浮式网架结构

2024-08-21

浮式网架结构（精选10篇）

浮式网架结构篇1

0 引言

当今社会以及沿海国家均致力于重点发展海洋工程,并由近海向远海、浅海向深海不断推进,海洋工程将迎来多方位全面性的发展。作为一种新型理念,浮式网架把网架结构应用于海洋工程,其结构具有整体性好、工业化程度高、施工周期短、消波性好、受自然条件限制较小等优点[1]。在个别杆件受到损伤时,能自动调节杆件内力,保证结构的安全[2]。弥补了实体式结构在深海海洋资源开发中安全与经济方面的缺陷,是深海海洋结构的发展方向。

节点作为结构的主要承力与传力构件,对于结构整体的承载力与稳定性具有至关重要的作用。鉴于焊接空心球节点具有构造简单、连接方便、应力分布合理、不产生偏心等优点,浮式网架结构的节点型式选用焊接空心球节点。浮式网架结构自提出以来多为关于结构整体稳定性能的研究,球节点相关研究还远远不能够满足结构设计与工程实践的需要。另外,陆上网架结构研究领域中多为外径小于1m的球节点,而浮式结构中的球节点外径可达数米,除承担外部荷载以外,同时还需为结构提供浮力。如希望焊接球节点具有更大的承载能力,设置加劲肋是最有效的措施之一[3]。球节点是浮式网架结构的关键,其力学性能的研究工作有待进行。

基于ABAQUS软件,本文将采用有限元方法对浮式网架结构的各型式球节点进行数值模拟,分析出带不同型式与不同布置方式加劲肋的球节点在受到轴向荷载作用下的应力、应变等场变量分布特征,绘出相应最不利点的荷载———应变关系,进而求得各结构的极限承载力。结合加劲肋对球节点力学性能的影响,考虑钢耗、极限承载力提高程度等因素,对浮式网架的球节点型式进行优选研究。

1 有限元分析原理

浮式网架结构超大直径球节点表面焊接有多根杆件(最多12根,见图1),假定钢管杆件的形心线相交于一点,所有焊接球节点均为铰节点,则每根杆件均通过球心,球体受力均为杆件轴向,不会产生偏心现象,即球节点为多向轴向受力。

大量研究表明,焊接球节点在轴向受拉时为强度破坏,轴向受压时为弹塑性压曲破坏,且单向受力与双向受力时其破坏荷载接近[4],因此本文以单向受力球节点为分析对象,利用ABAQUS对其受压承载力进行有限元分析。考虑到利用节点对称性选择节点的一半进行分析,虽然可以提高计算的速度以及结果的准确度,但对于带加劲肋的球节点来说,针对加劲肋不同的布置方式,其边界条件与实际不易相符,为避免此方面的误差,使计算结果与理论更符,本文将以整体的球节点为研究对象分析时,约束支座底面所有自由度,采用不平衡节点力收敛准则,考虑材料非线性[5]。为避免杆件先于球节点发生破坏,把杆件强度参数设为无限大,忽略杆件的变形,杆件可视为刚体构件。

2 数值模拟方案

2.1 模型尺寸参数

有限元分析模型为超大直径焊接空心球节点,初步选定球节点外径为6m。由于浮式网架结构的球节点直径过大,在承受压力荷载下,易于发生受压屈曲破坏,进而造成浮式网架整体结构的失稳破坏,故采取对球节点设置加劲肋的方案以提高球节点承载力、改善球节点力学性能,增强球节点以及浮式网架结构的安全稳定性。

有限元模型参数见表1。

另外,加劲肋尺寸为:

环形肋厚度同球节点壁厚(即40mm)。依据规范,环形加劲肋宽度一般取球节点外径的1/3-1/2[6],考虑到球节点直径过大,为尽可能提高其极限承载力、维持结构的稳定,此方案中选定环形加劲肋宽度为球节点外径的1/2(即3m);实心圆肋直径与球节点直径相同(即6m)。实心圆肋对于球节点性能的改善作用会较为明显,结合经济合理性可考虑其厚度的减小,但经过数值模拟实验得出,实心圆肋厚度的减小会引起与球节点的焊趾处出现应力集中现象,不利于球节点的受力稳定性,最终确定实心圆肋厚度值与球节点壁厚相同(即40mm)。

2.2 模拟实验方案

加劲肋对于球节点力学性能的影响,从以下两方面进行分析:

①加劲肋的型式对球节点极限承载能力的改善程度。

加劲肋分为内加劲肋与外加劲肋。常见内加劲肋有实心圆肋与环形肋两种形式,用于未建结构的设计与实践过程;常见外加劲肋有环形肋与三角肋两种形式,多用于加固不安全的已有建筑物。本文针对内加劲肋的不同形式进行分析。

②加劲肋的布置方式对球节点极限承载能力的改善程度。

环形加劲肋有0°环肋、90°环肋、0°双环肋、45°双环肋、90°双环肋五种布置方式(见图2)。

同样,实心圆肋也有0°实肋、90°实肋、0°双实肋、45°双实肋、90°双实肋五种常见的布置方式。

数值模拟方案见表2。

3 数值模拟结果

利用ABAQUS有限元软件对与空心球节点焊接的杆件顶端截面施加轴向均布压力荷载(见图3)。

对加肋焊接空心球节点进行数值模拟分析,球面焊趾处应力、应变集中显著,应力状态复杂,使得钢材脆性程度提高,加快破坏过程[7]。钢管焊趾截面是受压球体承载力的控制位置,称之为实际受压控制截面[8]。球面及杆件应力分布(以无肋模型为例,见图4)呈现以下特点:

①由施荷处至焊趾处(即球节点与杆件的焊接面)杆件的应力分布呈现出按一定比例增长的趋势,而位移以一定趋势减小;②焊趾处具有应力集中现象,由焊趾处至球节点中心截面,球节点应力及位移均逐渐减小;③在球节点及杆件各横截面上,周围应力及位移呈现均匀分布特征;④杆件应力主要是轴向应力,不考虑偏心影响作用,环向应力微弱,可忽略不计。

经有限元分析得出不同形式单肋对球节点极限承载力的影响(图5、图6)

以上图表表明:

①加劲肋的布置使空心球节点的受压极限承载力具有一定的提高;

②布置有0°单肋的球节点中,所施加的压力荷载垂直于肋平面,加劲肋对球节点受压承载力的提高系数小于1.4;

③布置有90°单肋的球节点中,所施加的压力荷载平行于肋平面,加劲肋对球节点受压承载力的提高系数大于1.4;

④实心圆肋对球节点受压极限承载力的提高系数大于环形肋,但偏于保守,造成经济上的浪费。

同样布置方式下,实心圆肋对于球节点力学性能的改善程度高于加劲环肋,但对于海洋工程中网架结构的大规模运用,需同时考虑经济合理性,实心圆肋所耗钢材的力学性能未能得到充分的应用,而加劲环肋良好的改善了节点力学性能。

整体来说,环形肋优于实心圆肋,故关于布置方式的影响仅需对环形肋进一步分析。为直观体现环肋的布置方式对极限承载力的影响,以0°与90°单环肋为例,对球节点施加极大压力荷载,使其发生破坏,其失稳模态如图7所示。

从带0°环肋球节点的应力云图可看出,焊趾处应力集中,先于其他部位发生屈曲破坏,球节点已经接近于完全破坏,而加劲环肋自身受力很小、变形甚微(见图7)。显然,0°环肋不能有效承受球节点所受荷载,对于球节点的极限承载力的改善作用很微弱。

在带90°加劲环肋的球节点中,加劲环肋承受较大压力荷载,另由于加劲环肋较薄,应力变形最大点又处于加劲环肋,环肋先于球节点发生屈曲破坏,受压空心球的破坏主要是球壳失稳破坏[9],加劲环肋对空心球的极限承载力及其稳定性具有显著作用。

由图8知双环肋的布置方式对于球节点极限承载力的提高系数影响较大:0°双环肋、45°双环肋、90°双环肋的受压承载力提高系数随角度增大依次递增。

4 带肋球节点的优选分析

表3表明:

在同样布置方式下,虽然90°实肋对空心球节点极限承载力的提高系数大于环形肋,但对于海洋工程中网架结构的大规模运用,需同时考虑经济合理性,据表3中相对比率可知,实肋所耗钢材的力学性能未能得到充分的应用,而环肋在充分利用了材料的同时,良好的改善了节点力学性能,故环肋优于实肋。

表4表明:

不同布置方式的双环肋在钢耗增率同为24.18%的前提下,对于空心球节点的极限承载力的提高系数相差较大。由对应的极限承载力提高系数与相对比率可知,0°双环肋、45°双环肋、90°双环肋对于空心球节点极限承载力的提高作用依次增大。即对于双环肋来说,90°双环肋是最优的布置方式,能够最大程度改善节点力学性能。

5 结论

本文采用ABAQUS有限元软件,对浮式网架结构中带有不同型式及不同布置方式加劲肋的焊接空心球节点进行数值模拟分析,可得出以下结论:

①有限元分析结果表明,加劲肋的设置对于提高空心球节点的极限承载力具有显著的作用。

②0°环肋、0°实肋、90°环肋、90°实肋、0°双环肋、45°双环肋、90°双环肋对空心球节点的极限承载力的提高系数分别为1.13、1.25、2.02、2.35、2.42、2.61、2.98。加劲肋对球节点受压承载力的提高系数最大为2.98,最小为1.13。

③同样的布置方式下,加劲环肋的提高系数小于实心圆肋;单肋的提高系数小于双肋;同样数量的加劲肋的提高系数主要由荷载方向与肋平面夹角决定,0°环肋平面与荷载方向垂直,提高系数为1.13(《网架规程》规定加劲承载力提高系数受压空心球节点采用1.4),偏于不安全;90°环肋平面与荷载方向平行,提高系数为2.02,偏于安全。

④90°双环肋能够最大程度地改善球节点的力学性能,优选出带90°双环肋的球节点为浮式网架结构节点型式。

摘要：超大型浮式网架结构应用于海洋工程是一种新兴理念,目前关于浮式网架结构的球节点研究还远远不能满足实际工程的需要。设置加劲肋是提高焊接空心球节点承载力的一个重要途径,运用ABAQUS有限元软件对带加劲肋的焊接空心球节点进行数值模拟分析。依据有限元分析结果,得到加载过程中球节点上受力最不利点的荷载—应变关系曲线。通过对球节点的受力变形特点进行分析,比较加劲肋对球节点力学性能的优化程度,最终优选出加劲肋的型式与布置方式,为今后浮式网架结构的设计与工程实践提供可靠的理论依据。

关键词：浮式网架,焊接空心球节点,加劲肋,ABAQUS,数值模拟

参考文献

[1]Liu Wenbai,Su Kejia,Xi Sshi Lei.The selection and numerical simulation of marine engineering floating pier structure[J].Advanced Materials Research Vols,2011,4705:243-249.

