseori după lansare, conducta este îngropată pentru un

comportament mai bun în timpul funcţionării.

Capacitatea de rezemare verticală

Această capacitate reacţionează la greutatea conductei. La lansare, solul va ceda până

Rezistenţa dezvoltată în sol și va contrabalansa greutatea conductei. Pentru conducte grele şi

sol slab, conducta poate sfârşi prin a fi complet îngropată încă de la lansare. Ecuaţia de

echilibru va fi [32]:

Vfwvs Rfffw 2

Unde fv este forţa verticală datorată curburii conductei în plan vertical, fw este

greutatea solului aflat deasupra conductei îngropate, ff frecarea în sol datorată forfecării şi RV

este capacitatea de rezemare verticală.

O abordare populară a contactului dintre conductă şi sol este cea propusă de Boom

(1985) la care solul este modelat ca o masă la care se ataşează două arcuri care simulează

elasticitatea solului.

Rezistenţa laterală a solului

Conductele din oţel au o rigiditate torsională mare, ceea ce împiedică conducta să se

rostogolească pe sol. Aşadar doar Rezistenţa solului la patinare a conductei trebuie

considerată. Această rezistenţă laterală poate fi văzută ca fiind alcătuită din:

O parte pur fricţională datorată afundării conductei în sol;

O altă parte datorată presiunii pasive exercitate de sol asupra conductei.

Partea fricţională depinde de componenta verticală a forţei de reacţiune şi de

coeficientul de frecare al solului. În soluri nisipoase de pildă Rezistenţa laterală este [32]:

0

2/3

0

2

0

0

3

2

dH

d

HdRR

u

u

sVH

Unde RH este Rezistenţa laterală a solului, µ coeficientul de frecare sol-conductă, β o

constantă determinată empiric, ρs greutatea unitară a nisipului, Hu înălţimea şanţului în care

este îngropată conducta.

Pentru soluri argiloase [32]:

0

0

0 dH

D

HdCR

u

u

uH

(3.27)

(3.28)

(3.29)


submarin _____________________________________________________________________________________

28

Rezistenţa axială a solului

Rezistenţa axială notată cu Ra se poate calcula la nivel de suporţi, considerând

presiunea solului perpendiculară pe axa conductei care pentru nisip este [32]:

sa

Anaa

ftg

dAR

Unde A este aria suprafeţei de conductă în contact cu solul, µa este coeficientul de

frecare axial, σn este presiunea normal a solului, fϕ forţa de frecare superficială şi ϕ unghiul

efectiv de frecare.

În soluri argiloase [32]:

Auca dACfR

3.4.5 Încărcări din mediul marin

Structurile offshore sunt permanent supuse la încărcări venite din mediul marin

precum vântul, valurile şi curenţii[6][42][12].

Vântul

Vântul este definit ca mişcarea maselor de aer în raport cu suprafaţa pământului fiind

caracterizat de direcţie şi viteză. Momentele şi forţele generate asupra unui corp care pluteşte

sunt date de [42]:

0

2

)(

)(

)(

)(

)(

)(

2

1

LAC

HAC

HAC

AC

AC

AC

V

FwrwN

FLwFwrwM

LwLwrwK

wrwZ

LwrwY

FwrwX

rwawind

Unde ρa este densitatea aerului, Vrw este viteza relativă a vântului faţă de structură, γrw

este unghiul relativ de atac al vântului faţă de structură, CX…M sunt coeficienţi adimensionali,

HFw şi HLw sunt centroidele ariilor structurii aflate deasupra apei, iar ariile sunt AFw şi ALw.

Valurile

Încărcarea determinată de valuri asupra structurii, se poate împărţi în încărcări de

prim ordin τwave1 şi de ordin 2 τwave2.

Cele de ordin 1 se calculează pentru frecvenţa medie de oscilaţie zero, iar de ordin 2

pentru frecvenţă de oscilaţie medie diferită de zero cu o variaţie a forţei de derivă mică.

(3.30)

(3.31)

(3.32)


submarin _____________________________________________________________________________________

29

Deci:

21 wavewavewave

Efectul valurilor scade exponential cu adâncimea apei şi ca regulă simplă, se acceptă

că valurile nu produc încărcări dacă adâncimea apei este mai mare de jumătate din lungimea

de undă a valurilor. Pentru un val tipic cu perioada T=15 sec, şi lungimea de undă λ=351 m,

valurile n-au efect decât dacă adâncimea apei este mai mare de 175 metri.

Curenţii

Curenţii se presupun a fi fluxuri de fluid nerotaţionale cu o viteză liniară dată, dar fără

viteză unghiulară. Calculată într-un system inertial, viteza va fi [42]:

3R

w

v

u

v

c

c

c

n

c

Dacă se presupune că variaţia curentului ca viteză este lentă, atunci [42]:

0dt

vd n

c

Dacă sistemul de referinţă se ia pe corpul scufundat atunci [42]:

)3(SOR

vRv

n

b

n

c

Tn

b

b

c

Viteza relativă liniară a unui corp scufundat într-un curent şi acceleraţia să sunt date

de [42]:

dt

vd

dt

Rd

dt

vd

dt

vd

vRvv

n

c

Tn

bbb

r

n

c

Tn

b

bb

r

Conductele sunt considerate ca fiind structuri cu volum mic. Excitaţiile induse de

valuri asupra unor asemenea structuri mici se pot determina cu ecuaţia lui Morison folosind

CM=2 şi CD=1.

În schimb, nava lansatoare este supusă simultan la acţiunea valurilor, vântului şi

curenţilor. În ecuaţia de mişcare a navei acţiunile vântului şi a valurilor sunt însumate pe

baza principiului superpoziţiei [42]:

wavewindv

Stinger-ul fiind extins mult în afara bordului liber, mărimea acestuia va afecta

dinamica navei lansatoare, iar dat fiind că el pătrunde destul de adânc în apă, va fi afectat de

condiţiile de mediu marin descrise mai sus. Aşadar, includerea în modelul de calcul a

platformei este absolut necesară pentru obţinerea de rezultate corecte.

(3.33)

(3.34)

(3.35)

(3.36)

(3.37)

(3.38)


submarin _____________________________________________________________________________________

30

3.5 Ecuaţia lănţişorului natural

Ecuaţia lănţisorului este punctul de start în orice încercare de calculare a tensiunilor si

deformaţiilor în zonele cu săgeată ale conductei lansate.

Folosirea ecuaţiei lănţisorului la lansarea conductelor submarine are câteva avantaje:

Este exterm de simplă;

Soluţiile au forme simple;

Rezultatele sunt aproape de realitate;

Este un punct bun de plecare pentru analize mai sofisticate.

Pe de altă parte, există câteva dezavantaje certe:

Soluţiile îşi pierd precizia aproape de capetele conductei;

Momentul de încovoiere este discontinuu în zona de aterizare a conductei;

Nu poate contabiliza încărcările dinamice.

Modul de deducere a ecuaţiei naturale a lănţisorului se face asemănător cu modelul

folosit la determinarea aspectului grinzilor. Din Sub-Capitolul 3.4.3 putem continua să

scriem [42]:

cosswds

dT

Pentru care soluţiile în ipoteza unui fund de mare plat, sunt date de [42]:

sw

Harctgs

s

)(

Unde H=H0.

Dacă se trece la sistemul cartezian de coordonate x-y avem [42]:

cos

cos

ds

dx

ds

dy

Care poate fi rezolvată astfel [42]:

1cosh)(

H

xw

w

Hxy s

Unde x este distanţa de la punctul de aterizare şi y este înălţimea conductei măsurată

de la fundul mării.

Curbura de-a lungul conductei este [42]:

coscoshcos2

2

H

xw

H

w

dx

zd

ds

d ss

(3.39)

(3.40)

(3.41)

(3.42)

(3.43)


submarin _____________________________________________________________________________________

31

Din ecuaţia de mai sus dacă se derivează şi derivata este egalată cu zero se obţine cea

mai mare rază de curbură [42]:

H

w

R

s1

În locul unde conducta are cea mai mare rază de curbură, acolo se va dezvolta cel mai

mare moment de încovoiere. Relaţia care leagă deformaţia de raza de curbură este [42]:

R

r

Forţa axială pentru fiecare punct de coordonată s este [42]:

sswsV

sHsVsT

)(

)()()( 22

Fig.3.10 Lănţisorul natural [42]

Mărimea lungimii L a conductei suspendate este [42] :

12

12

dw

Hd

dw

TdL

ss

Pentru aproximarea tensiunii T care acţionează asupra navei lansatoare venind din

partea conductei, se consideră o abordare cvasi-statică care nu ia în considerare efectele

dinamice.

Tensiunea verticală V(T,d) poate fi văzută ca fiind un arc neliniar unde adâncimea d

până la punctul de aterizare este considerată ca fiind deplasarea arcului. Astfel se poate

deduce că [42]:

1

21

2),(

dw

Hdw

dw

TdwdTV

s

s

s

s

Dacă nu se aplică o forţă orizontală atunci H=0 şi deci T=V iar conductă va avea o

poziţie verticală (v. Figura de mai jos).

(3.44)

(3.45)

(3.46)

(3.47)

(3.48)


submarin _____________________________________________________________________________________

32

Fig.3.11 Pozitia conductei pentru H=0 şi diferit de zero (rosu) [42]

Dacă H este diferit de zero se obţine forma lănţisorului.

Dacă H=0 avem [42]:

dLH 0

Dacă extremitatea de sus al conductei suportă o forţă orizontală H diferită de zero,

atunci distanţa pe orizontală până la punctul de aterizare lAC este [42]:

12

1ln 2

dw

H

dl

s

AC

Pentru a se modela componenta orizontală ca provenind de la un arc neliniar, poziţia

B din figură se consideră a fi poziţie relaxată a arcului. Extensia arcului este dată de

deplasarea lBC faţă de suprafaţă. Dacă nava se află în punctul C şi dacă se cunosc adâncimea

apei, atunci lAC se poate calcula.

