DENİZ PETROL TLP-TİPLİ PLATFORMUN MODEL DİNAMİK İNCELENMESİ

Transkript

1 Gemi Mühendisliği ve Sanayimiz Sempozyumu, 4-5 Aralık 004 DENİZ PETROL TLP-TİPLİ PLATFORMUN MODEL DİNAMİK İNCELENMESİ Doç.Dr.Nicat MESTANZADE 1, Araş.Gör.Gökhan YAZICI ÖZET The geometric form of the structure is a conical shell surface. The dynamic behavior is dependence on the buoyancy of main structure and tension in the legs. The model of structure was tested in hydraulic laboratory. Anahtar Kelimeler: Tension-leg platforms, offshore structures 1. Giriş Gergin bağlantılarla yüzen platform yapıları (Tension Leg Platforms (TLP)) deniz madenlerinde kazı yapmak ve petrol çıkarmak için kullanılmaktadır. Bu yapılar esasen sabit platformların kullanılması ekonomik olmayan küçük madenlerde kullanılmakta ve farklı yerlere taşınabilmektedir. TLP yapıları genellikle 50 ile 600 m arasında derinlikte kullanılmaktadır. Bu yapılar, çok sayıda esnek bağlantı elemanlarıyla denizine dibine yerleştirilen büyük bir betonarme plağa tutturulmaktadır. Üst yapı konik-silindrik kabuk şeklindedir (Şekil-1). Üst yapının yüzmesinden dolayı bağlantı elemanları, sürekli olarak çekme etkisinde kalmaktadır.. Yapının dinamik incelenmesi TLP yapılarında bağlantı elemanlarındaki kuvvetler ilk önce kazma (drilling) işlemi esnasında gelen yüklere göre hesaplanmaktadır. Daha sonra da fırtına durumunda 1 İstanbul Kültür Üniversitesi, İnşaat Mühendisliği Bölümü n.mestanzade@iku.edu.tr İstanbul Kültür Üniversitesi, İnşaat Mühendisliği Bölümü gokhanyazici@iku.edu.tr 179

2 meydana gelecek gerilme değişmeleri belirlenmektedir. Kazma işleminde verilenler: toplam dış kuvvetin statik yatay bileşeni P, üst yapının alt bölümünden dipteki plağa kadar olan mesafe L0 (Şekil 1). Kazma işleminde maksimum yatay yerdeğiştirme: u adm = x adm L0 (1) Burada x adm maksimum mutlak yerdeğiştirmeyi temsil etmektedir. (a) (b) Şekil 1. (a) TLP yapısının şematik gösterimi (b)yanal kuvvetin platform üzerindeki etkisi x yatay yerdeğiştirmesi ise bağlantı elemanında L boyunca artmaktadır: 180

3 1 1 x x L = L L = L + x L L + L 0 = L0 () L0 L0 Bu durumda bağlantı elemanında oluşan kuvvet: L E x F F0 E Ak F0 A k L0 L = + = + (3) 0 Bu kuvvetin yatay bileşeni: F x x EAk x x = f sin ϕ Fϕ F = F 0 + L0 L (4) 0 L0 Dış kuvvet etki ettiğinde yapının yerdeğiştirmesinin, maksimum yatay yerdeğiştirmeden büyük olması istenmektedir. b ( F + 0, Auadm ) nuadm P µ = (5) 0 5 µ, güvenlik katsayısını temsil etmektedir. Bu ifadede üç bilinmeyen bulunmaktadır; n, F 0 ve A. İkinci şart, bağlantılardaki kuvvetin, maksimum yerdeğiştirme anındaki kuvveti geçmemesidir. F m ( F +, EAuadm ) n Fadm = 0 µ (6) 0 5 Burada; F adm : halatlardaki maksimum kuvvet; µ n : bağlantı elemanlarında kuvvetlerin dağılımındaki farklılıkları göz önünde bulundurmak için kullanılan güvenlik katsayısı Projelendirme tecrübesine göre çapı A=60-70 mm olan çelik tellerdeki çekme kuvveti, F adm nin 1 ile 3MN arasında değiştiği kabul edilir. A= mm çaplı naylon tellerde ise F adm nin 5 ile 7MN arasında değiştiği kabul edilir. Bu durumda (6) denkleminden ilk çekme kuvveti bulunabilir: 181

4 F F adm 0 = 0, 5Ak uadm µ n (7) (5) ve (6) denklemlerinden ise bağlantı elemanı sayısını tayin etmek mümkündür. Pb µ z µ nu N = (8) u F adm adm Eğer hidrolik sönümü gözönüne alınırsa sistemin dinamik denklemi yazılabilir. u u u u M + C F = 0 (9) t t t x Burada, M: Üst yapının kütlesi F: Çekme kuvveti u: Yatay deplasman t: Zaman x: Yerdeğiştirme C: Mukavemet sabiti, C = 0,5C D C : Basınca bağlı hidrolik katsayı D ρ w : Suyun özkütlesi D: Bağlantı elemanlarının çapı D ρ w Dinamik çekme olmaması için tellerin her zaman çekme altında olması gerekmektedir. Ancak büyük yerdeğiştirmelerde aşağıdaki şart tahkik edilmelidir: 0,5hd EAk F f > 0 (10) L 0 Burada, h d : Dalganın maksimum yüksekliği E: Bağlantı elemanlarının elastisite modülü A k : Bağlantı elemanlarının en kesit alanı L 0 : Bağlantı elemanlarının uzunluğu. 18

