基于水平濕拖的TLP平臺(tái)張力腿現(xiàn)場扶正數(shù)值模擬

苗春生，孫 錕，葉永彪，石錦坤，陳曉東

(深圳海油工程水下技術(shù)有限公司，廣東 深圳 518067)

基于水平濕拖的TLP平臺(tái)張力腿現(xiàn)場扶正數(shù)值模擬

苗春生，孫 錕，葉永彪，石錦坤，陳曉東

(深圳海油工程水下技術(shù)有限公司，廣東 深圳 518067)

TLP平臺(tái)張力腿安裝方法有豎直安裝和水平安裝。以一TLP平臺(tái)張力腿為例，基于張力腿水平濕拖安裝方法，采用OrcaFlex軟件建立扶正分析模型，數(shù)值模擬了張力腿現(xiàn)場扶正過程，研究分析了張力腿在不同海洋環(huán)境和吊機(jī)纜繩釋放速度等參數(shù)下的動(dòng)力響應(yīng)，并在此基礎(chǔ)上進(jìn)行了集束扶正分析，根據(jù)安裝接受標(biāo)準(zhǔn)確定了合適的扶正作業(yè)天氣窗口。模擬分析結(jié)果表明：在扶正過程中，浪向/流向、波高、流速對(duì)張力腿應(yīng)力影響顯著；吊機(jī)纜繩張力對(duì)浪向/流向、流速敏感；吊機(jī)纜繩釋放速度對(duì)張力腿應(yīng)力和吊機(jī)纜繩張力影響微弱。

張力腿安裝；水平安裝方法；扶正分析；OrcaFlex模擬；張力腿平臺(tái)

張力腿平臺(tái)(tension leg platform, 簡稱TLP)因其張力腿式系泊系統(tǒng)，具有較好的升沉運(yùn)動(dòng)性能，在海洋油氣開發(fā)中獲得了廣泛應(yīng)用。早期張力腿分段儲(chǔ)存在TLP如Hutton、Snorre的某些艙室內(nèi)，和平臺(tái)一起運(yùn)輸?shù)桨惭b地點(diǎn)；Jolliet 和Heidrun平臺(tái)張力腿則采用陸地焊接，經(jīng)過表面濕拖、現(xiàn)場扶正完成安裝；除了Jolliet和Heidrun平臺(tái)，大部分TLP的張力腿使用重型起重船豎直逐節(jié)連接下放[1-3]。由于重型起重船租金成本高、數(shù)量有限，這種安裝方式易給TLP項(xiàng)目帶來成本和工期的挑戰(zhàn)。另外，張力腿分段長度受到吊機(jī)吊高的限制，而隨著作業(yè)水深的增加，需要連接的張力腿分段數(shù)量增加，進(jìn)一步增大作業(yè)風(fēng)險(xiǎn)和作業(yè)成本。

為了降低作業(yè)風(fēng)險(xiǎn)和成本，相關(guān)學(xué)者研究了張力腿水平安裝方法。Ishikawa等[4]利用數(shù)值仿真和模型實(shí)驗(yàn)的方法對(duì)張力腿的水平濕拖和現(xiàn)場扶正進(jìn)行研究。Galgoul[5]基于Auger平臺(tái)張力腿的參數(shù)，進(jìn)行張力腿集束濕拖和單根現(xiàn)場扶正方案研究，探討了這種水平濕拖扶正安裝方法的可行性。Li等[6]提出了一種水平安裝張力腿的方法。這種方法采用水平方式在駁船上進(jìn)行逐節(jié)組裝，通過駁船尾部托管架逐節(jié)拖曳入水，直至完成整個(gè)張力腿的組裝和入水，然后拖曳到作業(yè)地點(diǎn)進(jìn)行扶正操作，最后完成底部與樁基連接和上部臨時(shí)浮筒安裝工作。

對(duì)于張力腿水平濕拖安裝方法，必須要考慮張力腿整體濕拖的可行性，其中濕拖疲勞損傷評(píng)估和扶正可行性評(píng)估是這種安裝方法兩個(gè)重要的關(guān)鍵力學(xué)問題。對(duì)于濕拖疲勞損傷評(píng)估，可通過OrcaFlex軟件模擬，計(jì)算給定海況和拖航速度下，張力腿濕拖的動(dòng)力響應(yīng)，然后利用雨流計(jì)數(shù)法和S-N曲線計(jì)算得到張力腿的疲勞破壞，其中浮筒的分布、波高、浪向、拖航速度等因素均會(huì)影響張力腿的累積疲勞破壞程度[7]。對(duì)于張力腿扶正可行性評(píng)估，扶正是一個(gè)細(xì)長體結(jié)構(gòu)的大變位過程，其受力特性區(qū)別于正常服役時(shí)，一旦在扶正過程中發(fā)生破壞，后果嚴(yán)重。為此以某油田張力腿平臺(tái)為例，開展水平濕拖后張力腿現(xiàn)場扶正的研究工作，通過數(shù)值方法模擬張力腿扶正過程，研究分析其在不同海洋環(huán)境和吊機(jī)纜繩釋放速度等參數(shù)下的動(dòng)力響應(yīng)，并給出合適的扶正作業(yè)天氣窗口，為張力腿的水平安裝分析提供參考。