[2]席石磊,成和森,古玉喜,刘文白.VLFS的新型结构设计[J].水运工程,2010(7):44-48.

[3]童乐为,顾敏,陈以一.具有内加劲肋的空间多支管的圆管节点性能研究[J].建筑结构,2009,39(1):69-72.

[4]唐波,余江滔,陆洲导,俞可权.加劲肋对焊接球节点力学性能影响的数值分析[J].结构工程师,2011,27(1):40-46.

[5]纪晗,熊世树,黄丽婷.大型焊接空心球节点的多轴加载有限元分析与足尺实验[J].工程力学,2010,27(4):173-178.

[6]王凯宁,于贺.钢结构连接节点设计手册[M].北京:机械工业出版社,2015.

[7]王远利,苏慈.焊接空心球节点寒风去拉裂和极限承载力分析[J].建筑结构,2011,41(6):48-50.

[8]薛万里,张其林.圆钢管焊接空心球节点受压破坏机理与实验研究[J].建筑结构,2009,30(5):155-161.

[9]尚守平,邹万红,舒兴平,文学章.超大直径焊接空心球类节点分析与设计[J].建筑结构,2003,33(6):15-17.

高效漂浮式诱捕器的制作篇2

将直径20～30 cm的饮料瓶、食用色拉油桶、塑料酒桶等从中间剪开做成容器，里面放置0.1%的洗衣粉水。

放置诱芯的支架用塑料吸管做成十字架形，用大头针或铁钉从中间固定成形。塑料吸管两头用细线扎紧，以增加浮力。用铁钉固定时，浮力不够时可在吸管两头穿上小于1 cm3的塑料泡沫块。诱芯穿在大头针或铁钉上，距离液面1 cm左右。放置诱芯的支架也可用1 cm宽、0.5 cm厚的塑料泡沫条或木片，长度小于溶器直径，用大头针或铁钉固定成十字架形，诱芯穿在大头针或铁钉上距离液面1 cm左右。

按以上操作方法把放置诱芯的十字架放入盛有洗衣粉水的容器内，诱芯始终距液面1 cm左右，可持续保持较好的诱虫效果。7～10 d后水液蒸发量较大时，再适时去虫加水，确保最佳诱虫效果。大雨过后适量加洗衣粉，增加溶液黏性。按此方法诱虫大大减轻了人工加水的劳动强度，减少了用工量。

浮式网架结构篇3

当今世界空间与资源总储量紧张情势远远不能满足当今经济的飞速发展, 因此海洋工程界开启了一个新的研究领域, 即超大型浮式结构的研究。其结构具有整体性好、工业化程度高、施工周期短、消波性好、受自然条件限制较小等优点[1]。针对新型海洋结构浮式网架的相关研究主要集中在整体结构选型及其稳定性分析。节点作为结构的关键受力与传力构件, 具有极复杂的受力环境与破坏型式, 其力学性能对结构的整体性及稳定性有着至关重要的作用。

1 浮式结构节点选型

按照力学特性, 节点可分为刚性连接节点、半刚性连接节点和铰接连接节点;按照构造形式, 节点具体可分为:螺栓球节点、焊接空心球节点、钢管圆筒节点、焊接钢板节点、钢管鼓节点等。

节点交汇处都连接有数根杆件, 受力复杂, 确定节点类型需要满足与计算假定相符、尽量避免偏心、具有足够的强度等原则, 结合各类型连接节点的受力状况、制作工艺等特征, 浮式网架结构连接节点形式选为焊接空心球节点。

2 空心球节点的有限元分析

2.1 模型参数及材料属性

2.2 有限元原理

进行数值模拟时, 焊接空心球节点可看做很薄的壳体, 进而选择壳单元进行计算;同时也能够看做是三维连续体, 选用实体单元来进行有限元分析。唐海军采用两种单元对焊接空心球节点进行了分析比较, 认为实体单元能够更精确的反应节点在受荷过程中的变形和应力情况[2]。选用实体单元, 考虑几何非线性。大量研究表明, 焊接球节点在轴向受拉时为强度破坏, 轴向受压时为弹塑性压曲破坏, 且单向受力与双向受力时其破坏荷载接近[3], 因此, 对球节点进行单向受力的数值模拟分析。

2.3 有限元分析结果

通过ABAQUS软件对球节点的分析, 可得到:

(1) 球节点周围应力、应变分布均匀;

(2) 杆件周围应力、应变分布均匀;

(3) 在焊趾处 (即球节点与杆件的焊接处) , 应力稍有集中;

(4) 由焊趾处至球节点中心平面, 节点的应力值逐渐减小。

球节点极限承载能力:由对焊接空心球节点的有限元分析得到:空心球节点的受拉极限承载能力为1.18*108N, 受压极限承载能力为1.15*108N。因此, 在条件相同情况下, 球节点的受拉极限承载能力和受压极限能力大体相当, 稍大于受压极限承载能力。

3 加劲肋的设置对节点性能的改善

浮式网架结构的球节点具有超大直径, 其本身对于结构整体又具有关键性作用, 故需保证节点在设计荷载作用下的安全稳定性, 如希望球节点具有更大的承载能力, 设置加劲肋是最有效的措施之一[4]。故对节点设置加劲肋用以提高其承载能力。空心球的加劲肋类型主要采用环肋与实心圆肋, 不同类型的肋又可布置成不同的形式, 以肋的个数可分为单肋与双肋两种形式, 一定数量的肋又可布置成不同角度。经过有限元分析, 可得出同样布置条件下:

(1) 实心圆肋对节点力学性能的提高系数稍高于环肋;

(2) 双肋对节点性能的提高系数高于单肋;

(3) 加劲肋对节点性能的提高系数随肋面与荷载方向夹角的减小而增大;

4 结论

(1) 结构节点形式选用焊接空心球节点, 满足力学特性、施工工艺等方面的要求;

(2) 球节点在受力作用下应力、应变分布较为均匀, 在焊趾处具有一定的应力集中现象;

(3) 加劲肋对于空心球节点的力学性能具有明显的改善作用, 提高系数与加劲肋的布置型式及布置方式相关。在浮式网架结构中加劲肋的布置平面应尽量与合力处于同一方向, 能够有效地加劲肋的作用。

摘要：对各种节点类型的优缺点进行分析对比, 选出最适宜浮式网架结构的节点型式为球节点, 并运用ABAQUS有限元软件对球节点的力学性能进行数值模拟分析, 计算得出球节点的极限承载能力。作为实际工程运用的参考, 设置加劲肋的用以提高球节点的力学性能。

关键词：浮式网架,节点,有限元分析,加劲肋

参考文献

[1]Liu Wenbai, Su Kejia, Xi Sshi Lei.The selection and numerical simulation of marine engineering floating pier structure[J].Advanced Materials Research Vols, 2011, 4705:243-249.

[2]唐海军.轴力与弯矩共同作用下焊接空心球节点承载力与实用计算方法研究[D].浙江, 2005.

[3]唐波, 余江滔, 陆洲导, 俞可权.加劲肋对焊接球节点力学性能影响的数值分析[J].结构工程师, 2011, 27 (01) :40-46.

浮式网架结构篇4

摘要：分别针对MIT/NREL TLP和UmaineHywind Spar两种海上风力机浮式平台主体的水动力特性进行研究，旨在分析两者的系泊稳定性.基于海洋水动力学和结构动力学理论，建立了平台/缆索系统耦合模型，在水深和外界载荷激励相同的情况下，利用有限元分析ANSYS软件中的水动力学计算模块进行时域、频域响应分析，研究了两种平台在海风、海流和随机波联合作用下的动态响应，并分析了两种平台随波浪频率的响应变化.结果表明：MIT/NREL TLP平台的动态响应较大，而UmaineHywind Spar平台动态响应较小；两平台均在低频波浪作用下产生响应峰值.