Din considerente geometrice (v figura de mai sus) se poate deduce că lAB=L-d.

Atunci avem că:

1

21

dw

Tdl

s

AB

Astfel încăt [42]:

1ln121)( 2dTl

lll

BC

ABACBC

Folosindu-se ecuaţiile de mai sus, pentru d=500 m şi H=0...100kN, putem evalua

(folosind de pildă un program de calcul), forma conductei ca mai jos:

(3.49)

(3.50)

(3.51)

(3.52)


submarin _____________________________________________________________________________________

33

Fig.3.12 lBC pentru H=0...100kN [42]

Dacă tensiunea orizontală creşte de la H1 la H2, atunci lungimea suspendată a

conductei va creşte cu [42]:

1

21

2 12

mgd

H

mgd

HdL

Distanţa de aterizare va creşte deasemenea cu [42]:

12;

12;

1

1ln

2

1

2/12

2/12

mgd

H

mgd

H

dl AC

CAPITOLUL 4.0- SIMULAREA NUMERICǍ ŞI OPTIMIZAREA LANSĂRII

CONDUCTELOR SUBMARINE PRIN METODELE S-LAY ŞI J-LAY

4.1 Analiza numerică şi otpimizarea unei lansări prin metoda S-Lay

Analiza de optimizare pentru metoda S-Lay se face pentru nava de lansare conducte

Castoro Sei.

(3.53)

(3.54)


submarin _____________________________________________________________________________________

34

Fig.4.1 Castoro Sei

Această navă este de tip semisubmersibil cu coloane, soluţie constructivă care asigură

o stabilitate deosebită în timpul lansării şi o sensibilitate mai scăzută la condiţiile de mediu

marin. Câteva caracteristici tehnice sunt date mai jos:

Lungime 152 m

Lăţime 70,5 m

Pescaj 29,8 m

Draft de tranzit 9,5 m

Draft de operare 14 m

Programul de modelare şi optimizare folosit este Offpipe. Acest program de analiză cu

elemente finite calculează configuraţia optimă a parametrilor de lansare conductă submarină

pentru sistemul S-Lay.

Programul oferă câteva facilităţi:

Modelarea precisă a navei de lansare şi a rampei de lansare-stinger;

Analiza cu elemente finite a procesului (dinamic) de lansare conducte;

Selectarea automată a parametrilor optimi de lansare conducte.

Modelul calculat şi optimizat pleacă de la câţiva parametri generali cum urmează:

Fig.4.2 Parametri generali calcul lansare

Adâncime apă-1000 m;

Densitate 10050 N/m3;

Raza de curbură a conductei la nivelul întinzătorului-220 m;

Tensiune la întinzătoare 2800 kN.

Deasemenea conducta lansată are caracteristicile:


submarin _____________________________________________________________________________________

35

Fig.4.3 Parametri conductă

Limita de curgere a materialului-448 Mpa;

Deformaţie maximă-0,25%;

Modulul lui Young-207000Mpa;

Densitate oţel-76970 N/m3;

Diametru exterior-220 mm;

Grosime perete-18,3 mm;

Grosime strat coating-2,35 mm;

Densitate coating-9000 N/m3

După introducerea acestor date generale, se introduc date cu privire la parametrii de

optimizat, şi anume ţintele de optimizare.

Fig.4.4 Ţintele parametrilor de optimizat

Tintele alese: pentru raza de curbură optimă să fie cuprinsă între 200 şi 300 m, iar

tensiunea din conductă să fie între 2000 şi 3000 kN.

După efectuarea calculelor rezultatele arată că cea mai bună rază este de 200 m la

care tensiunea dezvoltată de întinzătoare este de 3000 kN.


submarin _____________________________________________________________________________________

36

Fig.4.5 Raza de curbură şi tensiunea optimă calculate

De asemenea programul calculează poziţiile suporturilor tip rolă după cum urmează:

Fig.4.6 Coordonate suporturi role

Pentru procesarea acestor rezultate s-au utilizat un sistem de axe originat la nivelul

primului tensioner cu axa Ox în sensul lansării conductei şi cu axa Oy pe verticală.

Fig.4.7 Configuraţie dispunere suporturi pe navă şi pe de lansare

Coordonata OY a traseului axei conductei

Rezultatele calculelor se face pentru întregul traseu al conductei de la întinzători la

punctul de aterizare pe fundul mării.


submarin _____________________________________________________________________________________

37

Fig.4.8 Traseu axă conductă pe platforma de lansare

Înălţimea pe care platforma de lansare „conduce” conducta este de 70 m; în zona de

plecare de pe navă unghiul de lansare este mic, iar apoi creşte accelerat spre capătul

platformei.

În figura de mai jos se poate observa punctul de inflexiune situat în jurul coordonatei

de -300 m la care tangenta la curbă îşi schimbă sensul. Punctul de aterizare este situat la 2,1

km distanţă faţă de punctul de origine.

Fig.4.9 Traseu axă conductă complet până la punctul de aterizare

Forţa de reacţiune

Forţa de reacţiune pe primele două segmente ale stingerului are o valoare modică în

jur de 140 kN, maximumul apărând la nivelul segmentului 3 înainte de „decolarea” conductei

cu un maxim de 430 kN.


submarin _____________________________________________________________________________________

38

Fig.4.10 Forţa de reacţiune pe platforma de lansare

Fig.4.11 Forţa de reacţiune pe întregul traseu

Reacţiunea solului apare dincolo de punctul de aterizare şi are valoarea constantă de

10 kN.

Forţa axială

Forţa axială (numită şi tensiune axială) dezvoltată în conducta lansată, scade lejer de

la întinzător unde maximumul este de 3000 kN si apoi aproape uniform până la 2925 kN la

plecarea de pe platformă. În ceea ce priveşte punctul de aterizare, forţa axială atinsă în acea

zona este de 2090 kN.


submarin _____________________________________________________________________________________

39

Fig.4.12 Forţa axială a conductei pe stinger

Fig.4.13 Forţa axială a conductei pe întregul traseu

Momentul de încovoiere

Fig.4.14 Momentul de încovoiere la nivelul platformei de lansare


submarin _____________________________________________________________________________________

40

La nivelul platformei de lansare, atâta vreme cât rolele susţin conducta, momentul de

încovoiere este tinut sub control la o valoare medie de -300 kNm. Pe ultima rolă de susţinere

momentul face un salt la -600 kNm aşa cum se vede în figură.

Fig.4.15 Momentul de încovoiere pentru întregul traseu

Odată părăsind stingerul, momentul de încovoiere variază foarte modest în jurul

valorii de zero ca apoi să crească la -5 kNm la nivelul contactului cu solul.

Tensiune (efort unitar) axială

Fig.4.16 Tensiunea axială la nivelul platformei de lansare

Tensiunea axială scade de la un maxim de 180 Mpa din dreptul întinzătoarelor, la 174

Mpa la ultima rolă din stinger.

Pentru întregul traseu tensiunea axială scade la 100 Mpa la nivelul punctului de

aterizare.


submarin _____________________________________________________________________________________

41

Fig.4.17 Tensiunea axială pentru întregul traseu

Tensiunea echivalentă totală

Fig.4.18 Tensiunea totală pentru stinger

Analiza tensiunii echivalente pentru stinger se face in prima mare zonă critică şi

anume in vârful stingerului la nivelul ultimei role. Tensiunea în această zonă ajunge la 800

Mpa ceea ce determină deformaţii plastice şi ruperea materialului dat fiind că valoarea

calculată este mai mare decât Rezistenţa la rupere. Zona cu siguranţă trebuie reproiectată în

sensul măririi numărului de role. În rest, tensiunea calculată este sub Rezistenţa la curgere.

Fig.4.19 Tensiunea totală pentru întregul traseu

Odată ce conducta părăseşte platforma de lansare, tensiunea totală scade aproape

brusc la 180 Mpa pentru ca apoi să continue să descrească lent pănă la 140 Mpa.


submarin _____________________________________________________________________________________

42

Deformaţia maximă

Fig.4.20 Deformaţia maximă la nivel de stinger

Exceptând zona critică menţionată mai sus, pe tot traseul său conducta înregistrează

deformaţii sub limita de curgere.

4.2 Analiza numerică şi otpimizarea unei lansări prin metoda J-Lay

În acest Subcapitol se va aborda metoda de lansare J-Lay.

Ca punct de plecare se va lua o schemă de lansare destul de modernă de pe nava de

lansare Seven Oceans.

Date si detalii tehnice:

Sistem lansare-J-Lay

Lungime 157 m

Lăţime 28 m

Deadweight-10930 t

Capacitate Intinzătoare-tensionere-400/450 t

Adâncime maximă de lansare -3000m

Fig.4.21 Seven Oceans


submarin _____________________________________________________________________________________

43

De această dată, optimizarea va privi traseul conductei de la plecarea de pe linia de

montaj şi tensionere, până la punctul de contact cu suprafaţa apei. Programele folosite vor fi

SolidWorks 2015 pentru generarea geometriei şi ANSYS 15 pentru analiza cu modulele

Explicit Dynamics şi Response Surface Optimisation.

4.2.1 Calculul matematic al forţelor care apar pe traseul conductei la lansare

Mai întâi, trebuie definită structura şi geometria structurii superioare a sistemului J-

Lay aşa cum a fost generată în SolidWorks.

