Определение показателей надежности грубоководных стационарных нефтедобывающих платформ тема автореферата и диссертации по механике, 01.02.06 ВАК РФ

I !а правах рукописи

Подмяк Гллена Нмк'юровна пг г

"I Б 0м

^ г ,

ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПОКАЗАТЕЛЕЙ НАДЕЖНОСТИ ГЛУБОКОВОДНЫХ СТАЦИОНАРНЫХ НЕФТЕДОБЫВАЮЩИХ 11ЛАТФОРМ

01.02.06 - Динамика, прочность машин, приборов и аппаратуры

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва - 2000

Работа выполнена в Московском энергетическом институте (техническом университете) на кафедре динамики и прочности машин.

Научный руководитель

доктор технических наук, профессор Чирков В.П.

Официальные оппоненты

доктор технических наук, профессор Гусев А.С.

доктор технических наук, профессор Николаев В.Г1.

Ведущая организация - НИИ энергетических сооружений

Защита состоится " // " ООО г. в /У-^час. на заседании

Диссертационного совета механике К-053.16.12 в Московском энергетическом институте (техническом университете) по адресу: 111250, Москва, ул. Красноказарменная, д. 14, ауд.. Б112.

С диссертацией можно ознакомиться в научно-технической библиотеке МЭИ.

Отзывы на автореферат, заверенные печатью учереждения, просьба направлять по адресу: 111250, Москва, ул. Красноказарменная, д 14, каф. ДПМ.

Автореферат разослан "0^" 02.___2000 г.

Ученый секретарь Диссертационного совета

доцент, к.т.н.

Петровский А.В.

Общая характеристика работы

Актуальность темы. Долгосрочной перспективой развития нефтегазовой отрасли Российской Федерации является освоение арктических и дальневосточных нефтеносных шельфов. Но оценкам специалистов потенциальные запасы нефти на российских шельфо-вых месторождениях составляют 13 млрд.т. или 20,9% от общих разведанных ресурсов. В настоящее время проводятся геологопоисковые работы в Печорском, Баренцевом, Карском морях, изучаются шельфы Охотского, Берингова, Японского морей. Суровые климатические условия в этих регионах существенно усложняют задачу обеспечения надежности и безопасности технических шельфо-вых сооружений. Так, средняя температура зимой в нефтеносных районах Карского и Баренцева моря составляет -30°, сила ветра - до 44 м/с, высота волн - до 24 м, ледовый период равен 166 дней, глубина моря - 200-380 м, при этом следует учитывать наличие движущихся ледовых полей и айсбергов массой до 500 тыс. тонн, а в дальневосточном регионе к неблагоприятным синоптическим условиям добавляются сейсмические нагрузки.

Тем не менее, воздействия внешней среды не должны помещать надежной и безопасной эксплуатации шельфовых сооружений. Мерой надежности данных объектов можно считать их конструкционный риск - вероятность выхода из строя при действии природных нагрузок на протяжении срока службы. При этом особую актуальность приобретает разработка эффективных методов для оценки надежности конструкций и прогнозирования их остаточного ресурса, в том числе для решения проблемы достоверной оценки конструкционного риска. Реальная оценка величины конструкционного риска позволяет установить паритет между достижением приемлемого уровня надежности сооружения и его стоимостными показателями. С этой точки зрения риск - в большой С1СПСНИ понятие экономическое; правильно оценить риск важно не только для инженеров-расчетчиков, но и для владельцев шельфовой техники и страховых компаний.

Цель диссертации. Предпосылками к изучению риска глубоководных нефтедобывающих стационарных платформ (Г'НСП) от природных воздействий стали, во-первых, исследования по оценке показателей надежности сооружений и конструкций, проводимые на кафедре динамики и прочности машин Московского Энергетического Института. По-вторых, возникла необходимость проверить эффективность разработанных методов применительно к такому важ-

ному классу высоконадежных сооружений, как глубоководные платформ м.