关键词：海上风力机；漂浮式平台；时域；频域；动态特性

中图分类号： TK 83 文献标志码： A

海上有丰富的风能资源和广阔平坦的区域，使得近海风力发电技术成为近年来研究和应用的热点.我国已建成了东海大桥海上风电场，计划建设的近海浅水区域风电场有10多个[1].除渤海外，我国黄海、东海和南海平均水深均在40 m以上，浅水区域有限，非常适合漂浮式风力机系统的开发.海上漂浮式风力机的最大特点是克服了在海床底部安装基础结构时受水深影响的缺点，使海上风电场的建设可向深水区发展[2].在海上风力机平台和开发深海油气的平台中，张力腿平台（TLP）和浮柱式平台（Spar）是公认的优秀平台形式[3].TLP是一种典型的深水平台，以其半固定、半顺应的运动特征在深水海洋工程中广为应用，其最重要的特点是平台的竖向运动很小[4-5].Spar平台属于顺应式平台的范畴，凭借其优良的性能和相对较低的造价，成为世界深海风力机和油气开采的主力平台类型之一[6].近年来，我国风电产业发展迅猛，海上石油开发业从近海走向深海[7]，为适应深海平台开发的需要，有关深海平台的相关理论和技术的研究得到了蓬勃发展.

浮式平台的动态特性能够反映平台在外界载荷作用下的响应特性和稳定性，对整个漂浮式风力机系统的稳定性和安全性有重大影响.本文分别选取设计水深相同的MIT/NREL TLP平台和UmaineHywind Spar平台，借助有限元分析ANSYS软件中的水动力计算模块进行时域、频域响应分析计算，分析两种平台在相同风、浪、流作用下的位移动态响应以及平台响应随波浪频率的变化.

1 基本环境载荷

环境载荷指直接或间接由环境作用引起的载荷，包括由环境载荷引起的所有外力，如系泊力、运动惯性力、液舱晃荡力等.漂浮式风力机所受到的环境载荷主要来自风、浪、流，还有内波、地震和海冰（大块浮冰或冰山）.本文仅考虑前三种载荷.

1.1 风载荷

海风对海洋结构物的工作影响很大，通常作用在结构上的风载荷是动态的，但一些结构对风载荷的反应几乎为静态形式.在实际工程中常用设计风速法得到结构所受到的海风载荷.根据我国海上移动平台入级规范可计算作用于构件上的风力F，并应确定合力作用点的垂直高度[8]，即

式中：S为平台在正浮或倾斜状态时受风构件的正投影面积；Ch、Cs分别为受风构件的高度系数和形状系数；P为风压；V为设计风速.

1.2 波浪载荷

波浪载荷是漂浮式风力机平台所受到的主要环境载荷，且较风载荷更为复杂，这也是与陆上风力机最大不同之处.作用在漂浮式平台上的水动力包括波浪激振力、由结构运动产生的辐射力和考虑波浪高阶效应的漂移力.其中：波浪激振力包括由入射波形成的不稳定压力所引起的F-K力（佛汝德-克雷洛夫力）和由于结构存在影响波浪密度分布产生压差而引起的绕射力；辐射力包括附加质量力和辐射阻尼力.对于大尺度结构，一般采用绕射理论对作用于物体表面上的整个水动压力进行积分计算波浪载荷.在绕射理论中，流场用速度势函数描述，该速度势在流体各处应满足拉普拉斯方程，并满足物体表面、自由表面、海底及无穷远处的边界条件.通常总速度势由入射势、绕射势（假定物体固定）和运动着的物体在静水中产生的辐射势组成，从而得到结构物的运动与作用力.描述波浪运动的理论有许多，根据不同要素可分为线性和非线性、有旋和无旋、规则和不规则、单向和多向、浅水和深水等.漂浮式风力机平台一般远离海岸，局部水深几乎不变；与波长相比，水深相对较大.通常用无旋模型描述一个波浪在其生成区域外的传播或在水池内造波机产生的波浪传播.理想流体和无旋流动的假设可使问题大大简化，其方法是引入速度势函数Φ（x，y，z，t），利用速度势给出速度场V（x，y，z，t）=

Φ（x，y，z，t），于是流动的无旋性自动得到保证.在流域内质量守恒（对于不可压缩流体，divV=0）可表示为速度势函数的拉普拉斯方程[9]，即

通过伯努利拉格朗日关系式可得到流域内的压力

式中： p0为参考压力，即大气压力；ρw为海水密度；g为重力加速度.

波浪理论的分类与3个几何参数（波高H、波长L、水深h）有关.浅水理论与深水（或中等水深）理论之间的区别取决于厄塞尔参数Ur，有

式中：A为波幅；k=2π/L；非线性参数ε=A/h；色散参数μ=kh.

当Ur<1，意味着色散效应较非线性效应占优势，用参数kA≡ε对势函数Φ进行展开，可实现对问题的求解，即

式中，（i）为势函数的i阶导数.

这就是所谓的斯托克斯方法，由此可得到斯托克斯规则波模型.相反，当Ur>1，h/L为小参数，从而得到椭圆余弦波模型和孤立波模型.在大部分海洋工程模型中，水深足够大，故可应用斯托克斯模型[10].

小尺度海洋结构上的波浪力Fw通常采用Morison方程计算，由拖曳力和惯性力组成，即

式中：CD、CM分别为曳力系数和惯性力系数；u为垂直于构件轴线水质点的速度分量；D为直立圆柱的直径.

1.3 海流载荷

海流载荷是由海流作用在海洋工程结构物上所产生的载荷.海流力是作用在海洋结构物上的一种流动阻力.根据水下结构物上的阻力是流体动能函数的原理，可按照稳定流动条件下阻力的数学表达式得到海流力，其计算需合理确定海平面以下某深度的海流速度、阻力系数和惯性力系数.其中，海流设计流速应取为在平台作业海区范围内可能出现的最大流速值，包括潮流流速、风暴涌流速和风成流流速，还应考虑作业海区流速的垂向分布.当波浪存在时，还应对无波浪时的流速垂向分布进行修正，以使瞬时波面处的流速保持不变.

当只考虑海流作用时，作用在平台水下部分构件的海流载荷为式中，Vw为设计海流流速.

应注意海流与波浪的相互作用.当采取Morison公式计算波浪载荷时，应将波浪水质点速度与海流速度矢量相加；当采用绕射理论计算波浪载荷时，海流载荷应按式（8）计算，并与波浪载荷矢量相加.

2 平台建模与计算

2.1 平台模型建立

本文研究对象为MIT/NREL TLP和UmaineHywind Spar平台.TLP平台由麻省理工学院设计的张力腿平台改进得到，以混凝土为压舱物，8根缆索分成4组构成4根筋腱，分别连接4根从底部水平延伸而出的辐条和位于海底的桩基，缆索由于预张力作用始终处于完全张紧状态；Spar平台是缅因大学根据国际能源署（IEA）研发的OC3Hywind Spar改变水深以便于试验比较而得来，主体为一深吃水的细长浮筒，周身附连3根悬链线缆索并通过三脚架连接，以增加平台系泊的抗偏刚度，相邻缆索夹角为120°，且在一定预张力作用下处于半张紧半松弛状态[11].

本文采用ANSYS软件中水动力计算模块进行模型导入和表面网格划分，分析中对系泊系统进行了适当简化，忽略了系泊系统的阻力.对UmaineHywind Spar作了去除三角形连接、缆索直接连在浮筒上的简化，这在静态分析中是合适的，但不适用于所有的动态条件[12].计算中没有对缆索进行线性简化.两平台参数如表1所示.图1分别为MIT/NREL TLP和UmaineHywind Spar平台几何模型.

2.2 响应算子与自由度

浮体波频运动6个自由度响应的稳态幅值称为幅值运动响应算子（response amplitude operator）.该算子是由波浪激励到船体或浮体运动的传递函数，为船体或浮体运动谱与波浪谱的比值，表征单位波幅的特征响应.对于平动，其幅值响应算子Y2yζ（ω）=Syζ（ω）/Sζ（ω）；对于转动，其幅值响应算子Y2θζ（ω）=Sθζ（ω）/Sζ（ω），其中：Syζ（ω）和Sθζ（ω）分别为海上结构物的平动和转动运动谱；Sζ（ω）为波浪谱；ω为入射波浪的频率.

随机波浪可视为无数个振幅、频率不等，初相位随机并沿与x轴成不同角度的方向传播的简单余弦波的叠加.通常把风浪和由此引起的摇荡运动都看成是具备各态历经性的平稳随机过程，平台对任一波浪成分的响应是该成分波波幅的线性函数并与它对其它波浪成分的响应无关.利用平台各自由度的运动幅值响应算子给出在每一个波浪频率下的平台响应并叠加求和，可得到在多个波浪作用下的平台运动方程[13].可用平台位置的幅值响应算子反映在外界环境载荷激励下平台在6个自由度上的运动情况，从而体现平台稳定性.6个自由度上的运动如图2所示.由于风、浪、流均为-180°入射，因此主要分析沿x轴的平动（纵荡）和绕y轴的转动（纵摇）位置幅值响应算子.

2.3 计算工况

在外界激励条件相同时对两种平台进行时域响应分析，风速恒定取为10 m·s-1，设定海流速度从海平面至海底由0.95 m·s-1线性减小至0 m·s-1，随机波谱选择P-M谱，外界海况条件参数如表2所示.利用表2的数据建立平台与缆索在风、浪、流联合作用下的耦合计算模型，分析时间为300 s，时间步长为0.01 s.

3 结果分析

3.1 MIT/NREL TLP平台

3.1.1 时域响应分析

图3（a）、（b）分别为MIT/NREL TLP平台纵荡和纵摇时域位移幅值响应算子，其中纵坐标分别表示对应单位波幅的位移和偏转角.从图3中可看出，平台在风、浪、流载荷作用下绕起始位置作往复运动，纵荡和纵摇运动均在约180 s后开始进入峰值，其中纵荡最大位置幅值响应算子约为5 m·m-1，纵摇最大位置幅值响应算子最大值约为17°·m-1.