Fig.4.22 Geometria structurii de lansare în SolidWorks

Aşa cum se vede în figura de mai sus, conducta pătrunde pe rampa inferioară venind

dinspre linia de motaj şi Tensionerul Nr.1, ca apoi să fie curbată sub influenţa forţei de

tragere dezvoltată de Tensionerul Nr.2; trece pe deasupra rampei superioare, apoi este

îndreptată de rampa de îndreptare pentru a fi bine poziţionată pe rampa de lansare care

ghidează conducta sub unghiul dorit de lansare (în cazul cercetat de noi este de 450).

Pentru calculul teoretic al acestot forţe şi care vor fi folosite ca date de intrare în

generarea modelului de analiză numerică cu ANSYS, se va utiliza programul de calcul

Mathcad acărui schemă de calcul este dată în figura de mai jos.


submarin _____________________________________________________________________________________

44

Fig.4.23 Schema de calcul în Mathcad

Din calculele efectuate prin metoda Mathcad s-a obtinut forţa dezvoltată de

Tensionerul 1 de 50.000 N care va fi unul din parametri de optimizare. În simularea

numerică, forţa totală de tragere de 2,44e5 N va fi modelată ca fiind un suport fix pentru a se

putea modela avansul navei de lansare cu viteza de 1 m/s.

4.2.2 Dezvoltarea modelului geometric în ANSYS şi datele de intrare pentru optimizare

Datele geometrice definite mai sus pentru calculul matematic au fost incluse în

geometria din SolidWorks aşa cum se vede mai jos:

Fig.4.24 Datele geometrice ale modelului

Modelul geometric este apoi importat în ANSYS 15, unde este simplificat în sensul

definirii a două părţi: prima este structura propriu zisă a sistemului de lansare unde este

definit în modulul Explicit Dynamics ca fiind Rigid (nu i se vor calcula deformaţiile şi

tensiunile) iar a doua, este conducta propriu zisă care va fi definita ca fiind Flexibilă adica se

vor face toate calculele de rezistenţă structurală şi deformaţii.


submarin _____________________________________________________________________________________

45

Fig.4.25 Definirea geometriei în ANSYS împreună cu parametrii de optimizare

Cu acest prilej sunt definiţi şi parametri geometrici de optimizare:

Fig.4.26 Parametrii geometrici de optimizare

Parametri folosiţi pentru optimizare vor fi:

Diametrul rampei superioare sub numele DiamRolaSup;

Diametrul rampei inferioare-DiamRolaInf;

Coordonata pe ava Oy a centrului rampei superioare-YrolaSup;

Coordonata pe ava Ox a centrului rampei superioare-XrolaSup;

Forţa de tracţiune dezvoltată de Tensionerul 1 -Force X Component.


submarin _____________________________________________________________________________________

46

Practic, se va urmări optimizarea diametrelor rampelor, a dispunerii rampei

superioare şi a forţei dezvoltate de Tensionerul 1, astfel încât tensiunile dezvoltate în

conductă pe traseul de lansare să fie cele mai mici.

4.2.3 Calculul tensiunilor cu elemente finite în conductă la lansare

Fluxul de date în aplicaţiile cu ANSYS este dat în figura de mai jos:

Fig.4.27 Flux date în ANSYS

Modulul de analiza dinamică explicită generează geometria modelului numeric aşa

cum s-a aratat mai sus şi tot aici se definesc parametrii de optimizare. După rezolvarea

problemei, se activează modulul de optimizare cu suprafeţe de răspuns pentru calculul

punctelor şi a spatiului de proiectare aşa cum se va vedea în subcapitolul următor.

Dinamica explicită cuprinde neliniarităţi mari precum deformaţiile mari (cazul nostru

în care conducta se deformează mult în evoluţia sa printre rampele superioară şi inferioară),

si plasticitate (materialul folosit pentru simulare va fi un oţel biliniar).

Analiza explicită suportă două mari categorii de materiale: categoria de materiale

rigide şi materiale flexibile. In cazul nostru nefiind interesaţi de cum se deformează structura

rampelor, acestea au fost definite ca rigide, în schimb conducta a fost definită ca flexibilă.

Tabelar statisticile modelului geometric este dat mai jos:

Model (A4) > Geometry > Parts

Nume obiect Teava Structura

Stare Meşizat cu elemente finite

Definiţii

Stare rigiditate Flexibl Rigid

Material

Tip Structural Steel NL Structural Steel

Dimensiuni globale model

Lungime X 73.978 m 72.412 m

Lungime Y 35.138 m 46.263 m

Lungime Z 0.22 m 0.42 m


submarin _____________________________________________________________________________________

47

Proprietăţi

Volum 1.3004 m³ 230.2 m³

Masă 10208 kg 1.8071e+006 kg

Centroidă X 35.265 m 39.91 m

Centroidă Y 16.641 m 19.278 m

Centroidă Z -1.2136e-008 m -6.1335e-002 m

Moment inerţie Ip1 1.1266e+006 kg·m² 1.6019e+008 kg·m²



Statistică elemente finite

Noduri 18956 4043

Elemente finite 9471 11136

Tabel 4.1 Statistici geometrie şi Reţea elemente finite

Definirea materialului conductei

Tipul de material folosit în modelare este tipul „Biliniar Isotropic Hardening” care

este utilizat adesea în modelarea fenomenelor mecanice însoţite de deformaţii mari.

Diagrama tensiune-deformaţie a unui asemenea oţel are două porţiuni liniare, prima

corespunde comportamentului elastic al oţelului unde unghiul pantei este dat de Modulul lui

Young, iar a doua corespunde comportamentului plastic şi este caracterizată de un unghiul

pantei numit Modulul Tangent.

Fig.4.27 Comportamentul biliniar al oţelului conductei

Celelalte date corespunzătoare oţelului considerat sunt date în figura de mai jos. Ele

sunt:

Densitate 7850 kg/m3

Modul elasticitate 2.1e11 Pa

Coeficientul lui Poisson 0,3

Rezistenţă la curgere 4,48e8 Pa

Modul Tangent 1,45 e9 Pa


submarin _____________________________________________________________________________________

48

Fig.4.28 Proprietăţile oţelului conductei

Reţeaua de elemente finite

Fig.4.29 Reţeaua de elemente finite

Reţeaua de elemente finite va popula în egală măsură structura rigidă căt şi conducta.

Diferenţa va fi că elementele structurii rigide nu vor intra în calcul, ci doar elementele

conductei flexibile.


submarin _____________________________________________________________________________________

49

Condiţiile la frontiere

Încărcările şi reazemele modelului sunt desemnate ca fiind condiţii la frontiere.

Fig.4.30 Condiţiile la frontiere

Prima condiţie la frontieră este de Suport Fix (A pe figura de mai sus) care

condiţionează capătul conductei să rămână fix, în timp ce structura se va mişca de la stânga

la dreapta pe figură cu viteza de 1 m/sec. simulând mişcarea navei lansatoare în timpul

lansării conductei.

Cu B este desemnată forţa exercitată de Tensionerul 1 cu valoarea de 50000 N

constantă cu efectul întinerii sau păstrării întinsă a ţevii în timpul lansării. Această forţă se

aplica instantaneu începând cu momentl zero al calculului.

Cu C pe figura de mai sus se aplică deplasarea structurii pe axa OX. Ea este variabilă

în funcţie de timp şi arată ca în figura de mai jos:

Fig.4.31 Evoluţia deplasării structurii în timp

Aşa cum s-a precizat deja, structura este studiată pentru un interval de 0,1 sec. Pentru

0,01 secunde va acţiona asupra conductei doar forţa de 50 kN. Acest interval de timp este

necesar pentru ca cele două corpuri, conducta şi structura, să se deformeze şi să fie puse în

contact. Apoi pentru următoarele 0,09 secunde, structura se va deplasa pe distanţa de 0,1 m,

deci cu viteza de 1,11 m/sec.


submarin _____________________________________________________________________________________

50

În stare sintetică condiţiile la frontiere sunt date în tabelul de mai jos:

Model (A4) > Explicit Dynamics (A5) > Loads

Nume obiect Suport fix Forţă Deplasare

State Fully Defined

Scop

Metodă Geometry Selection

Geometrie 1 Faţă 1 orp

Definiţii

X Component 50000 N (step applied) Tabular Data

Y Component 0. N (step applied) Free

Z Component 0. N (step applied) Free

Tabular Data

Independent Variable Time

Model (A4) > Explicit Dynamics (A5) > Displacement

Steps Time [s] X [m]

1

0. 0.

1.e-002

0.1 0.1

Tabelul 4.3 condiţii la frontiere

Pentru analiza tensiunilor si deformatiilor s-au definit 4 Secţiuni după cum urmează:

Secţiunea 1 va trece perpendicular pe axa conductei la nivelul rampei de

îndreptare a ţevii;

Secţiunea 2 va trece perpendicular pe axa conductei la nivelul rampei

superioare;

Secţiunea 3 va trece perpendicular pe axa conductei la nivelul a jumătate din

dintanţa dintre rampa superioară şi cea inferioară unde se vor calcula cele mai

mari tensiuni şi deformaţii;

Secţiunea 4 va trece perpendicular pe axa conductei la nivelul rampei

inferioare.

Fig.4.32 Secţiunile de studiu


submarin _____________________________________________________________________________________

51

Deplasarea

Deplasarea întregii structuri şi a conductei este dată în figura de mai jos. Se poate

observa că deplasarea maximă are valoarea de 0,1 m, exact cât deplasarea structurii. Punctul

conductei care înregistrează acest maxim, este situat la partea din faţă a rampei superioare.

Celelalte secţiuni ale conductei vor înregistra deplasări mai mici dat fiind că sunt „ţinute” pe

loc de către suportul fix. Evoluţia în timp a deplasării maxime este dată in exemplul de mai

jos.