13 начале работы над диссертацией была поставлена -задача -дать максимально приближенную к реальной оценку риска г лубоководной платформы ог действия ветровых, волновых и сейсмических нагрузок на протяжении всего срока службы. Реалистичность оценки риска в данной работе обоснована следующими положениями:

- отказ от распространенной детерминированной квазистатической постановки задачи, которая не принимает в расчет динамичного поведения уникального сооружения с массивной палубной частью и случайного характера внешних сил; решение задачи динамики с учетом внешнего и внутреннего демпфирования и случайного характера нагрузок;

- формирование вектора нагрузки с использованием реализаций ветрового, волнового, сейсмического воздействий, полученных по заданным спектральным плотностям методом статистического моделирования;

- проведение численного эксперимента для наиболее вероятных опасных вариантов нагружения и исследование динамической реакции ГНСП;

- прогнозирование риска для каждого варианта нагружения с большой точностью методом экстраполяции эмпирического распределения в область редких событий;

- задание наиболее вероятных природных условий (метеорологических, сейсмических) в месте расположения платформы в течение всего срока службы; использование этих данных при расчете интегрального риска.

Метолом исследовании в диссертации является компьютерное моделирование стохастических природных воздействий на глубоководную платформу. При этом были использованы следующие подходы -.

- метод конечных элементов для дискретизации объекта исследования и метод итераций в подпространстве для поиска собственных частот и форм;

- метод статистического моделирования для получения реализаций ветровых, волновых и сейсмических нагрузок;

- методы теории вероятностей для статистической обработки реализаций показателей надежности объекта, включающей построение их эмпирических распределений и прогнозирование риска методом экстраполяции эмпирического распределения в область редких событий.

Научная повита результатов. В отечественной и зарубежной литературе м;ио обсуждаются вопросы, связанные с оценкой показателей надежности морских платформ при природных воздействиях. Обычно рассматривают только один вид нагрузки на сооружение, например, только волновые или ледовые. При этом чаще всего исходят из квазистатической детерминированной постановки задачи без учета динамичного поведения шельфового сооружения и случайного характера внешней нагрузки. Сведений об оценке конструкционного риска глубоководных платформ и надежности при опасных сочетаниях ветровых, волновых и сейсмических воздействий в литературе найдено не было. Попытка исследовать эти проблемы в совокупности определила новизну диссертации.

Пракшческам ценноеть работы состоит:

- в отработке методики прогнозирования конструкционного риска на примере реальной глубоководной платформы с заданными сейсмическими и синоптическими условиями в месте се расположения в течение всего срока службы; в получении достоверных оценок риска от действия ветра и волн, от сейсмических воздействий, а также от опасных сочетаний ветровой, волновой и сейсмической нагрузок,

- в сравнении величин оценок риска ог действия ветра и волн, от сейсмических воздействий, от опасных сочетаний ветровой, волновой и сейсмической нагрузок и установлении наибозтее неблагоприятного для объекта природного фактора;

- в разработке пакета программною обеспечения, включающего в себя: дискретизацию обьекгп методом конечных элементов; определение его собственных форм и ч,тс гот; моделирование реализаций полковых, ветровых и сейсмических нагрузок по заданным спектральным плотностям; формирование общего вектора случайной нагрузки для рассматриваемою варианта нагружения; решение уравнений динамического равновесия и получение реализаций параметров, определяющих надежность объекта; статистическая обработка результатов.

Апробации работы. Основные результаты работы были изложены на научном семинаре кафедры динамики и прочности машин Московского ">нер1е1 ичсского ино и ту га.

Публикации. Основное содержание диссертации опубликовано в четырех печатных работах.

Объем работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения, списка использованной литературы из 108 наименований. Работа содержит 153 страницы текста, 34 рисунка, 16 таблиц.

Основное содержание работы

Во введении проводится обоснование актуальности разработки методов для реалистичной оценки конструкционного риска глубоководной платформы, формулируются цель и задачи исследования, излагается краткое содержание диссертации по главам.

Первая глава содержит обзор литературы по теме диссертации, в ней освещены общие направления развития современной шельфовой техники и перспективы шельфовой нефтедобычи в России. Подробно описаны общепринятые подходы к определению динамической реакции глубоководных платформ. Проведен анализ современных теоретических и экспериментальных исследований случайных ветровых, волновых и сейсмических нагрузок на морские сооружения, обсуждаются и выбираются расчетные модели ветрового и волнового поля, представление для сейсмического ускорения фунта.

Для статистического описания развитого морского волнения в виде высоты взволнованной поверхности в данной точке был выбран спектр Пирсона-Московица. Пульсационная составляющая скорости ветра рассматривалась как стационарный центрированный случайный процесс со спектральной плотностью Давенпорта.