1 扶正分析模型

1.1扶正過程

區(qū)別于豎直逐節(jié)連接和托管架下放的安裝方法，水平濕拖安裝方法首先在陸地進(jìn)行單根張力腿的預(yù)制和焊接，將單節(jié)鋼管連接成整根張力腿，再使用兩艘拖輪連接單根張力腿的首尾兩端，水平拖航至目標(biāo)油田后，然后進(jìn)行張力腿的扶正，并安裝至海底樁基中。對(duì)于張力腿扶正安裝，其過程描述如下(如圖1所示)：

1)主輔安裝船和主尾拖船完成張力腿的交接，完成扶正相關(guān)準(zhǔn)備工作；

2)主輔安裝船吊機(jī)分別連接張力腿頂端和底端，同步釋放絞車?yán)K索和移動(dòng)輔安裝船；

3)當(dāng)張力腿完全扶正，最終處于直立狀態(tài)，由ROV解脫張力腿下端連接索具；

4)解脫張力腿剩余拖航浮筒，并在張力腿頂端安裝臨時(shí)支撐浮筒(tendon support buoy, 簡稱TSB)；

5)主安裝船移動(dòng)到海底基礎(chǔ)上方，完成張力腿與海底基礎(chǔ)的連接。

圖1 張力腿現(xiàn)場扶正示意Fig. 1 Tendon upending illustration

1.2張力腿結(jié)構(gòu)

TLP系泊系統(tǒng)張力腿個(gè)數(shù)一般為4×4、4×3、4×2、3×2[1]，主要取決于平臺(tái)上部結(jié)構(gòu)形式、排水量和作業(yè)水深等，以4×3、4×2形式居多。單根張力腿一般由頂部連接構(gòu)件(tendon top section, 簡稱TTS)、主體(main body, 簡稱MB)及連接件(tendon connector)和底部連接構(gòu)件(tendon bottom section, 簡稱TBS)組成。張力腿頂端通過頂部構(gòu)件連接至平臺(tái)主體，下端通過底部構(gòu)件與樁基連接。最早Hutton平臺(tái)張力腿主體構(gòu)件使用薄壁鑄造管道，兩端帶有螺紋，現(xiàn)在主要使用莫林機(jī)械連接器實(shí)現(xiàn)連接[2]。主體構(gòu)件管道管徑和壁厚的確定盡可能使浮力接近中性以便于安裝。對(duì)于淺水平臺(tái)，可使用均一壁厚的鋼管；對(duì)于深水平臺(tái)，考慮使用變壁厚或者變外徑的鋼管或者高強(qiáng)復(fù)合材料[8-9]。某油田TLP平臺(tái)每根張力腿均為常壓鋼質(zhì)圓管，其外徑為40英寸，頂部構(gòu)件和底部構(gòu)件的壁厚為1.6英寸，而主體鋼管結(jié)構(gòu)的壁厚為1.5英寸，單根張力腿長度約為371.495 m。計(jì)算模型的每一段構(gòu)件的長度、彎曲剛度、軸向剛度和扭轉(zhuǎn)剛度等信息如表1所示。

表1 張力腿計(jì)算模型參數(shù)Tab. 1 TLP tendon numerical model parameters

1.3扶正模型

張力腿扶正靜力和動(dòng)力分析所采用的軟件為OrcaFlex 9.8d[10]。扶正模型包括：主安裝船(main installation vessel, 簡稱MIV)、輔安裝船(secondary installation vessel, 簡稱SIV)、單根張力腿、浮筒、MIV吊機(jī)纜繩、SIV吊機(jī)纜繩釋放絞車等，如圖2所示。

圖2 張力腿扶正分析模型Fig. 2 Tendon upending analysis model

單根張力腿具有負(fù)浮力，為了維持濕拖過程中張力腿在水中的位置和較低的應(yīng)力，設(shè)置5個(gè)浮筒：首尾兩個(gè)，中間三個(gè)。在現(xiàn)場扶正操作之前，拆除首尾兩個(gè)浮筒，因此扶正模型中間浮筒參數(shù)說明如表2所示。