Fig.4.33 Deplasarea conductei

Fig.4.34 Deplasarea conductei în Secţiunea 3

În secţiunea 3 se va calcula cea mai mare tensiune echivalentă. Aici deplasarea este

de 2,89e-2 m, în scădere pronunţată faţă de secţiunea anterioară.


submarin _____________________________________________________________________________________

52

Deformaţia echivalentă

Deformaţia echivalentă a conductei va fi maximă în punctul în care cu siguranţă se

vor calcula cele mai mari tensiuni echivalente datorită faptului că solicitările sunt în

domeniul elastic guvernate de legea lui Hooke. Aşadar, cea mai mare deformaţie în valoare

de 4,9e-4 se va calcula în Secţiunea 3, iar minima ceva mai sus pe traseul conductei înainte

de zona de contact cu rampa superioară, aşa cum se vede în figura de mai jos. Deasemenea

este vizibilă evoluţia în timp a deformaţiei echivalente maxime.

Fig.4.35 Deformaţia echivalentă a conductei

Deformaţia echivalentă în Secţiunea 3

Fig.4.41 deformaţia echivalentă în Secţiunea 3

În secţiunea 3 se va calcula cea mai mare tensiune echivalentă şi deci deformaţia

echivalentă va fi 4.9e-4.


submarin _____________________________________________________________________________________

53

Tensiunea echivalentă

Deformaţia echivalentă a conductei va fi maximă în punctul marcat cu Max pe figura

de mai jos şi aflat între platforma superioară şi cea inferioară. Valoarea acesteia este de

9,97e7 Pa care comparată cu valoarea rezistenţei de curgere de 448 MPa, este cam de patru

ori mai mică. Aşadar aranjamentul geometric al platformelor şi forţele dezvoltate de

Tensionere sunt de manieră să ţină tensiunile echivalente din conductă la valori mici, sub

valoarea în care materialul suferă deformaţii plastice. Aşa cum s-a arătat, aceasta este

condiţia de bază a păstrării integrăţii conductei la lansare şi pe cale de consecinţă, structura

de lansare asigură această integritate structurală.

Evoluţia în timp a tensiunii maxime este dată sub formă de grafic.

Fig.4.43 Tensiunea echivalentă a conductei

Tensiunea echivalentă în Secţiunea 3

Fig.4.46 Tensiunea echivalentă în Secţiunea 3

În secţiunea 3 se va calcula cea mai mare tensiune echivalentă de 9,97e7 Pa.


submarin _____________________________________________________________________________________

54

Deasemenea, în Secţiunea 3 s-a situat o Sondă de măsurare a tensiunilor dintre care

cele mai importante sunt tensiunea echivalentă (cu roşu) şi principală maximă (cu verde), aşa

cum se văd acestea pe grafic.

4.3 BIBLIOGRAFIE CAPITOLUL 4

[1] Castoro 6 Brochure

[2] Seven Oceans Brochure

CAPITOLUL 5.0- OPTIMIZAREA NUMERICǍ A GEOMETRIEI STRUCTURII

SISTEMULUI DE LANSARE J-LAY CONSIDERAT

5.1 Introducere

Optimizarea care urmează este importantă în faza de proiectare şi construcţie a navei

de lansare a conductelor prin metoda J-Lay considerate.

Legarea parametrilor de input în proiect care variază şi parametrii de output care

cuantifică performanţa proiectului, se face prin metoda Proiectării Experimentelor (DOE-

Design Of Experiments) combinată cu metoda suprafeţelor de răspuns. Mai întâi, funcţie de

numărul de parametri de input în proiect se stabileşte numărul de puncte de proiectare prin

metoda Proiectului Central Compozit (CCD-Central Composite Design). Prin această metoda

se populează spaţiul de proiectare cu un număr suficient de puncte de proiecare, astfel încât

prin acestea să se poată trasa suprafeţe de răspuns credibile. Spaţiul de proiectare este dat de

valorile maxime şi minime între care fiecare parametru de input poate varia.

5.2 Determinarea suprafeţei de răspuns şi a candidatului optim

5.2.1 Candidatul Optim

Primul pas şi cel mai important, este stabilirea parametrilor de input care sunt

susceptibili a influenţa parametrii de output. Şi unii şi alţii trebuiesc stabiliţi de către

proiectant iar optimizarea finală depinde hotarâtor de acest prim pas.

Pe baza analizelor de la capitolul anterior se pot stabili 5 parametri de input după cum

urmează (v. fig. următoare):

Nume Tip Limită Inferioară Limită Superioară

P2 DiamRolaSup Continuu 14.31 [m] 17.49 [m]

P3 DiamRolaInf Continuu 14 [m] 15.9 [m]

P7 YRolaSup Continuu 24.3 [m] 29.7 [m]

P8 XRolaSup Continuu 32 [m] 35 [m]

P11 Force X Component Continuu 45000 [N] 55000 [N]

Tabelul 5.1-Parametri de input


submarin _____________________________________________________________________________________

55

Fig.5.1-Geometrie structură navă lansare-Proiect originar

Punctul de plecare a valorilor acestor parametri pentru proiectul originar sunt:

ID Parametru Valoare Unit

P2 DiamRolaSup 15.9 m

P3 DiamRolaInf 15.9 m

P7 YRolaSup 27 m

P8 XRolaSup 33.98 m

P11 Force X Component 50000 N

Output

P10 Equivalent Stress Maximum 9.9724E+07 Pa

Tabelul 5.2 Valoarea parametrilor de input pentru proiectul originar

Diametrele rolelor şi poziţia Rampei superioare faţă de rampa inferioară pot fi suspectate de a

influenţa tensiunea din conductă.

Folosind metoda CCD de mai sus, se generează automat punctele de proiectare care

să acopere spaţiul de proiectare. Acestea sunt în număr de 27 şi sunt date mai jos:

Name P2 -

DiamRolaSup (m)

P3 -

DiamRolaInf (m)

P7 -

YRolaSup (m)

P8 -

XRolaSup (m)

P11 - Force X

Component (N)

1 15.9 14.95 27 33.5 50000

2 14.31 14.95 27 33.5 50000


submarin _____________________________________________________________________________________

56

3 17.49 14.95 27 33.5 50000

4 15.9 14 27 33.5 50000

5 15.9 15.9 27 33.5 50000

6 15.9 14.95 24.3 33.5 50000

7 15.9 14.95 29.7 33.5 50000

8 15.9 14.95 27 32 50000

9 15.9 14.95 27 35 50000

10 15.9 14.95 27 33.5 45000

11 15.9 14.95 27 33.5 55000

12 15.449 14.681 26.235 33.075 51417

13 16.351 14.681 26.235 33.075 48583

14 15.449 15.219 26.235 33.075 48583

15 16.351 15.219 26.235 33.075 51417

16 15.449 14.681 27.765 33.075 48583

17 16.351 14.681 27.765 33.075 51417

18 15.449 15.219 27.765 33.075 51417

19 16.351 15.219 27.765 33.075 48583

20 15.449 14.681 26.235 33.925 48583

21 16.351 14.681 26.235 33.925 51417

22 15.449 15.219 26.235 33.925 51417

23 16.351 15.219 26.235 33.925 48583

24 15.449 14.681 27.765 33.925 51417

25 16.351 14.681 27.765 33.925 48583

26 15.449 15.219 27.765 33.925 48583

27 16.351 15.219 27.765 33.925 51417

Tabelul 5.3-Punctele de proiectare-Parametri de input


submarin _____________________________________________________________________________________

57

Odată definite punctele de proiectare de mai sus se trece la calculul parametrilor de

output pentru fiecare set de parametri de input de mai sus.În final, rezultatele pentru fiecare

punct de proiectare sunt date mai jos:

Nume

P10 - Equivalent

Stress Maximum

(Pa)

1 1.0952E+08

2 1.0535E+08

3 1.0918E+08

4 1.069E+08

5 1.1282E+08

6 1.0819E+08

7 1.0929E+08

8 1.0001E+08

9 1.0199E+08

10 1.0704E+08

11 1.0713E+08

12 9.8601E+07

13 9.9875E+07

14 1.0843E+08

15 1.133E+08

16 1.0386E+08

17 1.055E+08

18 1.1497E+08

19 9.5574E+07


submarin _____________________________________________________________________________________

58

20 9.4076E+07

21 1.0179E+08

22 9.2343E+07

23 9.3792E+07

24 1.1137E+08

25 1.0535E+08

26 1.1988E+08

27 1.1843E+08

Tabelul 5.4-Punctele de proiectare-Parametru output

Se poate face un studiu al minimelor şi maximelor absolute din spaţiul de proiectare

pe baza suprafeţelor de răspuns rezultând un tabel ca mai jos:

-

DiamRolaSup

(m)

P3 -

DiamRolaInf

(m)

P7 -

YRolaSup

(m)

P8 -

XRolaSup

(m)

P11 - Force X

Component

(N)

P10 -

Equivalent

Stress

Maximum

(Pa)

Domeniu [14.31;17.49] [14;15.9] [24.3;29.7] [32;35] [45000;55000] [14.31;17.49]

Obiectiv Indiferent Indiferent Indiferent Indiferent Indiferent Minimizare

Tabelul 5.5-Valorile maxime şi minime absolute şi obiectivele din spaţiul de

proiectare ale parametrilor de output

După analiza automată în sensul directivelor de optimizare de mai sus, vor rezulta 3

canditaţi la a fi optimi ca mai jos. Dintre aceşti trei candidaţi este iarăşi datoria proiectantului

să aleagă un optim. Odată stabilit acest candidat, se poate executa un studiu asupra

senzitivităţii şi suprafeţelor de răspuns.