Наряду с волновыми и ветровыми нагрузками в сейсмически опасных регионах необходимо учитывать сейсмические воздействия на сооружения. Реальные землетрясения относятся к нестационарным случайным процессам Сейсмическое ускорение фунта представляется в виде произведения:

aft) A(i)sO),

где A(l) детерминистическая функция времени характеризующая интенсивность и продолжительность землетрясения, y?(t) стационарный гауссовский процесс с нулевым математическим ожиданием и единичной дисперсией, заданный спектральной плотностью.

Объектом исследования является глубоководная нефтедобывающая стационарная платформа (ГНСП) «Лигера» (рис.1), установленная в Мексиканском заливе в 1482 г. на глубине 278 м. Общая масса палубы (1) составляет 8200 тонн, размеры палубы (м): 27x16x7. С'квошое рамное основание состоит из четырех главных

Рис.1

Рис. 2.

Собственные формы колебаний ГНСП «Нигера»

опор (2). укрепленных носоммо обсадными спаями (3). боковые панели выполнены в виде Х-обра ¡пых брасов (4). Па палубе расположена вышка (5) высотой 15 м. Общая высота платформы составляет 316 м. Размеры поперечных сечений основных элементов приведены в табл.1.

Таблица I.

Наименование

Главная опора Обсадная свая 1>расоный элемент

Внешний диаметр, мм

..... 1753

1Х2Ч 1016

Внутренний диаметр,

мм__

*...... 1601

1727 ..... У11

Всчровос дли. к и ко

{ с1кл»и'гс1юе >см»|юнис

Рис I

Вторая глава посвящена исследованию собственных колебаний план|>ормм, онпеано построение конечно-элементной модели, матриц жесткости и инерции, определен!,I собственные формы и частот консгрукции, исследовано влияние присоединенной массы воды на собственные колебания.

Дискретизация расчетной схемы платформы проводилась методом конечных элементов. При этом связи элементов с грунтом считались абсолютно жесткими, а палуба н палубные строения (за исключением палубной вышки) были объединены и рассматривались как абсолютно твердое тело. Стержневой конечный элемент способен испытывать растяжение-сжашс, нзтиб, кручение и имеет по 6 степенен свободы в каждом уше. После проведения процедуры ансамблированкя копечно-элеменшая модель ГНСП "Лигсра" включила 270 узлов, 666 стержневых элсмешов и имела 1338 степеней свободы. Глобапьные матрицы жеокости и инерции конструк-

ции содержали по 1430(>7 элементов, максимальная ширина полу-лсшы матриц равна 227.

При исследовании собственных колебаний конструкции была рассмотрена «большая» проблема собственных значений. Полагая, что собственные колебания платформы достаточно точно определяются десятью собственными частотами и формами, методом итераций в подпространстве были найдены десять собственных пар частот и форм (табл.2). Точность определения собственных значений равна Ю'*'.

Поскольку колебания конструкции происходят в воде, изучалось влияние присоединенной массы воды на собственные колебания. Основное аналитическое представление волнового давления на единицу длины вертикальной подводной преграды задает уравнение Морисона:

р{2,1) = сг * ст -»«(г,О. (П

где р(2,!) - волновое давление; /> - плотность воды; 1) - диаметр цилиндрического элемента; г,к- соответственно скорость и ускорение частиц воды; сх, с„ - коэффициенты гидродинамического сопротивления и присоединенной массы жидкости. При расчетах пользуются линеаризованным уравнением Морисона. Так, метод статистической линеаризации приводит к замене первого слагаемого в (I), вносящего нелинейность, линейным соотношением: ф1)—Значение коэффициента линеаризации к может быть найдено из условия минимизации дисперсии разности двух соответствующих случайных процессов: /^Ь'-с^-мтнп. Это условие позволяет выразить коэффициент линеаризации через среднеквадратическое отклонение слу-

I ! т

чайного процессак =2а^,(21 пу .