表2 中間浮筒參數(shù)Tab. 2 Middle buoy parameters

2 扶正分析方法

2.1系統(tǒng)控制方程

整個(gè)系統(tǒng)的控制方程：

式中：M(p,a)為整個(gè)系統(tǒng)所受到的慣性力；C(p,v)為整個(gè)系統(tǒng)所受到的阻尼力；K(p)為整個(gè)系統(tǒng)所受到的回復(fù)力；F(p,v,t)為整個(gè)系統(tǒng)受到的外部載荷；p，v，a分別為位移、速度、加速度矢量；t為時(shí)間。

整個(gè)系統(tǒng)的研究對(duì)象為包括張力腿在內(nèi)的細(xì)長體結(jié)構(gòu)，采用集中質(zhì)量法將細(xì)長體結(jié)構(gòu)劃分為多段，每段有兩個(gè)質(zhì)量點(diǎn)，每一分段的質(zhì)量、重量、浮力等性質(zhì)的一半分別施加到兩端的質(zhì)量點(diǎn)上，質(zhì)量點(diǎn)之間采用自由伸縮且可以扭轉(zhuǎn)的彈簧相連模擬軸向剛度和扭轉(zhuǎn)剛度，分段和質(zhì)量點(diǎn)之間采用轉(zhuǎn)動(dòng)彈簧模擬彎曲剛度[11]。海洋環(huán)境作用在細(xì)長體結(jié)構(gòu)和浮筒的載荷可劃分為慣性力項(xiàng)和拖曳力項(xiàng)，采用莫里森公式計(jì)算，Cd和Cm取值參考DNV RP H103(2014)附錄A和附錄B規(guī)定選取。輔安裝船吊機(jī)纜繩采用張力絞車和線結(jié)構(gòu)的組合定義。主輔安裝船以運(yùn)動(dòng)邊界形式作為輸入數(shù)據(jù)，需輸入指定浮態(tài)下的RAO運(yùn)動(dòng)數(shù)據(jù)。海洋環(huán)境僅考慮波浪和海流的作用，波浪和海流的方向設(shè)置相同。波浪采用規(guī)則波和不規(guī)則波兩種方式進(jìn)行定義，具體見小節(jié)2.4。

靜力分析可分為兩個(gè)步驟：1)給定主輔安裝船的初始位置，并為細(xì)長體結(jié)構(gòu)選擇合適的空間形態(tài)計(jì)算方法(如懸鏈線方法)，從而計(jì)算獲得系統(tǒng)初始空間形態(tài)；2)在考慮所有外力載荷作用之后進(jìn)行全靜力分析，由初始空間形態(tài)不斷迭代更新位置，進(jìn)而消除在自由物體(如質(zhì)量點(diǎn)、浮筒等)上的不平衡力，確定系統(tǒng)的最終靜態(tài)平衡空間形態(tài)。

動(dòng)力分析以靜力分析計(jì)算結(jié)果作為初始輸入，推薦采用隱式積分方法，選取合適的時(shí)間步長，在每個(gè)時(shí)間步長不斷迭代計(jì)算系統(tǒng)的空間形態(tài)，充分考慮了幾何非線性因素，包括波浪載荷和接觸載荷等的空間變化，從而獲得整個(gè)系統(tǒng)的響應(yīng)時(shí)間歷程。

2.2分析步驟描述

扶正開始時(shí)張力腿處于水平狀態(tài)海平面以下15 m附近，主安裝船的位置和吊機(jī)纜繩長度保持不變；然后輔安裝船勻速不斷釋放吊機(jī)纜繩，并以一定的速度向主安裝船靠近。為了考慮吊機(jī)纜繩的下放長度變化，對(duì)于任一環(huán)境工況，時(shí)域計(jì)算分為6個(gè)步驟進(jìn)行，如表3所示。

表3 分析步驟描述Tab. 3 Analysis step description

2.3主輔安裝船舶

主輔安裝船的主尺度參數(shù)如表4所示。

表4 安裝船舶主尺度Tab. 4 Main parameters for installation vessels

在執(zhí)行動(dòng)力分析時(shí)，船舶運(yùn)動(dòng)邊界條件僅考慮各自的一階波浪運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，規(guī)則波所輸入的船舶6個(gè)自由度運(yùn)動(dòng)響應(yīng)可表示為

其中，x為船舶運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，R、φ為RAO幅值和相位，a、ω分別為波幅和頻率，t為時(shí)間。