DiamRola

Sup (m)

P3 -

DiamRola

Inf (m)

P7 -

YRolaSup

(m)

P8 -

XRolaSup

(m)

P11 -

Force X

Compone

nt (N)

P10 -

Equivalen

t Stress

Maximum

Candidate

Point 1 17.49 15.479 24.3 35 45000

8.063+07


submarin _____________________________________________________________________________________

59

Candidate

Point 2 15.342 14.257 24.332 34.939 48853

8.52+07

Candidate

Point 3 16.916 15.521 24.527 34.815 46092

9.21+07

Date

iniţiale 15.9 15.9 27 33.98 50000

9.9724E+0

7

Tabelul 5.6-Candidaţi la Proiectul Optim

Prin compararea parametrilor optimizaţi cu datele iniţiale se poate vedea că diametrul

rampei superioare a fost mărit de la 15,9 m la 17,49 m, cel al rampei inferioare este scăzut de

la 15,8 m la 15,47 m, centrul rampei superioare este coborât de la 27 m la 24,3 m, şi mutat

spre rampa superioară de vreme ce coordonata Ox creşte de la 33,89 m la 35 m. Evident şi

forţa dezvoltată de tensionerul 1 a fost scăzută de la 50 kN la 45 kN. Rezultatul acestor

ajustări este scăderea la 80% a tensiunii echivalente din conductă faţă de valoarea proiectului

iniţial, un rezultat excelent pentru optimizarea noastră.

Acum rămâne de văzut care dintre parametrii de input a avut cea mai mare influenţă

asupra acestui rezultat, prin analizele de senzitivitate.

5.2.2 Analize de senzitivitate

Graficele de sensitivitate şi suprafeţele de răspuns sunt elemente de analiză cheie din

calculele de optimizare.

Graficele suprafeţelor de răspuns permit vizualizarea impactului pe care îl are variaţia

fiecărui parametru de input asupra parametrilor de output. În genere aceste grafice sunt

tridimensionale permiţând analiza simultană a câte unei perechi de parametri de input asupra

unui singur parametru de output în spaţiul de proiectare.

Suprafaţa de răspuns-Tensiune echivalentă-XRolaSup-YRolaSup

Fig.5.2- Suprafaţa de răspuns-Presiune Duct-Unghi Duct-Lungime Duct


submarin _____________________________________________________________________________________

60

Din graficul de mai sus se poate deduce că creşterea poziţiei orizontale a rampei

superioare are un efect constant exponenţial asupra mărimii tensiunii din conductă în sensul

micşorării pe când pozitia pe verticală dacă este scazută până la 27 m are efect marcat în

sensul scăderii după care până la 35 m efectul este aproape nul.

Suprafaţa de răspuns-Tensiune echivalentă-XRolaSup-YRolaSup

Din graficul de mai jos se poate deduce că Diametrele rolelor nu au mare efect asupra

tensiunii echivalente, cel puţin în domeniul de variaţie considerat (V.Tabelul 5.1).

Fig.5.3- Suprafaţa de răspuns-Presiune Duct-Diametre role

Suprafaţa de răspuns-Tensiune echivalentă-Forţa tensionerului 1

Fig.5.4- Suprafaţa de răspuns-Tensiune-Forţă Tensioner 1

De această dată, forţa dezvoltată de Tensionerul 1 influenţează destul de marcat

tensiunea maximă apărută în conductă în cursul lansării.

Toate concluziile de mai sus se pot pune pe un singur grafic, cel al sensitivităţii.

Dintr-o singură privire se pot deduce care parametri de input au o influenţă mai mare sau mai

mică asupra parametrilor de output.


submarin _____________________________________________________________________________________

61

Fig.5.5-Graficul de sensitivitate

Din graficul de mai sus se poate deduce că cea mai mare influenţă asupra tensiunii

echivalente din conducta la lansare, o are poziţia pe orizontală a centrului rampei superioare

de lansare si forţa dezvoltată de Tensionerul 1.

Constructiv, ambii parametri pot fi variaţi. Poziţia centrului rampei se poate varia prin

modificarea unghiului de lansare iar forţa din tensioner prin setările tensionerului.


[1] ANSYS User Manual

CAPITOLUL 6.0- VALIDAREA MODELULUI OPTIMIZAT

6.1 Validarea prin comparaţie a modelului structurii originare şi optimizate pentru

lansarea prin metoda J-Lay

Proiect Originar Proiect Optimizat

Tensiune echivalenta

maxima

Tensiune echivalenta

maxima

VALIDARE PRIN COMPARATIE

Fig.6.1 Schema validării modelului optimizat


submarin _____________________________________________________________________________________

62

Validarea soluţiei optime de structură de lansare se face urmând o logică simplă: de

vreme ce proiectul optimizat pleacă de la un proiect iniţial, atunci dacă parametrul ţintă

calculat cu parametrii de input optimizaţi se dovedeşte mai bun decât cel iniţial, atunci

optimizarea se consideră validă. Cu alte cuvinte, dacă rulăm modelul cu parametrii de input

optimi iar tensiunea echivalentă maximă se dovedeşte a fi mai mică decât cea calculată

iniţial, atunci optimizarea se consideră validă.

Mai întâi se generează noua geometrie optimizată cu noile valori rezultând modelul

geometric de mai jos:

Fig.6.2 Model geometric optimizat

După rularea modelului optimizat s-a obţinut valoarea nouă pentru tensiunea

echivalentă. Pentru comparaţie valorile proiectului iniţial şi cel optimizat se pun unele sub

altele.

Evoluţia în timp a tensiunii maxime este dată sub formă de grafic.

Proiect Originar Proiect optimizat


submarin _____________________________________________________________________________________

63

Proiect Originar Proiect Optimizat

Fig.6.3 Comparaţie dintre modelul originar şi optimizat

Se poate observa prin studiul figurii de mai sus că tensiunea maximă se va obţine în

exact aceeaşi regiune a conductei lansate, doar că mărimea tensiunii echivalente s-a diminuat

de la 9,97e7 Pa la 8,06e7 Pa. Deasemenea studiind graficele, tensiunea maximă absolută care

s-a calculat la lansarea cu structura originară a fost de 1,16e8 Pa pe când la proiectul

optimizat această valoare a fost de numai 9e7 Pa.

6.2 Validarea calitativă a modelării

Validarea calitativă comportă comparaţia cu alte lucrări sau articole publicate în

domeniu. Deşi gradul de relevanţă al acestui tip de comparaţie se referă doar la metodologia

modelării, concluziile care se pot trage sunt importante în ceea ce priveşte unghiul de atac

sub care s-a rezolvat problema lansării conductelor submarine în lucrarea de faţă.

Lucrările publicate în domeniul abordat nu sunt foarte multe dar oricum s-au selectat

3 articole după cum urmează.

6.2.1 Lucrarea „A computational system for subsea pipelaying simulation”, autori

Danilo Machado Lawinscky da Silva ş.a- International journal of modeling and

simulation for the petroleum industry, vol. 3, no.1, june 2009

Autorii prezintă în acest articol un software specific de firmă folosit de Petrobras

Brazilia, numit SITUA-PetroPipe.Acest program de analiză cu elemente finite permite

calculul simultan şi cuplat al răspunsului chilei navei de lansare şi influenţele reciproce dintre

conducta lansată şi nava lansatoare. Aceste influenţe reciproce sunt calculate destul de

similar cu programul folosit de noi OffPipe în simularea metodei S-Lay.

Ca şi rezultate finale după rularea programului se obţin tensiunile echivalente de-a

lungul conductei atât în formulare statică cât şi dinamică:


submarin _____________________________________________________________________________________

64

Static

Dinamic

Fig.6.1 Tensiuni echivalente conductă

În concluzie, programul SITUA nu este diferit de programul OffPipe folosit de noi,

modul de abordare fiind asemănător.

6.2.2 Lucrarea „Modeling and Control of Offshore Pipelay operaţions Based on a Finite

Strain Pipe Model” de Gullik Jensen ş.a. în Design and Installation of Marine Pipelines.

Blackwell Science Ltd, 2005.

Lucrarea propune un model matematic de simulare a operaţiunii de lansare şi control

a unei conducte care este văzută ca o grindă tridimensională supusă la încărcări de

încovoiere, răsucire şi forfecare cuplată la o navă lansatoare la care forţa dezvoltată de

trustere la lansare este ca dată de input, iar viteza navei este ca dată caculată de output, ca în

figura de mai jos:

Fig.6.12 Modelul matematic al lansării


submarin _____________________________________________________________________________________

65

Pentru simulare este implicată metoda de analiză cu elemente standard Galerkin

împreună cu condiţiile la frontiere. Programul folosit este Matlab rezultând un grafic ca mai

jos:

Fig.6.13 Forma conductei la lansare statică (continuă) şi la 30s şi 200 s (dinamică)

Modelul propus este interesant din punct de vedere matematic dar este limitat în a

calcula doar forma conductei lansate, fără a se intra în detalii folositoare în proiectare precum

tensiunile şi deformaţiile conductei, interacţiunea conductă-stinger etc.

6.2.3 Lucrarea lui S.Lenci ş.a. „Simple analytical models for the J-lay problem”, Acta

Mechanica 178, 23–39 (2005)

Lucrarea îşi propune analiza lansării unei conducte submarine prin metoda J-Lay

pentru adâncimi mari şi foarte mari.

Lucrarea investighează matematic procesul de lansare J-Lay punând câteva ipoteze

simplificatoare precum neglijarea deformaţiei axiale; problema este rezolvată în spaţiul

bidimensional, unde nu se consideră forţele hidrodinamice generate de curenţi etc. Practic

rezolvarea consideră condiţii ideale iar analiza se face exclusiv pentru cazul static.

Se propun două modele, cel în care se consideră conducta ca fiind aproximată cu un

cablu:

Fig.6.14 Modelarea conductei ca fiind un cablu


submarin _____________________________________________________________________________________

66

În al doilea model matematic sunt cuprinse şi interacţiunile cu solul marin.