Чтобы учесть взаимодействие конструкции с морским волнением, в уравнение Морисона введены относительные скорости и ускорения:

/>(-') = Ст(и- - и)+ ксхр и-{у-и), (2)

где й{2,!) и и{:,() - скорости и ускорения сечений сооружения. Отметим, что при подстановке выражения (2) в уравнение динамики для стержневого элемента в глобальных координатах и после приведения подобных членов матрицы инерции и демпфирования элемента изменятся Так, при построении глобальной матрицы инерции подводного элемента будет учтен эффект присоединенной массы воды, если к ее диагональным элементам, соответствующим линейным перемещениям в направлениях ОХ и ОУ глобальных координат

добавить слагаемые пи = — с,„/>/•/. г, где /,г - проекция стержневого

элемента на глобальную ось 07, !■' - площадь его поперечного сечения.

Значения смбсшснныч часнм платформы с учетом присоединенной массы ниже значений, полученных без учета воды (табл.2). На рис. 2 представлены мерные десять форм собственных колебаний платформы. Верхний ряд соответствует формам, построенным без учета присоединенной массы воды, нижний - с учетом. Влияние этого фактора коренным образом меняет поведение конструкции. Так, при отсутствии воды первые две формы колебаний напоминают обычные балочные; третья описывает движение Х-образных брасов на боковых панелях платформы; четвертая отражает вклад в общее движение конструкции нижней, менее жесткой, части сооружения. При действии гидродинамических сил на подводные элементы преобладающими будут перемещения Х-образных брасов, затем - движение нижней части платформы. Значение балочных форм при колебаниях в воде для конструкции с данными параметрами несколько ослабевает. Отметим, что среди рассмотренных десяти форм можно выделить три группы: симметричные собственные формы, антисимметричные и с выбивающимися Х-образными брасами.

В третьей главе изучаются вынужденные колебания платформы под действием природных нагрузок, описывается методика статистического моделирования ветровых, волновых и сейсмических воздействий, анализируются напряжения и перемещения в конструкции в зависимости от скорости ветра и величины сейсмического ускорения фунта.

Таблица 2.

Ьез учета присоедин. массы С учетом присоедин. массы

№ Частота^рад/с Период, с Частота, рад/с Период, с

1 2.124 2.959 1.689 3.721

2 2.167 2.900 1.742 3.606

3 2.597 2.420 1.910 3.290

4 2.707 2.321 1.993 3.152

5 3.580 1.755 2.271 2.767

6 3.615 [.738 2.294 2.739

7 4.308 1.458 2.825 2.224

8 4.387 1.432 2.851 2.204

9 4.779 1.315 3.103 2.025

10 4.859 1.293 3.105 2.023

ОГи

к

Л ¡У

¡и\

К'1 Г

4 4 /\

-•Ч

Л

1:4

1Г.-Л

ь

Ш

.; VI. И-М1

I.

т

¡'А

а

¡т "¡а

&

I \

■ '.м 1 .- ■»

М

'УА

-! :У

4

Рис. 2

Собственные формы колебаний П1СП «Лигера» Реализация взволнованного

профиля

Время, с

Реализация сейсмического ускорения грунта

1.5

О

3 «.о

О) 0.5

н

О -0.» ы I

О . « > -1.0

-1.&

Время, с Рис.3.

Волновую и ветровую нагрузки на конструкцию можно представить в виде стационарных гауссовских случайных процессов; эти же процессы определяют стохастическую природу сейсмического воздействия. Поэтому для построения реализаций волновых, ветровых и сейсмических нагрузок был использован один и тот же алгоритм моделирования реализаций случайного процесса по заданному спектру. Алгоритм основан на пропускании дискретного белого шума через линейный фильтр, коэффициенты которого определя-процссса. Примеры полученных

ются спектральной плотностью реализаций показаны на рис.3.

Пусть п - количество степеней свободы системы; М, В, К -соответственно матрицы масс, демпфирования и жесткости; - вектор внешней узловой нагрузки; и,17, II- векторы узловых перемещений, скоростей и ускорений ансамбля конечных элементов. Уравнение равновесия системы в приведенных обозначениях:

М11 + ни + КИ = И(1). (3)

Предпологается, что демпфирование в системе пропорциональное, то есть.