不規(guī)則波下船舶的6個(gè)自由度運(yùn)動(dòng)響應(yīng)可以通過多個(gè)不同的規(guī)則波下船舶運(yùn)動(dòng)的疊加確定。

2.4海洋環(huán)境

該油田作業(yè)水深為405～408 m，分析中波浪參數(shù)：平均跨零周期(Tz)5～8 s、有效波高(Hs)1.5～2.5 m。

由于扶正操作中張力腿易受到海流和內(nèi)波的影響(這里以孤立流的形式考慮內(nèi)波)，故分析時(shí)使用一年一遇海流和一年一遇孤立流，見圖3。以主安裝船為參考，定義浪向如圖4所示。

圖3 流速剖面Fig. 3 Current profile

圖4 波浪方向Fig. 4 Wave direction

2.5安裝接受標(biāo)準(zhǔn)

1)張力標(biāo)準(zhǔn)

在扶正過程中，要求主輔安裝船的吊機(jī)纜繩最大張力不超過船舶作業(yè)能力。

2)應(yīng)力標(biāo)準(zhǔn)

在扶正過程中，要求張力腿的最大應(yīng)力不超過 0.6 倍的應(yīng)力屈服極限[12-13]。

3 分析結(jié)果

3.1海況敏感性分析

圖5至圖7為單根張力腿扶正不規(guī)則波和規(guī)則波下對(duì)比結(jié)果。不規(guī)則波計(jì)算結(jié)果較為光順，規(guī)則波計(jì)算結(jié)果偏于保守。根據(jù)規(guī)則波計(jì)算結(jié)果，適合現(xiàn)場扶正的作業(yè)窗口為有效波高在2.0 m以下、0°-30°和150°-180°浪向、一年一遇流。張力腿應(yīng)力對(duì)波高和環(huán)境方向的變化敏感，而主輔安裝船吊機(jī)纜繩最大張力對(duì)環(huán)境方向的變化敏感。橫浪時(shí)這三項(xiàng)結(jié)果均比順浪時(shí)要大。由圖8可知，扶正剛開始時(shí)，張力腿處于水平狀態(tài)，此時(shí)張力腿最危險(xiǎn)，易出現(xiàn)應(yīng)力極值。由圖9可知：在橫浪作業(yè)情形下，扶正剛開始時(shí)，輔安裝船吊機(jī)纜繩系統(tǒng)可能會(huì)發(fā)生共振，導(dǎo)致張力極值出現(xiàn)；在扶正即將結(jié)束時(shí)，主安裝船吊機(jī)纜繩系統(tǒng)可能發(fā)生共振，導(dǎo)致張力極值出現(xiàn)。

圖10說明了扶正時(shí)海流對(duì)于張力腿應(yīng)力的影響。降低海流流速，可以改善張力腿最大應(yīng)力；一年一遇孤立流作業(yè)工況較一年一遇流作業(yè)工況，更為危險(xiǎn)。考慮孤立流的影響，適合現(xiàn)場扶正的作業(yè)窗口為有效波高在2.0 m以下、0°-15°和165°-180°浪向。

圖5 張力腿最大應(yīng)力Fig. 5 Tendon maximum mises stress

圖6 主安裝船吊機(jī)纜繩最大張力Fig. 6 Maximum crane tension of MIV

圖7 輔安裝船吊機(jī)纜繩最大張力Fig. 7 Maximum crane tension of SIV

圖8 張力腿不同分析步驟的最大張力Fig. 8 Tendon maximum mises stress for each step

圖9 主輔安裝船不同分析步驟的吊機(jī)纜繩最大張力Fig. 9 Maximum crane tension of MIV/SIV for each step

圖10 不同海流工況下張力腿最大應(yīng)力Fig. 10 Tendon maximum mises stress under different current conditions

圖11 不同吊機(jī)纜繩釋放速度下張力腿最大應(yīng)力Fig. 11 Tendon maximum mises stress under different payout rates of crane wire

3.2吊機(jī)纜繩釋放速度敏感性分析

基于一年一遇流，進(jìn)行吊機(jī)纜繩釋放速度敏感性分析，結(jié)果如圖11～13所示。張力腿最大應(yīng)力、主輔安裝船吊機(jī)纜繩最大張力對(duì)吊機(jī)纜繩釋放速度的變化不敏感。當(dāng)釋放速度增大時(shí)，張力腿最大應(yīng)力略有增大，輔安裝船吊機(jī)纜繩最大張力略有減少，主安裝船吊機(jī)纜繩最大張力幾乎不變。

圖12 不同吊機(jī)纜繩釋放速度下主安裝船吊機(jī)纜繩最大張力Fig. 12 Maximum crane tension of MIV under different payout rates of crane wire