Fig.6.15 Modelul cu interacţiune cu solul marin

Un ultim model prezintă conductă ca fiind o combinaţie dintre o grindă şi un cablu:

Fig.6.16 conductă ca o combinaţie cablu-grindă

La final autorii compară cele trei modele de calcul între ele.

Fig.6.17 Comparaţie între modelele propuse


submarin _____________________________________________________________________________________

67

Deşi utile în înţelegerea fenomenelor şi a modelării unei conducte lansate cu metoda

J-Lay, aplicaţiile practice sunt destul de limitate.


[1] Lucrarea „A computational system for subsea pipelaying simulation”, autori

Danilo Machado Lawinscky da Silva ş.a- International journal of modeling and simulation

for the petroleum industry, vol. 3, no.1, june 2009

[2] Lucrarea „Modeling and Control of Offshore Pipelay operaţions Based on a Finite

Strain Pipe Model” de Gullik Jensen ş.a. în Design and Installation of Marine Pipelines.

Blackwell Science Ltd, 2005.

[3] Lucrarea lui S.Lenci ş.a. „Simple analytical models for the J-lay problem”, Acta

Mechanica 178, 23–39 (2005)

CAPITOLUL 7.0- CONCLUZII, CONTRIBUŢII PERSONALE ŞI RECOMANDĂRI

PENTRU LUCRĂRILE VIITOARE

1. Prezenta Teză de Doctorat este prima care apare pe tema Construcţiei structurilor

Offshore in Universitatea Maritima Constanta. Problema optimizării lansării unei

conducte submarine implică existenţa unui stinger iar ecuatiile matematice ale acestui

proces sunt puternic neliniare, de aceea tratamentul numeric cu elemente finite mai cu

seamă în abordarea dinamicii explicite a necesitat resurse de calcul importante. S-au

simulat doar 0,1 m de conductă lansată în timpul 0,1 secunde corespunzănd unei

viteze a navei lansatoare de 1 m/sec. Lucrarea în sine reprezintă o provocare greu de

rezolvat chiar şi pentru profesioniştii din domeniu care introduc multe ipoteze

simplificatoare pentru a descrie problema în termeni abordabili pentru rezolvare chiar

cu modele numerice. Modelul de simulare din lucrare este foarte apropiat de procesul

real datorită tehnologiei avansate de analiză a contactului neliniar dintre conductă şi

sistemul de lansare şi modulului de analiză dinamică explicită pe care doar ANSYS o

are la ora actuală.

2. Pentru modelarea numerică a structurii de lansare a unei nave pentru sistemul J-Lay,

s-a implementat metoda folosirii programului Ansys 15 ca o metoda explicita si mai

rapida a tehnologiei de lansare J-Lay. Exploatarea zăcămintelor de gaze şi petrol din

largul mării presupune existenţa a conductelor întinse pe fundul mării iar lansarea

acestora se poate face doar cu vase specializare echipate cu sisteme complexe de tip

stinger, tensionere care asigură o tensiune constantă şi acceptabilă în conducta lansată

astfel încât aceasta să nu intre în flambaj sau să se deformeze plastic în timpul

lansării. Propria greutate a conductei lansate care poate atinge lungimi de kilometri şi

elementele de mediu marin tensionează puternic conducta la lansare iar condiţia de

succes a lansării este păstrarea integrităţii conductei după lansare fără semne de

flambaj sau deformaţii plastice. Aşadar sistemul de lansare al navei va trebui

optimizat pentru a răspunde cu succes acestor cerinţe dat fiind că porţiunile deformate

de conductă lansată sau deformate plastic însemnează recuperarea conductei şi


submarin _____________________________________________________________________________________

68

înlocuirea secţiunilor deformate, proces ce este foarte scump afectând profitabilitatea

proiectului. Reducerea tensiunilor din conductă şi optimizarea subsecventă a

sistemului de lansare reprezintă un obiectiv central al procesului de proiectare iar

abordarea numerică descrisă în lucrarea prezentată arată cum se poate face această

optimizare folosind tehnici de modelare numerică avansate.

3. S-a reusit optimizarea geometriei a structurii de lansare a unei nave pentru sistemul J-

Lay folosind tehnica de tip ANSYS Design Explorer avand ca rezultat reducerea

Tensiunii echivalente cu 20%. În dictionarul matematic optimizarea numită şi

programarea matematică presupune prin definiţie găsirea celei mai bune variante

dintr-un set dat de posibilităţi. Cel mai simplu model de optimizare de pildă este

maximizarea/minimizarea unei funcţii matematice prin alegera variabilelor de input

intr-o secvenţă sistematică şî calcularea valorii funcţiei pentru fiecare dintre

variabilele alese. În cazul lucrării de faţă problema este mult mai complicată

necesitând module speciale de proiectare asistată astfel încât date fiind o plajă de

variaţie pentru variabilele de input (geometrice la nivel de sistem de lansare), să se

poată alege cea mai bună configuraţie a sistemului de lansare cu obiectivul scăderii

tensiunii din conductă date fiind implicaţiile descrise la punctul anterior. Acest lucru

s-a reuşit cu prisosinţă, valoarea de 20% fiind semnificativă pentru oricare inginer

specializat în lansarea de conducte submarine.

4. Contributii personale:

- Participarea activa in dezvoltarea unei noi directii de studii de Master in limba

engleza la Universitatea Maritima Constanta pe directia ingineriei gazelor si

produselor petroliere in industria offshore ( Advanced Engineering in Gas and Oil

Offshore Industry);

- Publicarea primelor carti de specialitate din Romania in domeniu numite

„Offshore Construction Technology” şi „Computer Aided Design of Offshore

Structures” la editura Nautica împreună cu Inginer Doctor Sef de Lucrari Ioan

Călimănescu şi Profesorul Universitar Doctor Nicolae Buzbuchi.

- Publicarea sub egida Editurii Nautica Constanta 2015 in Sectiunea II ,,Mechanical

Engineering and Environment’’a doua articole de specialitate in industria offshore

cu titlurile: ,,Numeric simulation for J-Lay Subsea Pipeline Launching System’’ si

,,Numeric Optimization for J-Lay Subsea Pipeline Launching System’’ impreuna

cu Profesor Universitar Doctor Nicolae Buzbuchi;

- Publicarea in aceeasi Sectiune II a Editurii Nautica a altor doua articole de

specialitate si anume: ,,Damage Analsys of a Gear box shaft under upset working

condtion using Ansys n code si ,, Stress fatigue life optimisation of an airplane

landing gear lever arm’’ using Ansys n code, impreuna cu Inginer Doctorand

Velcea Dorel Dumitru si Sef de Lucrari Inginer Doctor Ioan Calimanescu.

Teza de Doctorat a venit firesc în continuarea şi dezvoltarea acestui domeniu „exotic”

pentru ţara noastră, dar care ca urmare a descoperirii de noi zăcăminte în Marea Neagră, nu


submarin _____________________________________________________________________________________

69

va mai putea fi atât de discret. Piaţa petrolului şi preţul cotaţiilor internaţionale în utimul an a

scăzut dramatic ceea ce a determinat companiile producătoare să amâne multe programe de

investiţii cu consecinţe asupra contractorilor din domeniul serviciilor petroliere inclusiv

offshore. Într-un singur an 250.000 de salariaţi din industria constructoare au fost concediaţi,

455 de companii constructoare mici şi mijlocii au falimentat, ceea ce are dimensiunea unui

cataclism mult mai grav decât criza din 2008. Dar de pildă pe data de 03.05.2016 preţul

petrolului Brent era de 48,1 $/baril crescând semnificativ de la minimumul istoric de

28$/baril înregistrat în Ianuarie 2016 arătând un trend clar crescător. Deja semnalele sunt

pozitive în industrie şi peste puţin constructorii se vor întoarce la lucru inclusiv la noi în

Marea Neagră, cercetările în domeniul construcţiei petroliere offshor vor căpăta iarăşi avânt.

Lucrarea de faţă este o deschizătoare de drumuri şi pionierat în domeniu la noi în ţară, si va

putea fi privită ca o bornă de început la un drum lung şi anevoios.

7.1 RECOMANDĂRI PENTRU LUCRĂRILE VIITOARE

Recomandările pentru lucrările viitoare derivă direct din cartea publicată de autor

legată de proiectarea asisatată de computer a structurilor Offshore. Acestea pot fi:

Dimensionarea şi optimizarea diametrului conductelor submarine;

Proiectarea la încărcări termice ale conductelor submarine;

Coroziunea conductelor submarine;

Stabilitatea conductelor submarine;

Expansiunea conductelor submarine;

Rezemarea conductelor submarine.

BIBLIOGRAFIE

BIBLIOGRAFIE CAPITOLUL 2

[1] Palmer, A.C., and B. Ormerod, (1997) ,,Global Warming: the Ocean

Solution.’’Science and Public Affairs. Autumn,49-51;

[2] Grace, R.A. (1978) Marine Pipe Systems. Englewood Cliffs, NJ Prentice-Hall;

[3] Yergin, D (1991) The Prize: The Epic Quest for Oil, Money and Power. New York:

Simon & Schuster.

[4] Searle, A. (1995) PLUTO (Pipe-Line Under the Ocean); the Definitive Story.

Shanklin, England

[5] Craig,B.D. (1991)Practical Oilfield Metallurgy;

[6] API Specifications 5L ,,Line Pipe’’;

[7] Publication No.166 ,,Specification of Line for Offshore Pipelines’’;

[8] Palmer, A.C. (1998) ,,Innovation in Pipeline Engineering’’;

[9] Takeuchi, F.Yamamoto, A.and Okaguchi, S (2002),,Prospect of High Grade Steel

Pipes for Gas Pipelines’’ 185-203;

[10] Higgins, R.A. (1993) Engineering Metallurgy.London;

[11] Courteny,T.H.(1990) Mechanical Behavior of Materials. New York: McGraw Hill;

[12] ISO 3183: ,,Petroleum and Natural Gas Industries: Steel Pipe for Pipelines part 3.’’