3.1.2 频域响应分析

频域响应分析是研究平台随波浪频率变化的运动响应，考虑到载荷的作用方向与平台自身特点，此处分析纵荡、垂荡和纵摇的频域响应.图4（a）、（b）、（c）分别为MIT/NREL TLP平台纵

荡、垂荡和纵摇运动的频域响应算子.从图中可看

出，平台纵荡运动在0.07 rad·s-1左右的波浪频率下产生响应峰值，之后随着波浪频率增大响应急剧降低，约在0.4 ～0.7 rad·s-1之间上升，随后便呈下降趋势；垂荡运动约在波浪频率0.5 rad·s-1时

出现响应峰值，该值前后均为急升急降趋势；而纵摇运动的响应峰值出现在波浪频率0.8 rad·s-1左右；此外，TLP平台的垂荡和纵摇频域响应的峰值接近.

3.2 UmaineHywind Spar平台

3.2.1 时域响应分析

图5为UmaineHywind Spar平台在相同载荷作用下的纵荡和纵摇位置幅值响应算子，其中纵坐标分别表示对应单位波幅的位移和偏转角.从图中可看出，平台在风、浪、流载荷的作用下绕起始位置作往复运动，且比MIT/NREL TLP的运动更为规律.相比于TLP平台，其纵荡位移响应算子均为cm级，平动位移变化很小；由于平台自身结构特性，纵摇位置响应亦很小，最大值不到3°·m-1.

3.2.2 频域响应分析

图6为UmaineHywind Spar平台的纵荡、垂荡和纵摇运动的频域响应算子.由图6可知，

Spar平台纵荡运动在0.07 rad·s-1的波浪频率下即出现响应峰值，且除0.20～0.34 rad·s-1之间有小幅升高外，响应幅值呈下降趋势，且峰值略小于TLP平台的峰值；垂荡运动的响应峰值出现在频率小于0.5 rad·s-1处，峰值较TLP平台的小；纵摇运动的响应峰值出现在频率0.4 ～0.5 rad·s-1之间，

且与TLP平台相比峰值较小；Spar平台的垂荡响应峰值大于纵荡和纵摇的响应峰值.

以上分析说明，在外界风、浪、流载荷作用下：

（1） MIT/NREL TLP平台产生较大动态位移，并引发较大幅度的往复运动和摇摆运动；

（2） UmaineHywind Spar平台动态位移较小，考虑其重心远远低于浮心，稳定性较好；

（3）两平台的纵荡、垂荡和纵摇运动响应对频率变化均较敏感，并在低频率时出现响应峰值.

4 结语

本文在给定海况条件下，考虑风、浪、流联合作用，借助有限元分析ANSYS软件中的水动力模块计算分析了两种经典风力机平台的时域和频域响应.当然，由于在计算过程中尚未考虑平台主体与风力机正常运行下的耦合作用，因此实际耦合情况下的稳定性情况尚有待继续分析.若能在后续研究工作中加以解决，并能同时考虑平台与波浪之间的共振效应，则可对这两种经典平台的性能和实用性作出更具现实意义的对比，以期得到在不同海况条件下的最佳平台选择，或者通过对平台的改进以降低危险和建造成本.这将具有更大的实用价值，且将为我国深海漂浮式风力机的发展提供更多有益的参考.

参考文献：

[1] 黄维平，刘建军，赵战华.海上风电基础结构研究现状及发展趋势[J].海洋工程，2009，27（2）：130-134.

[2] 高伟，李春，刘全.深海漂浮式风力机的概念设计与气动水动力耦合特性评述[J].能源研究与信息，2011，27（3）：168-173.

[3] 唐友刚，张素侠，张若瑜，等.深海系泊系统动力特性研究进展[J].海洋工程，2008，26（1）：120-126.

[4] 胡志敏，董艳秋，张建民.张力腿平台波浪载荷计算[J].中国海洋平台，2002，17（3）：6-11.

[5] 董艳秋，胡志敏，张翼.张力腿平台及基础设计[J].海洋工程，2000，18（4）：63-68.

[6] 王兴刚，孙昭晨，梁书秀，等.水深和螺旋板对Classic Spar水动力特性的影响[J].中国海洋平台，2011，26（1）：23-30.

[7] 曾晓辉，沈晓鹏，吴应湘，等.深海平台分析和设计中的关键力学问题[J].船舶工程，2005，27（5）：18-21.

[8] 中国船级社.海上移动平台入级规范[M].北京：人民交通出版社，2012.

[9] 唐友刚.海洋工程结构动力学[M].天津：天津大学出版社，2008.

[10] MORLIN B.海洋工程水动力学[M].刘水庚，译.北京：国防工业出版社，2010.

[11] ROBERTSON A N，JONKMAN J M.Loads analysis of several offshore floating wind turbine concepts[C]∥International Society of Offshore and Polar Engineers 2011 Conference，Hawaii，2011.

[12] JONKMAN J.Definition of the floating system for phase IV of OC3[R].NREL/TP-500-47535，2010.

浮式网架结构篇5

关键词：浮式结构物,仿真,附加质量,附加阻尼

在海洋工程中, 有许多利用浮式结构物的例子, 如船舶、海浪能源的吸取和利用装置、深水采矿和抑制海面油污的设备等。在研发浮式结构物时, 要提高其稳定性或优化其性能, 就要对其进行水动力学分析。研究浮式结构物水动力学参数的传统方法有:理论分析、数值模拟与试验研究。在研究浮式结构物和入射波相互影响的水动力学问题时, 附加质量和附加阻尼是非常关键的参数。附加质量和附加阻尼会影响到浮式结构物的振动频率、运动状态等特性。浮式结构物受力时, 附加质量为辐射阻抗的虚部与角频率的比值, 附加阻尼为实部, 见式 (1.5) 。即附加质量和附加阻尼是作用在浮式结构物上的辐射阻抗的另一种表现形式。了解附加质量和附加阻尼, 可避免船舶的振动频率, 提高其稳定性;使水波能源的机构实现最大限度的能源贮存。附加阻尼和和附加质量一直是海洋工程研究的重要部分。Yeung[1]提出了一套分析处于有限水深中的圆柱体的附加质量和附加阻尼的理论方法Dambaru[2]用数值模拟方法计算附加质量和附加阻尼。E.V.Ermanyuk[3]用脉冲响应函数来研究在线性水域中振动的圆柱体的附加质量和附加阻尼C.G.Rodriguez[4]则提出用试验方法来求出浮式结构物的附加质量值和附加阻尼值。

为了更好地了解浮式结构物的动态特性, 必须建立浮式结构物的理论模型, 并应用相应的数据测量技术来估计附加质量和附加阻尼。在理论模型的基础上, 本文通过计算输入信号与输出信号的传递函数, 使用数字滤波器建立系统仿真模型。该模型适合于计算不同信号输入下的时间响应。同时推出能根据试验数据估算附加质量和附加阻尼的公式。

1 波浪与浮式结构物相互作用问题的建模

基于线性理论[5], 浮式结构物运动可以归纳为绕射问题和辐射问题。绕射问题是入射波作用在固定的浮式结构物上所产生作用力的问题。解决绕射问题可以得到由入射波引起的作用在浮式结构物上的波浪力。辐射问题是运动的浮式结构物产生的辐射波对其本身产生作用力的问题。辐射问题可以用来研究振荡结构物产生的水波, 计算辐射作用力。由入射波产生的作用于浮式结构物的辐射作用力和波浪力, 都取决于结构物的几何形状, 海洋的深度以及入射波的振荡频率。

预测浮式结构物的运动特性, 就必须了解波浪力系数、附加质量及附加质量系数。图1中给出了计算浮式结构物运动的所有必要参数, 并用两个传递函数来仿真整个浮式结构物的运动情况。

为了计算方便, 浮式结构物可以简化为圆柱或长方体。在下面的模拟中, 假定一个垂直的圆柱漂浮在一个无限恒定的水深流域。该情况下圆柱体漂浮物的附加质量和附加质量可以根据文献[6]计算得到。漂浮在水中的结构物像刚体一样拥有六个自由度, 即:横荡、纵荡、垂荡、纵摇、横摇、艏摇。圆柱体垂荡方向上的运动可以模型化为单自由度系统。

图2为漂浮在7.5 m深无限水域的半径为a=0.5 m的垂直圆柱体及其简化模型。其吃水深度为 Ls=1.88 a;MB是结构物的质量;MA是附加质量参数;KB是浮力刚度;CB是黏滞阻尼;CA是附加质量;F是激励力;XB结构物的垂荡运动。

图3为圆柱体垂荡方向的附加质量和附加阻尼。所有作用在漂浮圆柱上的力为:①由浮力刚度产生的静力;②由结构物自重引起的惯性力;③施加于结构物上的外力F;④物体振动产生的辐射波对其本身的辐射作用力f。辐射作用力可以用附加质量和附加阻尼来表示, 如方程 (1.5) 所示。

简化模型的动力学方程可以写为:

$Μ_{B} \cdot \ddot{z} (t) + C_{B} \cdot \dot{z} (t) + Κ_{B} z (t) + f_{R} = F (t)$ (1.2)

相应频域的表达式:

$(- w^{2} Μ_{B} + i w C_{B} + Κ_{B}) Ζ (w) + F_{R} (w) = F (w)$ (1.3)