5 3. Modelin oluşturulması ve denenmesi TLP yapısının dinamik özelliklerini tayin etmek için 1/100 ölçekli modeli oluşturulmuş ve İTÜ Gemi İnşaatı Fakültesi nin laboratuvar havuzunda denenmiştir. Modelin ölçeğine uygun bir model malzemesi kullanılmıştır. Deneyde dinamik atalet özelliklerinin bulunması önemli olduğundan dolayı simulasyon teorisine göre modelleme Froude kriterine göre yapılmıştır. Modelin boyu, en kesiti, elastisite modülü, suyun ek kütlesi, modelin doğal frekansı ve periyodu sırasıyla (11),(1),(13),(14),(15) ve (16) ifadeleri ile hesaplanmıştır. L m = L n α (11) S m = S n α (1) γ m E m = E n β (13) γ n µ n 3 m = µ α (14) ωnemγ n ω m = (15) α E γ n m T m Tn Enγ m α = (16) E γ m n Burada α, modelin ölçekleme katsayısıdır. Buna ek olarak, m ve n indeksleri de sırasıyla model ve doğal hal ile ilgili parametreleri belirtmek için kullanılmaktadır. Model oluşturulurken yapı elemanlarının birbirlerine oranı muhafaza edilmiştir. Modelin malzemesinin özellikleri E=55x10 7 N/m ve γ=1,18x103 kg/m 3 olarak alınmıştır. Oluşturulan model, 3 m derinliği olan laboratuvar havuzunda test edilmiştir (Şekil ). Model, dört noktada X ve Y yönlerde olmak üzere Displacement Transducer CMP16 aletleri ile bağlanmıştır. Titreşimi oluşturulması için modele ilk deplasman verilmiştir. Benzerlik katsayısı gözönüne alarak yapının gerçek periyodu T=13,9s bulunmuştur. Halatların gerginliği değiştirilerek, bunun periyod üzerindeki etkisi araştırılmıştır. Halatlardaki çekme kuvvetleri 6 dinamometre ile kontrol edildi. Halatlardaki çekme kuvveti 1, 3 ve 5 kgf olarak ayarlandığında yapının periyodunun sırasıyla T 1 =4,1s, T =3,54s ve T 3 =3,1s.(Şekil 3) olarak değiştiği görülmüştür. 183

6 Şekil. TLP modeli ve deney düzeneği Test results Theory F, Kgf T, sn Şekil 3. Halatlardaki çekme kuvvetinin titreşim periyoduna etkisi 184

7 Tablo 1. Periyodun, halatların gerginliğine göre değişimi Çekme kuvveti (kgf) Deneysel sonuçlar T (s) Hesap sonuçları T (s) 1 4,8 5 4,5 5, 3 4, 4,4 3,5 4,6 5 3,8 4, 3 4,4 Elde edilen deney sonuçları ve teorik hesaplarla karşılaştırıldığında hata farkı hesaplanabilir. T exp T T exp cal 13,9 1,9 %100 = %100 = %7,05 13,9 (17) 4. Sonuçlar TLP model testinde alınan sonuçlar ile teorik sonuçlar arasındaki fark %15 den az olduğundan bu sonuçlar yeterli doğrulukta sayılabilir. Dinamik deney sonuçlardan, halatlarda çekme kuvvetinin küçük olduğunda, hesap ve test sonuclarının arasındaki farkların daha az olduğu görülmüştür. 5. Teşekkürler Deneysel çalışma için ve genellikle tüm çalışma zamanı boyunca desteklerinden ve yardımlarından dolayı TÜBİTAK NATO PC programına teşekkürlerimizi sunarız. Buna ek olarak İTÜ Gemi İnşaatı Fakültesi Bölüm Başkanı Prof.Dr.Abdi Kükner e ve laboratuvar başkanı Prof.Dr.Ömer Gören e yarattıkları olanaklar için teşekkürlerimizi sunarız. 185

8 6. Kaynaklar [1]. Dawson T.H., 1983, Offshore structural engineering. Englewood cliffs. USA. []. Sluijs M.F., Blok J.J. 1977, The dynamic behaviour of mooring lines. 9 th Annu.Offshore Technol.Conf.Houston, Tex.v.3, pp [3]. Stricland G.E., Mason A.B., 1981, Parametric response of TLP tendons-theoretical and numerical analyses. Proceedings of 13 th Annual Offshore Technology Conference, Houston, Tex.vol.3.Dallas.Tex.pp [4].Dillingham J.T., 1984, Recent experience in model-scale simulation of tension leg platform. Marine Technology.V.1.No.,April, pp [5].Bar-Avi, P., ve Benaroya, H.1997,Nonlinear dynamics of compliant offshore structures 186