International Organization for Standardization.


submarin _____________________________________________________________________________________

70

[13] API 1104: ,,Welding of Pipelines and Related Facilities’’. American Petroleum

Institute.

[14] BS 4515: ,,Welding of Steel Pipelines on Land and Offshore.’’British Standards

Institution.

[15] Boekholt. R (1990),,Mechanised Welding Methods in Pipelene

Construction.’’Proceeding of the Pipeline Tehnology Conference, Oostende, Belgium,

October.

[16] Parlane, A,J,A and L.R Still (1988) ‘’Pipelines for Subsea Oil and gas

Transmision.’’

[17] Jones, R.L.(1998) ,,Welding of Carbon Steel Pipelines’’.Proceedings of the TWI

Conference.

[18] BS 499: ,,Glossary for Welding, Brazing and Thermal Cutting’’. British Standards

Institution.

[19] R. Pargeter, T.G.G ooch.(1994) ,,Welding for Sour Service’’. Proceeding of the

Update on Sour Service: material, Maintenance and Inspection in the Oil &Gas Industries,

IBC, London, October.

[20] J.F.Lancaster (1993) Metallurgy of Welding. London: Chapman & Hall.

[21] NACE MR-0175: Sulfide Stress Cracking Resistant Metallic materials for Oilfield

Equipment’’ national Association of Corrosion Engineers.

[22] BS 2600: ,,Radiographic Examination of Fusion wWelded Butt Joints in Steel-

Methods for Steel 2 mm up to and Including 50 mm Thick’’.British Standards Institution.

[23] BS 4069: ,,Magnetic Flaw Detection Inks and Powders’’. British Standards

Institution.: ,,Method for Magnetic Particle Flaw detection’'

[24] BS 6072 : ,, Method for magnetic particle Flaw Detection”.British Standards

Institution.

[25] Komar, PD (1974) Beach Processes and Sedimentation;

[26] Sarpkaya, T,M.Isaacson (1981) Mechanics of Wave Forces on Offshore Structures.

New York;

[27] Littlejohns, P.S.G. (1974) Current- induced Forces on Submarine Pipelines,

Wallingfort, England: Hydraulic Research Station;

[28] St.Denis (1969),,On Wind-Generated Waves’’. Topics in Ocean Engineeing;

[29] Wilkinson R.H, A.C Palmer, J.W.Ells, N.Sanderson (1988) Stability of Pipelines in

Trenches : Proceedings of the Offshore Oil and Gas Pipeline Technology Seminar;

[30] Brink-Kjaer, O.J. Knudsen, G.s.Roodenhuis, M. Rugbjerg (1984) Extreme Wave

Conditions in the Central North Sea;

[31] Verley.R.L.P, K.Reed (1987) Hydrodynamic Forces on Seabed Pipelines-

Proceedings of the 19th Annual Offshore Tehnology Conference.Houston;

[32] Lambrakos. K.F. (19885) Marine Pipelines Soil Friction Coefficients from In-Situ

Testings – Ocean Engineering 12. 131-150;

[33] Lyons.C.G.(1973) Soil Resistance to Lateral Sliding of Marine Pipelines-

Proceedings of the 5th Annual Offshore Tehnology Conference. Houston 2.479-484;


submarin _____________________________________________________________________________________

71

[34] Wagner. D.A.,J.D.Murff, H. Brennoden, O. Sveggen (1987) Pipe-Soil Interaction

Model –Proceedings of the 19th Annual Offshore Tehnology Conference.Paper OTC 5504-

presented at the 19th Annual Offshore Tehnology Conference 3. 181-190;

[35] Palmer.A.C, J.Steenfeld, J.O.Steensen-Bach, V.Jacobsen (1988) Lateral Resistance

of Marine Pipelines on Sand ( OTC5853)-Proceedings of the 20th Annual Offshore

Tehnology Conference 4, 399-408;

[36] A.G.A (1991) Submarine Pipelines On-Bottom Stability; vol 1- Analysis and

Design Guidelines-Final Report on Projects PR-178-516 and PR 178-717.American Gas

Association;

[37] Palmer.A.C, (1996) A Flow in the Conventional Approach to Stability Design of

Pipelines- Proceedings of the Pipeline Tehnology Conference.Amsterdam;

[38] Sleath, J.F.A (1998) Depth of Errosion under Storm Condition-Proceedings of the

26th Conference on Coastal Engineering, ASCE New York, 2968-2979;

[39] The.T.C., A.C Palmer, M.D. Bolton, J.S Damgaard (2004) Experimental Study of

Marine Pipelines on Unstable and Liquefied Seabed. Coastal Engineering.

[40] Sarpkaya, T and Rajabi, F (1980) Hydrodinamic drag on bottom-mounted smooth

and rough cylinders in periodic flow. In proceedings of the Eleventh Annual Offshore

Tehnology Conference, Huston, Texas, May 1980 pg 219-226

[41] Sriskandarajah, T and Mahendran, IK (1987) Parametric consideration of design and

installation of deepwater pipelines, Offshore Oil and Gas Pipeline Tehnology, European

Seminar, pg 35;

[42] Verley, R, lambrakos, KF and Reed (1987)

[43] Ioan Călimănescu, Iulian Radu, Nicolae Buzbuchi (2015)-Offshore

Construction Technology, ed. Nautica

[44] Ioan Călimănescu, Iulian Radu, Nicolae Buzbuchi (2015)-CAD of Offshore

Structures, ed. Nautica.


[1] ANSYS Theory-User Manual

[2] API, 1998. API RP 1111. API, Design, Construction, operaţion, and Maintenance

of Offshore Hydrocarbon Pipelines.

[3] Aranha, J., Pinto, M., da Silva, R., 2001. On the dynamic compression of risers:

An analytic expression for the critical load. Applied Ocean Research 23 (2), 83{91.

[4] Astroom, K. J., 1996. Automatic control: A perspective. Colloquium on

Automatic Control, Vol. 215 of Lecture Notes in Control and Information Sciences. Springer

Berlin / Heidelberg, pp. 1{26.

[5] Austin, D., Carriker, B., McGuire, T., Pratt, J., Priest, T., Pulsipher, A. G., Jul.

2004. History of the o_shore oil and gas industry in Southern Louisiana. Interim report.

Volume 1: Papers on the evolving o_shore industry. Tech. rep., Mexico.

[6] Bai, Y., Bai, Q., 2005. Subsea Pipelines and Risers. Elsevier.

[7] Balas, M. J., 1978. Active control of exible systems. Journal of Optimization

Theory and Applications 25 (3), 415{436.


submarin _____________________________________________________________________________________

72

[9] Betsch, P., Steinmann, P., 2002. Frame-indifeerent beam _nite elements based

upon the geometrically exact beam theory. International Journal for Numerical Methods in

Engineering 54 (12), 1775{1788.

[10] Blanke, M., Kinnaert, M., Lunze, J., Staroswiecki, M., 2006. Diagnosis and

Fault{Tolerant Control, 2nd Edition. Springer.

[11] Braestrup, M. W., Andersen, J. B., Andersen, L. W., Bryndum, M. B.,

Christensen, C. J., Rishfy, N., 2005. Design and Installation of Marine Pipelines. Blackwell

Science Ltd.

[12] Bray, D., 2003. Dynamic Positioning, 2nd Edition. Vol. 9 of Oil_eld

Seamanship. Oil field Publications Limited.

[13] Breivik, M., Fossen, T. I., 2008. Guidance laws for planar motion control. In:

Proceedings of the 47th IEEE Conference on Decision and Control, Cancun, Mexico.

[14] Brewer, W. V., Dixon, D. A., 1969. Inuence of lay barge motion on a deep water

pipeline laid under tension. In: Proceedings of the Annual O_shore Technology Conference.

OTC 1072.

[15] Bryndum, M. B., Colquhoun, R. S., Verway, A., 1982. Dynamic lay stresses for

pipelines. In: Proceedings of the Annual O_shore Technology Conference. OTC 4267.

[16] BS, 1993. BS 8010. BSI, Code of Practice for Pipeline - Part 3. Pipeline Subsea:

Design, Construction and Installation.

[17] Callegari, M., Canella, F., Titti, F. M., Bruschi, R., Torselletti, E., Vitali, L.,

2000. Concurrent design of an active automated system for the control of stinger/pipe

reaction forces of a marine pipelaying system. In: Proceedings of the Int. Workshop on

Harbour, Maritime & Multimodal Logistics Modelling and Simulation, Porto_no,

Italy.Cavicchi, M., Ardavanis, K., 2003. J{lay installations lessons learned. In: Proceed-ings

of the Annual Offshore Technology Conference. OTC 15333.

[18] Chatjigeorgiou, I. K., Feb. 2008. Solution of the boundary layer problems for

calculating the natural modes of riser-type slender structures. Journal of OFFshore

Mechanics and Arctic Engineering 130 (1), 011003.

[19] Chickasaw, 2009. Global Industries Brochure (www.globalind.com).

[20] Choi, H., Jo, H., 1999. Characteristics of ultra{deepwater pipelay analysis. In:

Proceedings of the Annual OFFshore Technology Conference. OTC 10710.

[21] Collier, G. P., Rosier, P., 1995. Environmental impact of submarine pipeline

installation. Journal of OFFshore Technology 3 (2), 9{14.