2

1

4

здесь I, - коэффициент демпфирования формы колебаний, 6ц -символ Кропскера. Такое представление демпфирования означает, что общая диссипация энергии в системе складывается из суммы энергий, поглощенных по каждой из собственных форм. Для анализа рамной конструкции платформы предположение (4) допустимо и позволяет эффективно проинтегрировать систему уравнений равновесия. В пространстве собственных форм с условием (4) система уравнений равновесия разделяется, что значительно облегчает процесс интегрирования. Вектор перемещений 1/(0, преобразуется при помощи р собственных форм:

(¡(о-Флт

Ф ~ { уГ;, .... уГ, , ... . у"р\

где Ф[и х р\ - матрица форм, в которой столбцами являются собственные формы, г,[п\- вектор /-й собственной формы колебаний, Х\р] - вектор обобщенных перемещений системы в пространстве собственных форм.

Используя свойство ортогональности собственных форм:

ф'а:ф-(/, ф7л/ф-/,

где // - диагональная матрица с элементами о.',2 - квадрат /-й собственной частоты, / - единичная матрица), получим систему уравнений равновесия для обобщенных перемещений:

Л'(0 + Ф7 + = ФТ1Ц/) (5)

Следствием ортогональности собственных векторов является разделение системы (5) на р уравнений вида:

х,(/) + 2™,(0 + г<>,Ч(1) = п (0, 1-1.2, ...,р (6)

Интегрирование уравнений (6) проводилось методом центральных разностей. Шаг интегрирования был ограничен значением Т\!п, где Т\ наименьший период собственных колебаний системы. Для ГНСП "Литера" =3.721 с, максимальный шаг интегрирования по времени равен Д/гг =1,184 с.

Вектор узловых сил генерировался путем приведения ветровых, волновых и сейсмических нагрузок, полученных методом статистического моделирования, к узлам стержневых элементов.

Расчет динамической реакции платформы проводился на временном отрезке, составляющем 200 с. При этом предполагалось, что стационарные ветровая и волновая нагрузки приложены постоянно, асейсмическая через 10 с от начального момента времени.

В качестве параметров сейсмического воздействия были приняты: интенсивность Лн®2.0 м/с2, что соответствует восьмибалльному землетрясению, с длительностью интенсивной фазы 1/с-5,56 с. Вектор сейсмического ускорения направлен под

углом 45° к оси симметрии платформы в плане и совпадает с направлением ветровой нагрузки. Скорость ветра предполагалась равной 20 м/с. Шаг интегрирования 0.25 с.

Результаты были получены в виде реализаций случайных процессов, соответствующих перемещениям и напряжениям в элементах конструкции. В качестве примера на рис.4 приведена реализация центра тяжести палубной части в направлении одной из осей симметрии конструкции. На рис.5 показана реализация максимальных напряжений в наиболее опасном по напряжениям поперечном брасе, находящемся на уровне 75 м.

Реализация перемещений Реализация напряжений

палубы

Время,с.

Рис 4

Рис 5

Влияние скорости ветра на напряжения в элементах

та ; к «О

Iе0

с

<3 го X

225 25 27.5

Скорость ветра, м/с Рис 6

Реализация перемещений палубы

■ Главная

стойка ' Опасный «рас

2.5 ]

Интенсивность Ао Рис 7

4

В третьей главе исследуются напряжения в конструкции в зависимости от скорости ветра и интенсивности землетрясения (рис.6,7). 13 качестве контрольных точек принимались главная стойка на уровне поверхности моря и наиболее опасный по напряжениям брасовый элемент на глубине 75 м. Явно прослеживается тенденция к увеличению напряжений - практически линейная зависимость от интенсивности сейсмического воздействия для обоих контрольных элементов, что объясняется видом неевдоогибающей А((), линейно зависящей от интенсивности Л) и линейными свойствами системы в целом. Иная ситуация с влиянием скорости ветра: если

для массивной главной стойки напряжения растут медленно, то в опасном брасе их рост значителен.

В четвертой главе вводится понятие надежности применительно к глубоководной платформе, проводится обоснование выбора области качества системы, описывается вероятностно-статистический метод оценки величин конструкционного риска от сейсмических воздействий от ветровых и соответствующих волновых нагрузок, а также риска от их опасных сочетаний за срок службы сооружения; рассчитывается общий риск от природных нагрузок, приведены основные выводы.

Полагая, что механизм наступления критического состояния определяется максимальными напряжениями <т = шах1<т(')1 в наибо-

I

лее опасном элементе - брасе, расположенном на уровне 75 м от дна моря, и максимальными перемещениями " = maxi "(01 цешра тяжести

I

палубы, задается двумерная допустимая область качества: ii = {rr < гг.,м < иф}, где г/, и //• - предельно допустимые значения соответствующих напряжений и перемещений.