浮式结构物在线性波作用下, 常用下面的表达式来表示辐射作用力fR

$F_{R} (ω) = Ζ_{R} (ω) j ω Ζ (ω)$ (1.4)

ZR被称为辐射阻抗, 可写为:

$Ζ_{R} (ω) = C_{A} (ω) + j ω Μ_{A} (ω) (1.5)$

从式 (1.5) 可看出, 辐射阻抗的实部是附加阻尼, 虚部与附加质量相关。式 (1.3) 可写为:

$Ζ_{Μ} (ω) Ζ (ω) + j ω Ζ_{R} (ω) Ζ (ω) = F (ω)$ (1.6)

因此, 线性传递函数可以写为:

$Η (ω) = \frac{Ζ (ω)}{F (ω)} = \frac{1}{Ζ_{Μ} (ω) + j ω Ζ_{R} (ω)}$ (1.7)

将式 (1.3) 和式 (1.5) 代入式 (1.7) 可得:

$\begin{array}{l} Η (ω) = \frac{Ζ (ω)}{F (ω)} = \\ \frac{1}{- ω^{2} Μ_{B} + j ω C_{B} + Κ_{B} + j ω (C_{A} (ω) + j ω Μ_{A} (ω))} (1.8) \end{array}$

2 时域仿真分析

为了仿真浮式结构物在已知的施加力下进行运动, 施加力传递函数H (ω) 可以被看作数字滤波器[7]。滤波器的工作原理可以用方程 (2.1) 表示, x为输入信号y为输出信号:

方程 (2.1) 是标准差分方程。NA是系数a的数量, NB是系数b的数量。

使用滤波器来仿真系统的原因是:辐射作用力随频率而变化, 不同时刻的辐射作用力很难确定, 方程 (1.2) 很难在时域求解。然而滤波器可以在频域来求解, 然后做傅立叶反变换得到时域解。整个过程如图4所示。

施加在圆柱体上的力和圆柱体在垂荡方向运动的传递函数H (ω) 将被学习。在已知传递函数的情况下可以用MATLAB[8]命令“invfreqz”来生成一个IIR (无限脉冲响应) 滤波器。该滤波器有着和传递函数H (ω) 相同的幅值和相位。

为了研究滤波器在动态特性上是否可以真实地表示传递函数H (ω) , 可以用MATLAB命令“freqz”获取滤波器的传递函数。传递函数H (ω) 的幅值和相位与滤波器的幅值和相位相对应的比较结果如图5所示。

红色为滤波器的幅频、相频特性, 蓝色为传递函数H (ω) 的幅频、相频特性

从图5可以看出, 滤波器的动态响应特性非常接近实际的传递函数H (ω) 。当已知滤波器系数a和b时, 利用MATLAB的“filter”命令, 可以在给定输入信号的情况下快速给出相应输出的时间响应仿真结果。为了避免频率混叠现象, 输入信号的最大频率必须小于0.5倍滤波器的采样频率。因此, 必须用一个低通滤波器对输入信号进行滤波。图6为某一仿真的时间响应结果, 从图中可以同时看到作用在浮式结构物上的力 (输入信号) 与浮式结构物的运动 (输出信号) 的时间响应。

3 基于随机信号的附加质量和附加阻尼识别方法

随机信号拥有连续频谱, 这意味着所有频率下的附加质量和附加阻尼都能被求出。实际的实验数据通常含有噪声, 因此很难精确测量出输入信号F (t) 和输出信号z (t) 。但是, 可以假设噪声与输入、输出信号都不相关, 并假设只有输出信号会受到噪声干扰, 这样的情况如图7所示。图中VB是线性系统的实际输出信号, n (t) 是噪声干扰信号, zB是测试得到的输出信号。

因为输出信号受到噪声干扰, 可以用式 (3.1) [9]来计算传递函数, 如下:

$\hat{Η} (ω) = \frac{\hat{G}_{z f} (ω)}{\hat{G}_{f f} (ω)}$ (3.1)

Gzf (f) 是输入信号和输出信号的互功率谱密度, Gff (f) 是输入信号的功率谱密度。符号“^”表示该值为估计值。将方程 (3.1) 代入方程 (1.8) 得:

$\hat{Μ}_{a} (ω) = \frac{Re (\frac{1}{\hat{Η} (ω)} - Κ_{B})}{- ω^{2}} - Μ_{B}$ (3.2)

$\hat{C}_{a} (ω) - C_{B} = \frac{l m (\frac{1}{\hat{Η} (ω)} - Κ_{B})}{ω}$ (3.3)

4 仿真分析

本节以仿真为例, 来验证第3节所提出的附加质量和附加阻尼识别方法的正确性。设有一漂浮在无限水域中的圆柱体, 其半径a=0.5 m, 吃水深度Ls=1.88a, 水域深度h=15a。圆柱体本身的质量为738 kg, 浮式结构物刚度为7 704 N/m。

利用MATLAB的“randn”命令产生随机力信号f (t) , 用一个低通滤波器对其滤波, 然后施加到漂浮圆柱体上。圆柱体的运动可用第2节提出的方法进行仿真, 为了让仿真结果更为真实, 在输出信号里加上一定大小的噪声。施加力f (t) 和圆柱体垂荡方向上的运动zB (t) 结果如图6所示。谱密度用Welch’s方法求解, 同时用平均处理法和加窗法来减少随机误差。图8比较了在有、无噪声情况下附加质量和附加阻尼的实测与仿真结果, 该结果是由方程式 (3.2) 和式 (3.3) 计算得到。图8中实际的附加质量和附加阻尼用蓝线虚线表示, 仿真结果用黑色点表示。

从图8可以看出, 仿真求出的附加质量和附加阻尼与实际测得的附加质量和附加阻尼相吻合。从而说明本文提出的附加质量和附加阻尼的识别方法是可行的。同时从图8中可以看出:虽然噪声信号对计算结果造成一定的影响, 但是误差在可以接受的范围以内, 说明第3节提出的方法可以适用于实际项目中。

5 结论

在研究浮式结构物和入射波相互影响的水动力学问题时, 附加质量和附加阻尼是非常关键的参数。本文介绍了一种用滤波器来仿真浮式结构物时间响应方法。仿真结果说明滤波器的仿真方法简单、有效且精确较高, 同时推导出了附加质量和附加阻尼识别方法。通过仿真分析, 说明该方法能有效识别浮式结构物的附加质量和附加阻尼, 并且具有一定的工程实用性。

参考文献

[1]Yeung R W.Added mass and damping of a vertical cylinder in finite-depth water.Applied Ocean Research, 1981;3 (3) :119—133

[2]Bhatta D D.Computation of added mass and damping coefficients due to a heaving cylinder.J Appl Math&Computing, 2007;23 (1-2) :127—140

[3]Ermanyuk E V.The use of impulse response functions for evaluation of added mass and damping coefficient of a circular cylinder oscilla-ting in linearly stratified fluid.Experiments in Fluids, 2000;28:152—159

[4]Rodriguez C G.Experimental investigation of added mass effects on a Francis turbine runner in still water, Journal of Fluids and Struc-tures, 2006;22:699—712

[5]邹志利.水波理论及其应用.北京:科学出版社, 2005;85—120

[6]Falnes J.Ocean waves and oscillating system.Cambridge Cambridge University Press, 2002:118—142

[7]Proakis J G Digital signal processing:principles, algorithms, and ap-plications, Fourth Eddition.Prentice Hall, 1995:654—730

[8]MATLAB, The language of technical computing, The MathWorks Inc, Natick, MA.1997

浮式LNG装置适用标准探讨篇6

1 FLNG标准体系的划分和标准选用原则

FLNG标准体系按适用范围可分为国际法律法规、国际标准、国家法律法规、国家标准、行业标准和企业标准等[3]。按适用效力可分为法律法规、强制性标准规范、推荐性规范和设计指南等。设计遵守的优先次序是法律法规>强制性标准规范>推荐性规范>设计指南。

FLNG所采用的法律法规、标准和规范选用原则是[4~7]:①所选用标准的适用范围应在设计范围之内;②优先采用针对LNG行业和浮式装置建立的国家法律法规、国家强制性规范和标准、专用国家标准、行业标准;③无LNG和浮式装置国标、行标而有LNG和浮式装置相关的国际标准 (ISO) 的, 优先采用LNG和浮式装置国际标准;④无LNG和浮式装置国际标准的, 可采用企业标准、推荐性规范和设计指南等;⑤LNG相关标准, 优先采用顺序为:液化天然气标准、石油天然气标准、石油化工标准、一般通用标准。

2 国际FLNG标准现状

“运动状态”是FLNG与陆上LNG生产设施最大的区别所在, 陆上有关LNG的设计标准不能完全适用于FLNG, 进一步研究与FLNG相关的标准势在必行。

浮式装置的定义是浮于水面且系泊于海上的用于油气处理、储存及装卸的海上设施。FLNG作为浮式装置一个新分支, 目前, 国际上尚无针对FLNG的标准规范, 但与其相关的标准已比较成熟, 主要来自国际海事组织、国际船级社协会和各标准化组织制定的标准。

2.1 国际FLNG相关法规

国际海事组织 (IMO) 决定着船舶的法定标准, 是船舶工业最重要的强制性标准。IMO制定的公约 (规则) 是国际技术法规, 必须由各个缔约国通过履约和立法过程强制执行。国际海上人命安全公约 (SOLAS) 和国际船舶防污染公约 (MARPOL) 堪称“船舶工业最重要的强制性标准”, 因此FLNG都必须严格遵守, 见表1。