[22] Cox, H. D., Hammett, D. S., Ronald, D. J., Shatto Jr., H. L., Jul. 1967. Tension

pipe laying method. U.S. Patent 3331212

[23] Det Norske Veritas, 2000. OFFshore Standard DNV{OS{F101 Submarine

Pipeline Systems. DNV.

[24] Dixon, D., Rutledge, D., February 1968. Sti_ened catenary calculations in

pipeline laying problem. ASME Journal of Engineering for Industry 90 (1), 153{160.

[25] Egeland, O., Gravdahl, J. T., 2002. Modeling and Simulation for Automatic

Control, 1st Edition. Marine Cybernetics.

[26] Faldini, R., 1999. S7000: A new horizon. In: Proceedings of the Annual

OFFshore Technology Conference. OTC 10712.

[27] Faltinsen, O. M., 1990. Sea Loads on Ships and OFFshore Structures. Cambridge

University Press.

http://www.globalind.com/


submarin _____________________________________________________________________________________

73

[28] Fathi, D., 2004. ShipX Vessel Responses (VERES). MARINTEK Trondheim,

www.marintek.sintef.no.

[29] Faiy, H., 1990. Dynamic Positioning Systems: Principles, Design and

Applications. Editions Technip.

[30] Fossen, T. I., 1994. Guidance and Control of Ocean Vehicles. John Wiley &

Sons Ltd.

[31] Fossen, T. I., 2002. Marine Control Systems: Guidance, Navigation, and Control

of Ships, Rigs and Underwater Vehicles, 1st Edition. Marine Cybernetics, Trondheim

Norway.

[32] Fossen, T. I., Perez, T., 2004. Marine systems simulator (MSS). URL

www.marinecontrol.org

[33] Fossen, T. I., Smogeli, _. N., 2004. Nonlinear time{domain strip theory

formulation for low{speed manoeuvering and station{keeping. Modeling, Identification and

Control 25 (4), 201{221.

[34] Fylling, I., Larsen, C. M., S_dahl, N., Passano, E., Bech, A., Engseth, A. G., Lie,

H., Ormberg, H., 2008. RIFLEX User's Manual 3.6, MARINTEK, Trondheim, Norway.

[35] Guo, B., Song, S., Chacko, J., Ghalambor, A., 2005. OFFshore Pipelines. Gulf

Professional Publishing.

[36] Heerema, E., 2005. Recent achievements and present trends in deepwater pipelay

systems. In: Proceedings of the Annual OFFshore Technology Conference. OTC 17627.

[37] Heerema, E. P., 1995. DP pipelay vessel 'Solitaire': Plunging into the deep. In:

Proceedings of the International Conference on OFFshore Mechanics and Arctic Engineering

{ OMAE. Vol. 5. ASME, Copenhagen, Denmark, pp. 525-537.

[38] Heerema, E. P., 1998. Major deepwater pipelay vessel starts work in North Sea.

Oil and Gas Journal 96 (18), 78-82.

[39] Khalil, H., 2002. Nonlinear Systems, 3rd Edition. Prentice Hall.

[40] Knight, R., Palathingal, O., 2007. Pipelay market constrained by vessel shortages

In: OTC07 Show Daily 05.02.07. pp. 20-21.

[41] Knott, T., Jul. 2005. Solitaire shines even brighter. OFFshore Engineer, 22-30.

Kongsberg, 2006. Kongsberg K-Pos DP Dynamic Positioning System. Kongsberg Maritime

AS, report no. 301093/B.

[42] Kyriakides, S., Corona, E., 2007. Mechanics of OFFshore Pipelines, Volume 1:

Buckling and Collapse, 1st Edition. Elsevier.

[43] Langner, C. G., 1969. The articulated stinger: A new tool for laying Offshore

pipelines. In: Proceedings of the Annual OFFshore Technology Conference. OTC 1073.

[44] Larsen, C. M., 1976. Static and dynamic analysis of Offshore pipelines during

installation. Ph.D. thesis, Norges tekniske h_gskole. Institutt for skipskonstruksjoner. Le_er,

W. L., Pattarozzi, R., Sterling, G., 2003. Deepwater Petroleum Exploration & Production: A

Nontechnical Guide. PennWell Books.

[45] Martinez, C. E., Goncalves, R., 2003. Laying modeling of submarine pipelines

using contact elements into a corotational formulation. Journal of OFFshore Mechanics and

Arctic Engineering 125 (2), 145-152.

[46] McRobie, F., Lasenby, J., 1999. Simo-Vu Quoc rods using Cli_ord algebra.

International Journal for Numerical Methods in Engineering 45 (4), 377-398.


submarin _____________________________________________________________________________________

74

[47] Miesner, T. O., Le_er, W. L., 2006. Oil & Gas Pipelines in Nontechnical

Language. PennWell Books.

[48] Molin, B., 2002. Hydrodynamique des Structures OFFshores. Editions

TECHNIP.

[49] Morison, J. R., O'Brien, M. P., Johnson, J. W., Schaaf, S. A., 1950. The force

exerted by surface waves on piles. Petroleum Transactions AIME 189, 149-189.

[50] Merk, K. J., Collberg, L., Bj_rnsen, T., 1998. Limit state design in DNV'96 rules

for submarine pipeline systems: Background and project experience. In: Proceedings of the

Annual OFFshore Technology Conference. OTC 8671.

[51] Ogilvie, T. F., 1964. Recent progress toward the understanding and prediction of

ship motions. In: Proceedings of the Fifth Symposium on Naval Hydrodynamics, Bergen,

Norway. Vol. ACR-112. ONR, pp. 3-79.

[52] Palmer, A. C., 1994. Deepwater pipelines: Improving state of the art. In:

Proceedings of the Annual OFFshore Technology Conference. OTC 7541.

[53] Palmer, A. C., Hutchinson, G., Ells, J. W., 1974. Configuration of subnmarine

pipelines during laying operaţions. Journal of Engineeing for IndustryTransactions of the

ASME 96 (4), 1112-1118.

[54] Palmer, A. C., King, R. A., 2008. Subsea Pipeline Engineering, 2nd Edition.

PennWell Books.

[55] Reissner, E., 1982. Some remarks on the problem of column buckling.

IngenieurArchiv 52, 115-119.

[56] Rienstra, S. W., 1987. Analytical approximations for Offshore pipelaying

problems. In: Proceedings of ICIAM 87, Paris-La Vilette, France.

[57] Romero, I., Armero, F., 2002. An objective _nite element approximation of the

kinematics of geometrically exact rods and its use in the formulation of an energymomentum

conserving scheme in dynamics. International Journal for Numerical Methods in Engineering

54 (12), 1683-1716.

[58] Soafstrtom, N., 2009. Modeling and simulation of rigid body and rod dynamics

via geometric methods. Ph.D. thesis, Norwegian University of Science and Technology.

[59] Sciavicco, L., Siciliano, B., 2001. Modelling and Control of Robot Manipulators,

2nd Edition. Springer.

[60] Searle, A., 2004. PLUTO Pipe-Line Under The Ocean, 2nd Edition. Shaklin

Chine.

[61] Seven Oceans, 2009. Subsea7 Brochure (www.subsea7.com).

[62] Seyed, F. B., Patel, M. H., 1992. Mathematics of exible risers including pressure

and interal ow e_ects. Marine Structures 5 (2-3), 121-150.

[63] Simo, J. C., May 1985. A _nite strain beam formulation. The three-dimensional

dynamic problem. Part I. Computer Methods in Applied Mechanics and Engineering 49 (1),

55-70.

[64] Simo, J. C., Tarnow, N., Doblare, M., 1995. Non-linear dynamics of

threedimensional rods: Exact energy and momentum conserving algorithms. International

Journal for Numerical Methods in Engineering 38, 1431-1473.

[65] Sumer, B. M., Freds_e, J., 2006. Hydrodynamics Around Cyclindrical

Structures. World Scienti_c Publishing Company, revised edition, (Advanced Series on

Ocean Engineering).


submarin _____________________________________________________________________________________

75

[66] Timmermans, W., 2000. The past and future of Offshore pipelines. OFFshore

Pipeline Technology EP 1108.

[67] Torselletti, E., Bruschi, R., Vitali, L., Marchesani, F., 1999. Lay challenges in

deep waters: Technologies and criteria. In: Proceedings of the 2nd Int. Deepwater Pipeline

Technology Conf., New Orleans, Louisiana, USA.

[68] Triantafyllou, M. S., 1990. Cable mechanics with marine appl., lecture notes.

Dept. of Ocaen Eng., M.I.T., Cambridge, MA.

[69] van den Boom, H. J. J., 1985. Dynamic behaviour of mooring lines. In:

Proceedings of the 4th Int. Conference on Behaviour of OFFshore Structures.

[70] Wade, B. G., Dwyer, M., 1976. On the application of Morison's equation to

Offshore platforms. In: Proceedings of the Annual OFFshore Technology Conference. OTC

2723.

[71] WAMIT, 2004. WAMIT User Manual. www.wamit.com.

[72] Wilhoit, J. C., Merwin, J. E., Feb 1967. Pipe stress induced in laying Offshore

pipeline. Journal of Engineering for Industry.

[73] Wilkins, J. R., 1994. From S-lay to J-lay. In: Proceedings of the 13th Int.

Conference on OFFshore Mechanics and Arctic Engineering, New York, NY, USA.

[74] Worldsen, A. S., 2007. Modelling and control of tensegrity structure. Ph.D.

thesis, Norwegian University of Science and Technology.


[1] Castoro 6 Brochure

[2] Seven Oceans Brochure


[1] ANSYS User Manual

Documents

STUDII ŞI CERCETĂRI PENTRU OPTIMIZAREA … · 2.9.5 Rezistenţa lateral ... Lucrarea are ca obiectiv principal explicit modelarea prin ... Modelarea geometrică folosind programul