Предельная поверхность Г, ограничивающая допустимую область, представляется в виде совокупности двух поверхностей Г = Га иГ„, где достижение вектора качества поверхности V„ означает выход напряжений в опасном брасе на предельный уровень гг>, соответственно Ги - предельная поверхность для перемещений центра тяжести.

Если '/'- срок службы объекта, то вероятность безотказной работы (функция надежности) S(t) вводится как вероятность нахождения вектора качества v(t) в допустимой области:

Для априорной оценки вероятности безотказной работы был применен метод, основанный на обработке ограниченного количества реализаций параметров качества системы. При этом эмпирическое распределение функции надежности аппроксимируется асимптотическим распределением с дальнейшей экстраполяцией в область редких событий.

В ходе работы изучались следующие варианты нагружения ГНСГТ: землетрясения классов /7, 7S, /9, ветровые и волновые нагрузки при средних скоростях ветра v<>, равных 30, 35 и 40 м/с, а также комбинации сейсмических и ветровых воздействий. Для каждого варианта нагружения было получено по 100 реализаций параметров качества. Статистическая обработка данных включала выбор максимального по модулю значения в каждой реализации и построение их эмпирического распределения. В качестве наилучшего аппроксими-

рующсго распределения было выбрано распределение Вейбулла для минимальных значений. Пример аппроксимации эмпирических распределений максимальных напряжений в опасном брасс при сейсмических нафузках показан на рис.8.

Функция распределения максимальных напряжений

90 100 190 200 340 300 3» 400 450 »00 »50 МО

а. МПа Рис 8

Если обозначить а Т Г„ первый выброс из допустимой области за поверхность Г„, а и ? !'„- первый выброс из допустимой области за поверхность Г«, то парциальный риск определяют как вероятность этих выбросов:

Н0{а.. О = />{»(/) ? ГгС<г.)./б[0.7-]^ Н„(и.,I) = /'^(ОТ Г„(М,),' е[0.7'1|

Здесь / - время в «медленном масштабе». Условный парциальный риск вводят для каждого варианта нагружения:

На(<т.,1\/у,»'0) = /-{оКг| У0,ОТ Г„(а.),ге'/(/у,У0,0^

Hu(u.J\¡J,vn)=rfaт\lj,v()J)tГu(u.),т<=Ц¡j,vQJ)\

Здесь т - время в «быстром» масштабе, у0, /) - длительность воздействия нагружения, например, для сейсмических нагрузок - продолжительность землетрясения класса /у, для ветровых и волновых нагрузок - время действия шторма, для комбинации сейсмических и волновых воздействий - время их совместного воздействия. Условный парциальный риск можно определить как дополнение до единицы функции распределения параметра качества. Так как для аппроксимации функции распределения было выбрано распределение Вейбулла для минимальных значений, то условный парциальный риск выражается в виде соотношений:

Hfr(<j*%l | /у,V|j) = c\p

о* -<r<)

<тс

u> ~ »o u„

Здесь (Tn, t«D, у-- эмпирические параметры распреде-

ления Вейбулла.

Для определения условного риска использовалась оценка сверху:

Н (/1'. "о) * На (сг.,/1 /и-о)+ Н„ (к., 11 lj, v0) Интегральный конструкционный риск //(í) есть вероятность того, что в течение срока службы случится по крайней мере одно критическое состояние конструкции от внешних воздействий.

Если природные воздействия представить в виде стационарного пуассоновского потока событий, то интегральный риск на отрезке времени [0/] выражается через условный риск:

т

Н0) = 1-ехр

. 'И

где т -- количество рассматриваемых вариантов нагружения, Л, -частота повторяемости каждого из них. Частота повторяемости землетрясений в соответствий с его классом j - 7,8,9 равна Я, =106_у ; для ветровых нагрузок были приняты - Л ч«= I год"1, /\ 35=0,1 год"1, Л40=0,02 год"1 для средних скоростей v(1, равных 30, 35 и 40 м/с. Для комбинации ветровых и сейсмических нагрузок Á¡ означает частоту повторяемости их совместного действия и определяется как Я, = ЯИ)Я/(Д1<) + Ду), где Av0,Aj- длительности ветровой и сейсмической нагрузок.