2.2 国际FLNG相关标准

FLNG方面的其它标准来自各国标准和世界标准化机构组织制定的相关标准, 主要包括各国国家标准、行业标准及造船企业标准等。

2.2.1 各国国家标准及法律法规

国际LNG方面的标准主要来自欧、美、日等国家和地区。欧洲与LNG相关的英国BS标准共16项, 其中被欧盟 (EN) 采用的BS标准有13项, 法国标准有14项, 内容涉及LNG的一般特性、设备及安装、低温管道、法兰、船岸交接、装卸臂试验和设计、防火等方面的标准, 此类标准中较为常用的是EN 1160《液化天然气的一般特性》和EN 1474《液化天然气设备安装、装卸臂试验和设计》已被我国国家标准等同采标, EN 1473《液化天然气的安装和设备陆上装置的设计》和EN 1532《液化天然气设备与安装船岸界面》被我国国家标准修改采标。

美国有关LNG的法律法规和系列标准涉及LNG的生产、储运、安全防火等多个方面。美国有关LNG项目设计、施工和安全方面的法律有1部 (即美国法典第49主题, 简称49UCS) , 联邦法规 (Code of Federal Regulations, 简称CFR) 有3部 (编号分别为49CFR193、33CFR127和33CFR165) , 国家标准有6项:ANSI/API 2530第1~3部分, ASTM D4784NFPA 57和NFPA 59A, 其中1~4项标准涉及LNG计量, 5~6项标准涉及LNG安全。NFPA 59A是世界各国LNG项目最常采用的LNG安全标准之一, FLNG可参考执行。

日本在LNG方面的标准和法规共10项, 大多集中在LNG接收站和港口航运等方面, 在LNG生产设施方面的标准相对较少。

2.2.2 国际各标准化组织标准

国际标准化组织 (ISO) 为协调各国的LNG标准化工作于2006年成立了标准化工作组 (WG10) , 收集到世界各国LNG标准约50多部。对天然气工业ISO各标准进行研究后, 对FLNG装置有参考价值的国际标准汇总, 涉及关键设备的应用及采购、海上管道系统设计和安装、海上装置风险评定等内容, 共12项, 见表2。表2未列入已被我国国家标准等同或修改采标天然气的分析和计量方面的ISO标准。

除国际标准化组织标准外, 国际电工协会IEC、美国材料与试验协会ASTM、美国石油学会API等相关标准也有一定借鉴价值。

2.2.3 世界各国船级社标准

欧美各家船级社是各国参与国际公约、规范和标准制定的重要技术支持机构, 是船舶技术、信息、规范的集大成者。欧美的船舶工业至今仍然保持着高端技术的船舶市场, 占据着部分液化天然气船舶 (LNG) 建造市场;另一方面, 多年来沉淀下来的工艺、技术、标准优势, 使欧美成为名符其实的全球船舶工业的技术中心、信息中心、规则制定中心。

欧洲船级社以挪威船级社 (DNV) 为代表, 其以船舶和海工技术见长, 其标准规范分3类:海上服务规范 (OSS) 、操作系统的海上标准规范 (OS) 及推荐做法 (RP) 。OSS共18项, OS共35项, RP共56项。针对FLNG的特殊性, 对DNV系列标准分析汇总, 见表3。

美国船级社 (ABS) 为世界船级社“三巨头”之一, 其在船舶机构材料、船用设备 (锅炉、压力容器、电站动力设施) 、船体构造与设备布置、管道材料与焊接等方面具备成熟的船舶和海洋工程设施规范。具体可参见美国《钢制船舶建造和入级规范》第1~7分册。

3 国内FLNG标准现状

我国的LNG行业发展较晚, 标准体系不够健全, 发布的国家和行业标准较少, 基本处于国际和国内标准并用时期。FLNG是国际天然气行业中的前沿产业, 是浮式装置的一个新分支, 尚未实现工业化, 国内尚无FLNG的法律法规、国家标准和行业标准。

3.1 国内FLNG相关法规

目前国内尚无针对FLNG的法律法规, 但一系列与LNG和浮式装置相关的环保和安全方面的法律法规, FLNG必须遵守, 详见表4。

3.2 国内FLNG相关标准

目前, 国内发布和前期研究的LNG国家和行业标准共33项, 分为通用标准、分析计量标准 (等同采标ISO) 、生产储运标准、安全标准和节能标准等。此类标准均是在借鉴国际和国外标准的基础上修订或者等同采用的, 尚不能满足LNG行业的需要。FLNG可参照的标准汇总见表5。

FLNG与传统LNG行业的主要区别体现在“浮式装置”。在浮式装置领域, 中海油一直走在行业前沿[8], 其制定的行业标准系统、全面, 涉及工艺、安全、消防等多个方面, 其中适用FLNG装置标准的见表6。

注:以上标准以现行有效版本为准

注:采标一致性程度及采用标准编号一栏中:IDT-等同采标, MOD-修改采标, GB-国家标准

在企业标准方面, 中海油走在国内LNG行业的前沿, 编制了27项企业标准, 以指导LNG项目的各阶段工作:前期研究、预可研和可研阶段、设计阶段、建设阶段、验收阶段和试生产运行阶段等。

4 结论

目前, 针对FLNG的标准体系尚为空白领域, 只能参照同类LNG装置或者FPSO的相关标准。国内针对LNG和FPSO的法律法规, FLNG必须强制执行;有关天然气和液化天然气的产品、分析计量和安全环保方面的国家标准较为成熟, FLNG可以采用;生产储运标准因海陆区别较大, 可结合LNG、FPSO国家和行业标准的同时, 参照国际LNG标准和各船级社等先进标准。

注:以上标准以现行有效版本为准

参考文献

[1]Wouter Pastoor, Kristine Lund, Trym Tveitnes.The LNG Producer-AGeneric Design with Great Adaptability[C].Offshore TechnologyConference 2009-OTC 19845.

[2]Van W W, Meek H J, Schier M.The generic LNG FPSO-A quick&cost-effective way to monetize stranded gas field[C]//SPE Asia Pa-cific Oil and Gas Conference and Exhibition 2008-“Gas Now:De-livering on Expectations”.Society of Petroleum Engineers, 2008:655-666.

[3]邢云, 刘淼儿.中国液化天然气产业现状及前景分析[J].天然气工业, 2009, 29 (1) :120-123.

[4]邢云.构建中国液化天然气产业法规标准体系[J].化工学报, 2009, 60 (S1) :1-9.

[5]陈赓良.对构建液化天然气产业标准体系的认识与建议[J].石油工业技术监督, 2007, 23 (3) :9-11.

[6]邢云.液化天然气标准产业的建立和完善[J].中国标准化, 2008 (11) :64-65.

[7]王楼明, 叶锐钧.我国液化天然气标准的现状和展望[J].石油工业技术监督, 2009, 25 (4) :23-24.

200平方浮式多功能平台设计篇7

1 工程设计

沿海使用, 载重大于200t, 设计使用年限20年, 设计尺寸约200m2, 用于海上承重基础, 隔板以及外壁采用轻骨料混凝土或新制材料, 纵骨以及肋骨采用钢筋混凝土。钢筋用HRB335或HRB400级, 由于海水具有腐蚀性, 混凝土等级需要采用较高等级, 混凝土采用高强轻骨料C40混凝土。

1.1 初步尺寸设计

初步设计海上浮箱平台尺寸为12m×18m=216m2, 高度为2m, 按考虑浮箱顶部以及底部混凝土的抗拉强度大小, 是否小于混凝土抗拉强度的标准值来进行验算。该文采用C40混凝土, C40混凝土的抗拉强度标准值为2.39 MPa。根据工程经验, 以及参考文献假定底板厚100 mm, 顶板厚100 mm, 侧板厚100mm。查阅相关文献以及我国的水泥船浮体, 要布设肋骨、纵骨、隔板, 经过实践发现肋距太大不经济, 规定[1]500~700mm为适宜, 这里初设为s1=500mm, 可设28根。纵骨间距为s2=2m。这里把浮箱纵骨设为固定值按截面面积100mm×2 000mm算, 既能充分发挥其抗拉能力, 又充当隔板作用, 可设5根。具体参数如表1、表2所示。

设计的水面线位置为1.8m, 当浮心到达1.8m时, 水平面距顶板还有0.2m, 剩余载重43.2t, 可知浮箱可以承载251.62-43.2=208.4t, 由此可知浮箱平台每平方的荷载值约为:208.4/18/12=10kN/m2。

2 求中垂中拱最大拉应力

2.1 横截面惯性矩

由AutoCAD, 求箱体横截面惯性矩, 如图1 所示。求得惯性矩:Ix=2 527 640 000 000

2.2 静水弯矩

DNV船舶入级规范[3]建议值:

浮箱剖面处中垂静水弯矩为

浮箱剖面处中拱静水弯矩为

式中, MSD为浮箱剖面静水弯矩, (kN·m) ;B为箱体的宽度, m;L为箱体的总长度, m;CB为方型系数;Cw可从表3中查。

由于箱体长L≤100m。故采用Cw=0.079 2L1=0.079 2×18=1.426

方型系数CB=▽/L1BT=18×12×1.8×12/ (18×12×1.8) =1

其中, ▽为排水体积, 顶板长度L1=18m, 宽度:B=12m, 浮心高度1.8m

由式 (1) 可知, 中垂静水弯矩

宽度:B=12m, 顶板长度L1=18m, 方型系数CB=1, Cw=1.426

由式 (2) 可知, 中拱静水弯矩

2.3 波浪弯矩

《船舶结构设计》[4]中给出了船体梁各横剖面的中拱波浪弯矩MW (+) 和中垂波浪弯矩MW (-) 的计算公式

式中, M为弯矩系数, 取1;L为计算船长, m;B为船宽, m;Cb为方形系数, 计算取值不应小于0.6;C为系数, 按表4各式计算。

由题设条件可知:

由式 (3) 可知, 中拱波浪弯矩

由式 (4) 可知, 中垂波浪弯矩

2.4 静水与波浪弯矩组合[2]及最大拉应力值

DNV (挪威船级社) 浮箱设计寿命周期为T=20年, 在计算过程中假设静水弯矩的平均到达周期为1/gs=10d, 波浪弯矩设计寿命周期内循环次数为108, 由实验数据可知中垂静水弯矩和波浪弯矩组合因子与船舶的主要尺寸要素无关;方形系数越大, 静水弯矩组合因子越小, 而波浪组合因子越大, 中拱时静水弯矩和波浪弯矩组合因子与方形系数有关。

通过参数分析, 并采用最小二乘法, 给出如下静水弯矩和波浪弯矩组合因子计算公式:中垂:

中垂静水弯矩组合因子

中垂波浪弯矩组合因子

中拱:

中拱静水弯矩组合因子

中拱波浪弯矩组合因子

故:中垂总弯矩=中垂静水弯矩+中垂波浪弯矩

两者取大值, 即M总1=-3 779kN·m

故:中拱总弯矩=中拱静水弯矩+中拱波浪弯矩

两者取大值, 即M总2=-3 782kN·m

根据中垂和中拱弯矩可求得开口箱体顶部和底部的拉应力如下

式中, σ1为开口箱体底部拉应力, MPa;σ2为开口箱体顶部拉应力, MPa;y1为中和轴到开口箱体底部的距离, mm;y2为中和轴到开口箱体底部的距离, mm;I为惯性矩, mm4;由上图可知:y1=1 000 mm, y2=1 000mm, I=2 527 640 000 000mm4。

当浮箱高度为H=2 m时, 浮箱顶部和底部抗拉强度均小于轻骨料混凝土C40抗拉强度标准值2.39 MPa, 因此满足要求。

3 浮箱的基本荷载估算

根据建筑设计标准[5]中, 风、海浪和波浪对漂浮物体的荷载进行计算。

工程环境是风浪六级, 查阅相关资料[6]风速V=14 m/s, 波长λ=210 m, 周期T=16s, 水面线h=1.8m, 波高h1=4m, 水流速度v=2m/s, T/λ=0.08s。

3.1风的作用

风的作用对漂浮物体的荷载之横向分力Rx和纵向分力Ry, 应当利用以下公式确认

式中, Fx和Fy分别为浮体外廓的侧面水下面积和正面水下面积 (均以m2计) ;Wx和Wy分别是通航期内保证率为2%的风速的横向分速和纵向分速, 取值14m/s (均以m/s计) ;γ取1。

3.2 海流的作用

海流的作用对漂浮物体的荷载的横向分力Rx和纵向分力Ry, 应当用以下公式确定

式中, Fx′和Fy′分别为浮体外廓的侧面水下面积和正面水下面积 (均以m2计) ;ux和uy分别为通航期内, 保证率为2%的海流流速之横向分速和纵向分速, 都取值2m/s (均以m/s计) 。

3.3 波浪的作用

浮船坞或与系泊船舶相连的浮在水中的缆索, 其在波浪作用下所受横向荷载的变幅A1和纵向荷载的变幅A2 (均以kN计) , 应当用以下公式确定

式中, k为系数, 按图查取, 而图2中的T是漂浮物体的吃水深度 (m) , 在计及海涌的三元性时, 可根据实验室数据或原型观测数据, 把由图2中所得的k值降低。h为波系中, 保证率为5%的波浪高度 (m) , Fx′和Fy′分别为浮体外廓的侧面水下面积和正面水下面积 (均以m2计) 。

所以在x方向整体受力为F1=4.8+77.8+972=1 055kN

在y方向受力为F2=2.1+51.8+648=702kN

故在x方向单位平米大约的受力为1 055/ (18×1.8) =33kN/m2

故在y方向单位平米大约的受力为702/ (12×1.8) =33kN/m2

因此外壁在外力的作用下受力大约为33kN/m2

4 利用有限元结构分析

建立三维立体模型, 在侧壁x、y方向加33kN/m2的荷载, 在底板施加18kN/m2, 在顶板施加10kN/m2, 进行有限元结构分析如图3~图8。

由图4可知在自重的作用下, 最大位移0.46mm, 最大拉应力0.88MPa。由图5可知顶板在10kN/m2荷载的作用下, 最大位移为0.85mm, 顶板最大拉应力1.65 MPa。由图6可知底板在18kN/m2荷载的作用下, 最大位移0.59mm底板最大拉应力1.38 MPa。由图7可知侧板X方向在33kN/m2荷载的作用下, 最大位移0.4mm, 最大拉应力为2.33 MPa。由图8可知侧板Y方向在33kN/m2荷载的作用下, 最大位移0.29mm, 最大拉应力为1.41 MPa。

由以上有限元分析可知, 最大拉应力为2.33MPa, 小于C40混凝土的抗拉强度标准值2.39 MPa, 满足要求。

6 结论

a.浮箱多功能平台的设计, 主要是根据当地海域的波浪条件, 如果海浪条件不同, 则所得的结构模型也不相同。文中所求的外荷载是根据相关规范和相关公式计算, 所得应力弯矩都是在最不利作用下求得, 具有可靠性和安全性。

b.200平方浮体平台, 可以用于海上房屋建筑基础, 其中隔舱为2m×3m, 分为36个, 如果外舱在撞击或过大荷载冲击下破坏, 其他舱仍具有抗沉性。如果在中间舱设洞口, 则可以储藏物体, 充分运用空间。

参考文献

[1]钢丝网水泥农船设计中几个问题的探讨[J].建筑材料工业, 1963, 21:20-22.

[2]孙海虹, 肖桃云, 吴秀恒.船舶静水弯矩和波浪弯矩组合因子的计算和分析[J].武汉交通大学学报, 1998, 22:591-592.

[3]DNV, 挪威船舶入级规范[S].

[4]谢永和, 吴剑国, 李俊来.船舶结构设计[M].上海:上海交通大学出版社, 2011.

[5]СНиП.苏联建筑标准与规范[S].

与众不同的“双浮式盘根盒” 篇8

为了对治油井光杆普遍存在的“偏磨”现象, 有关单位或有关人士研制了多种盘根盒。这些盘根盒有的只是起到减缓偏磨的作用, 有的只是从理论上证实其可行性, 但都缺乏实际效果的验证。 (实际效果的验证至少需5年以上) 所以, 但就效果而言应该说都不尽人意的, 都不能从根本上彻底根除偏磨现象的发生。而“双浮式盘根盒”与所有的盘盒都截然不同, 对于不同之处将分别阐述。

1 对产生偏磨原因的分析不同

盘根盒是光杆与油管之间的连接部件, 当光杆出现偏磨现象时, 究竟是光杆偏了?还是油管偏了?应该说其它所有的盘根盒都是在试图校正光杆。因为所有的盘根盒无论在内部结构上怎样变化, 但就其工作空间是不变的 (工作空间见下图) 。在这个不变的工作空间里, 光杆的中心线就必须与油管的中心线重合, 而现实当中的光杆与油管的中心线却是不重合的。这时就需要一个中心向另一个中心靠拢, 而能动的却只有光杆, (在光杆横向施加一个外力, 光杆可在径向上移动距离。) 而油管是不动的。而我则认为光杆是正的, 理由是, 根据力学中的一个定义可知:重力的方向垂直向下。光杆下坠着十数吨的重量, 可以满足定义中的条件, 而垂直就是正的。“双浮式盘根盒”根据这一分析就制成了可变工作空间。 (如下图)

不变的工作空间只有一个中心, 势必要对光杆进行径向移动, 而光杆本身下部具有十数吨的重量, 必然有一个相反的作用力的存在, 有这个力的存在, 相互磨擦在所难免。在安装、或拆除盘根盒时的现象更能说明这一点:在安装盘根盒时, 必须有几个人同时对盘根盒在横向上施加一个外力, 才能将盘根盒对正位置, 然后进行安装。在拆除盘根盒时, 当将盘根盒的丝扣拧完后, 盘根盒就会在横向上被弹出一个距离。而可变的工作空间可以有多个中心的存在, 也就是说, 光杆可以有自己的中心, 油管也可以有自己的中心, 在安装时也不必在横向上施加外力。在拆除时盘根盒也不会被弹出。

2 处理偏磨的方法不同

所有其它盘根盒所采取的方法离不开校正, 校正就是对抗, 就是损伤。而“双浮式盘根盒”采用的方法是用空间进行调节, 因为通过上面的分析知道了光杆是正的。光杆虽然可以动 (施加横向力可以动) 但却不能动。而油管应该动 (因为油管是偏的) 但却动不了。所以采取用空间调节两个偏差的方法进而达到和谐统一。

3 结构的不同

“双浮式盘根盒”与其它盘根盒在结构上首先是工作空间的区别。其它盘根盒的工作空间是不变的, 而“双浮式盘根盒”的工作空间是可变的。 (如上图所示) 根据盘根盒的底部缝隙的变化可直接知道该井偏差的大小。底部状况如图:

该盘根盒底部的缝隙不均不是安装的失误, 也不是人为的故意, 而是盘根盒在安装时自动调整的结果

“双浮式盘根盒”用过的旧盘根形状规矩整齐, 像这种形状的盘根在油田上实难一见。如我队有油井三百多口, 像这种盘根一口也找不到。而上图的另一种盘根却比比皆是。从这种盘根上可以看出, 它磨损的部位有的深, 有的浅。从中也不难看出盘根在盘根盒里有翻转, 而盘根之所以翻转是由于光杆在盘根盒里不正的缘故, 但即使是这种盘根也不是偏磨情况最差的油井所产生的, 它仍然属于偏磨在3㎜以下的一些油井所产生的。而偏磨在3㎜以上的油井所用的盘根剩下的部分都非常的短。具粗略的调查, 有的油井的偏磨可以达到7㎜。“双浮式盘根盒”在设计上可以校正偏磨10㎜, 可以校正角度5°。

5 管井工在操作上感觉的不同

(1) 对于其它盘根盒在安装新盘根时不容易, 拆旧盘根时又非常困难。因为这种现状, 在技术革新的活动中又有许多拆装盘根的工具被推广使用。而“双浮式盘根盒”在使用时装新盘根容易, 在拆旧盘根时, 只要有一个扁起子就能完成工作。状况分析:安装新盘根不容易是因为光杆在盘根盒内不正, 导致光杆与盘根盒左右缝隙出现差异。在加装新盘根时就要用力迫使光杆改变原来的位置, 而光杆下面是十数吨重的重量, 因此加装新盘根的工作显然不会很轻松。拆旧盘根时, 由于光杆不是在盘根盒的正中, 所以旧盘根在磨损的过程中径向会出现一侧宽一侧窄的现象, 而轴向的上下状况却是相反的。例如, 上面的盘根磨的较多, 缝隙较窄, 而下面的盘根恰恰相反, 磨的较少, 盘根剩余的较宽。这样, 将较宽的盘根从较小的缝隙取出, 自然就比较困难。而“双浮式盘根盒”由于光杆完全处于盘根盒的中心, 所以就没有以上情况的发生。

(2) 其它盘根盒当盘根在运行一段时间后, 就会出现液体“泄露”现象, 这时管井工操纵盘根盒上的手柄顺时针拧动, 就会较为轻松的 (有弹力的感觉) 将盘根盒上盖拧紧, 当盘根盒上盖被拧紧后又会出现光杆过热烫手或光杆一侧出现变色现象。而《双浮式盘根盒》在拧动过程中必须要用较大的力量, (感觉就像压在木头上) 而光杆不会出现过高的温度, 更不会出现光杆变色现象。状况分析:当盘根 (抽油机皮带) 一圈一圈的叠加在盘根盒内时, 这时的盒内已基本上被橡胶物质充满, 使用一个不很大的力量是无法将其改变现有形状的, 之所以很轻松的能够将其拧动, 是因为光杆不在盘根盒的中心, 盘根也无法填满盘根盒的空间, 所以在拧动盘根盒手柄时就感觉其内部有弹力。而光杆过热或光杆变色是由于光杆不与盘根盒同心, 在外力的作用下, 光杆就会与盘根盒的底部靠紧而发生摩擦, 摩擦使光杆表面温度迅速生高。

(3) “双浮式盘根盒”在运行一定的时间后, 盘根的长度不会变短, 而其它盘根盒的盘根在运行一定的时间后, 盘根的长度会变短, 对胶圈类的盘根也会减少。状况分析:盘根长度的变短和胶圈的减少是因为盘根被运行的光杆抽到回油管线里, 在中转站的油泵过滤器里就可以找到大量的盘根及胶圈。盘根盒与光杆的缝隙是一个毫米, 而盘根或胶圈是七至十毫米, 七至十毫米的盘根是怎样从一个毫米的缝隙中漏出去的呢?这是因为盘根盒的底部被磨出了较大的缝隙, 所以才出现了以上的现象。从这一现象中也可以看出, 偏磨较为严重的油井并不在少数。而“双浮式盘根盒”由于没有了偏磨现象, 因而盘根不会漏失。

6“双浮式盘根盒”在一根光杆上实验八年, 光杆现已使用十一年, 实验时间之长效果之好是其它盘根盒无法比拟的。 (实验井如下图)

该井光杆安装于2000年, 到2004年, 盘根的寿命只有20天左右, 准备换杆。在没有换杆的情况下, 安装了“双浮式盘根盒”。盘根的寿命达到了七个月。至今, 光杆已使

用十一年。 (这也是衡量油井是否偏磨的又一证据) 。

该实验井于2011年10月28日改型为螺杆泵井。至此, 实验结束。实验得到的结果是:正常使用的光杆寿命可在十年以上, 但它得到的只是一个现在结果, 而不是最终的结果。

按使用的情况推断:光杆正常使用寿命应在十五年。理由有二:

理由一:在安装“双浮式盘根盒”时, 光杆已如图所示, 表面非常粗糙, 盘根的使用寿命只有二十天。如果实验初期使用的是新光杆, 光杆的寿命是否应该还会继续增加?

理由二:实验的中断并非由于光杆本身的原因, 而是由于要改装螺杆泵井, 所以光杆还有继续使用的余地。余地还有多少呢?

浮式网架结构篇9

4月30日,中国内地第一艘完全自主设计并建造的30万吨级海上浮式生产储油船(FPSO)“海洋石油117”号在上海外高桥造船有限公司命名交付｡该船是目前世界上建造的最大海上浮式生产储油船之一,“海洋石油117”号的船东是美国康菲石油公司的子公司康菲石油中国有限公司,建成后将成为中国渤海海域蓬莱“一九-三”油田最大的油水气处理加工中心｡

“海洋石油117”号船体为双底双壳结构,船长323米,型宽63米,相当于3个标准足球场的面积｡型深32.5米,从船底到烟囱的距离有71米,相当于24层楼的高度｡该船满载吃水20.8米,日加工19万桶合格原油,储油量为200万桶,配有140人工作居住的上层建筑及直升飞机平台｡

该船通过安装在船首的软钢臂单点系泊装置,长期系泊于固定的海域,对海底原油进行油水气处理､储存和外输,设计寿命25年,可抵御百年一遇的海况,入挪威船级社?穴DNV?雪｡

“海洋石油117”号于五月上旬拖航至新加坡进行上部模块的总组｡计划于2008年底投入运营｡

能清除海底垃圾的新型清扫船

日本工程船协会在日本船舶振兴协会的资助下,研制成功一种能清除海水中和海底垃圾的新型清扫船｡海中垃圾以海底的积聚量最大,单纯依靠人力是无法回收的｡这种用于回收水中和海底垃圾的工程船,能在波浪中行驶,可在很深的水域内进行清扫作业,回收一般的垃圾､金属片､碎玻璃以及很小的瓶盖等｡这种工程船预计需求很大,有关单位和环保组织均感兴趣｡

船用机器人焊接系统

瑞典一家公司研制成一种船用机器人焊接系统｡该系统由两台机器人组成一个完整的焊接单元,单元的外部尺寸为长20米､宽4米､高2.7—4米｡在该单元内可进行主要的船体构件､上层建筑构件､甲板分段内板加强构件的焊接与装配工作｡两台机器人悬挂在由21米长门框架支撑的向前凸出的钢臂上,可进行上下､左右､前后方向的运动｡整个焊接单元由7根柱子支撑,安全可靠｡

使用这种机器人焊接系统,不仅能大大减轻工作人员的劳动强度,而且还能提高焊接质量｡

新型喷枪洗舱机

英国一家公司制造了一种新型的喷枪洗舱机,适用于小型油船､混装船和化学品船｡

洗舱机可作为单喷嘴自撑式喷枪,也可在不同高度上设置2—3个单喷嘴的多方位喷枪｡它以一种螺旋方法冲洗货舱,清洗效果良好｡螺旋清洗方式是通过从预清洗(快速清洗)到密集状态,以及清洗的四个可调清洗程序(俯仰角)进行的｡在设备的顶部装有俯仰角控制器,清洗程度在清洗前甚至在清洗中均可进行选择和调整｡喷嘴在垂直和水平方向上均可调整｡

船体自动打磨新工艺

日本川崎重工业公司用自动打磨机打磨船首区域水下外板焊道表面,使打磨工时比过去采用砂轮手工操作缩短了70%左右｡

近年来,船东为了提高大型船舶的推进效率以节省燃料,要求造船厂把船首区域流水线以下部分的外板(包括舷侧板､舭部转圆板和外底板)上的焊道加工处理成与板面齐平｡船厂通常采用砂轮手工打磨方法,但由于工作量大,不仅费时,而且粉尘多,加上船底板上的焊道要仰向作业,作业人员极易疲劳,难以持续工作,以致效率很低｡为此,日本川崎重工神户造船厂引进一种电动的砂轮打磨机进行自动打磨｡

这种自动打磨机能借助控制装置规定一次的打磨厚度,并自动地依次进行打磨,经四五次反复加工而把焊道磨平,焊道磨平后能自动停机｡

俄建成新一代955型战略导弹核潜艇

据俄媒体报道,俄已建成新一代955型战略导弹核潜艇“尤里·多尔戈鲁基”号,已完成了系泊试验,并在4月中旬开始进行海上各项鉴定性的试航试验｡

该型核潜艇最大的特点是,装有能制约任何对手的最新研制的“布拉瓦”分导式多弹头洲际弹道导弹(SS-N-28),这种导弹在技术上要领先美国10-15年｡