Для каждого из рассматриваемых вариантов нагружения были вычислены значения условного парциального, условного и интегрального риска для двух вариантов допустимой области качества: г/. = 550 МПа, и.^ 0,8 мил- 600 МПа, и> = 1 м. Вклад в интегральный риск от каждого варианта нагружения наглядно демонстрируют диаграммы на рис.9,10,11 (здесь /7. = 550 М Па, м.= 0,8 м). Численные значения интегрального риска для двух областей качества при различных типах нафужения представлены в табл.3 и на рис.12.

Условные риски от действия ветра и волн

Условные сейсмические риски

7:

26: »

® 5

£ 4 *

А 3 2

I

О

у0=35

■ Ус'ЗО

7 . 6 !

5 ■ 4

3 : 2 . 1

О '

М

(-7

Рис V

Рис.10

Условные риски от совместного действия землетрясения, ветра и аолн

0.05 •

0,04 '

0.03

X

Ф

0.01

0,00

У/ МЛа=Э0

(=9.Уо=2С| /=в.Уо=30

/=7,Ур=30

/

Риск от природных нагрузок для двух вариантов областей качества

0,01

0009 0,008 0,007 Н 0,006 0,005 0,004 0,003 0,002 0,001 О

58

550 МПа.О 8 м

И

0

600 МП«. 1 Ом

□ Ветер и волны

□ Сейсмика

□ Суммарный риск

Рис II

Рис 12

Таблица 3.

Общий риск от природных нагрузок на Г11СП

Тин нагружения Варианты областей качества

550 МПа, 0.8 м 600 МПа, 1 м

Ветер и волны 0,005909 0,001649

Сейсмика 0,003292 0,001388

Сочетания нагрузок 0,000028 0,000012

Общий риск 0,009229 0,003049

Подводя итоги работы по оценке рисков ГНСП, можно сделать следующие выводы:

- величина общего риска от природных нагрузок определяется как свойствами самого объекта (свойства материала, конструктивные особенности, технологические условия эксплуатации, срок службы и др.), так и природными условиями (сейсмическими, метеорологическими) в зоне расположения;

- точность оценки риска зависит от достоверности информации о частотах повторяемости таких событий, как ураганы и сильные • землетрясения в зоне расположения объекта;

- основной вклад в общий риск вносят сейсмические и ветровые и соответствующие волновые нагрузки, причем преобладание каждой из них определяется природными условиями;

- риск от опасного сочетания ветра, волн и сейсмики пренебрежимо мал по сравнению с рисками от отдельно взятых нагрузок за счет малых частот повторяемости.

Основные выводы

1. Изложена методика оценки показателей надежности глубоководной платформы, находящейся под действием случайных природных нагрузок.

2. Разработан комплекс программного обеспечения для решения поставленной задачи.

3. Исследованы собственные колебания платформы с учетом присоединенной массы йоды.

4. Исследованы вынужденные колебания платформы в условиях сейсмического, ветрового и волнового воздействий и их совместном действии.

5. Для каждого типа нагружения вычислены условный, условный парциальный и интегральный риски. Определен общий риск ГНСП в течение срока службы.

6. Исследовано изменение показателей надежности в зависимости от допустимой области качества.

Основные результаты диссертации опубликованы в работах:

1. Позняк Е.В., Самогин Ю.Н., Хроматов В.Е. Расчет спектра собственных частот оборудования и трубопроводов реакторной установки.// Динамика, прочность и износостойкость машин.- 1998,- Вып.4.-С.40-43.

2. Позняк Е.В., Чирков В.П. Моделирование колебаний глубоководной платформы под действием ветровых, волновых и сейсмических нагрузок.// Вестник МЭИ.-1999.-№6.-С.74-78.

3. Позняк Е.В. Оценка вероятности безотказной работы глубоководных стационарных платформ . // Динамика, прочность и износостойкость машин - 2000.-Нып.(».-С.42-15.

4. Позняк Е.В. Собственные колебания глубоководной нефтедобывающей стационарной платформы. // Динамика, прочность и износостойкость машин.- 2'*Ю,-Нмн 6.-С.46-50.

Псч. л. /Д 5_Тираж ¡Ор_Заказ ¡1(

Типография МЭИ, Красноказарменная, 13.