圖13 不同吊機(jī)纜繩釋放速度下輔安裝船吊機(jī)纜繩最大張力Fig. 13 Maximum crane tension of SIV under different payout rates of crane wire

3.3集束扶正分析

由于張力腿是單根拖航安裝，當(dāng)張力腿數(shù)量較多時(shí)，工期會(huì)比較長，滿足操作要求的海洋環(huán)境條件作業(yè)窗口難以控制。為此提出“集束水平濕拖+現(xiàn)場扶正”的安裝方式[5,14]。這里將兩根張力腿連接為一組，以實(shí)現(xiàn)一側(cè)立柱位置所有張力腿一次性扶正安裝。每組張力腿之間用兩個(gè)橫撐固定，保證張力腿截面中心距離與立柱上張力腿接口中心距離及海底張力腿基礎(chǔ)中心距離相等。在張力腿底部附近設(shè)置一個(gè)橫撐，在張力腿頂部附近設(shè)置另外一個(gè)。

圖14和圖15，為一年一遇流下集束扶正分析結(jié)果。根據(jù)不規(guī)則波計(jì)算結(jié)果，適合現(xiàn)場扶正的作業(yè)窗口為2.5 mHs以下、0°-30°和150°-180°浪向。考慮所有環(huán)境方向工況，頂部支撐所承受的最大拉力和壓力分別為53.2 t和-22.8 t，底部支撐所承受的最大拉力和壓力分別為3.9 t和-22.2 t。

圖14 集束扶正時(shí)張力腿最大應(yīng)力Fig. 14 Tendon maximum mises stress during the assembly upending

圖15 集束扶正時(shí)支撐最大和最小拉力Fig. 15 Maximum and minimum tensions of the supports during the assembly upending

4 結(jié) 語

1)數(shù)值模擬了TLP平臺(tái)張力腿水平濕拖之后的現(xiàn)場扶正過程。對(duì)于單根張力腿來說，依據(jù)張力和應(yīng)力接受標(biāo)準(zhǔn)，確定現(xiàn)場扶正作業(yè)的限制海況：2.0 m有效波高、0°-15°和165°-180°浪向；對(duì)于集束扶正方式，也可納入前期安裝方案中考慮，其中支撐需要特別設(shè)計(jì)。

2)在扶正時(shí)，浪向/流向、波高、流速對(duì)張力腿應(yīng)力影響顯著。張力腿最大應(yīng)力隨著波高、流速的增大而增大。在45°-135°浪向/流向時(shí)，張力腿最大應(yīng)力急劇增大。浪向/流向、流速對(duì)主輔安裝船吊機(jī)纜繩最大張力影響比較顯著。扶正開始時(shí)張力腿易出現(xiàn)應(yīng)力極值，關(guān)于這一點(diǎn)，在現(xiàn)場施工中應(yīng)特別注意。

3)在扶正時(shí)，張力腿最大應(yīng)力、主輔安裝船吊機(jī)纜繩最大張力對(duì)吊機(jī)纜繩釋放速度的變化不敏感，但不建議釋放速度過慢。

4)在扶正計(jì)算中，船舶位置控制是十分重要的，建議在實(shí)際施工方案執(zhí)行之前，進(jìn)行合理深入的數(shù)值模擬，以確定合理的船舶位置和吊機(jī)纜繩釋放長度。

[1] WILHOIT L, SUPAN C. 2010 worldwide survey of TLPs, TLWPs[J]. Offshore, 2010, 70(2): 49.

[2] D'SOUZA R, AGGARWAL R, BASU S. The tension leg platform-a retrospective[C]//Proceedings of the 18th SNAME Offshore Symposium. 2013.

[3] MUNKEJORD T. The heidrun TLP and concept development for deep water[C]//Proceedings of the Sixth International Offshore and Polar Engineering Conference. 1996.

[4] ISHIKAWA K, MORIKAWA M, KODAN N, et al. Towing and upending procedure of pre-fabricated tendon of TLP[C]// Proceedings of the Second International Offshore and Polar Engineering Conference. 1992.

[5] GALGOUL N S. Alternative procedure for the assembly and installation of TLP tendons[J]. Offshore Engineering, 1997, 29: 167-173.

[6] LI G G, KIPP R, LEVERETTE S. Horizontal Installation of TLP Tendons[C]// Proceedings of the 31st International Conference on Ocean, Offshore and Arctic Engineering. American Society of Mechanical Engineers, 2012: 1-8.

[7] 苗春生，高原，宋春娜，等.TLP張力腿水平濕拖的疲勞分析[J].中國海上油氣, 2017, 29(4):152-158. (MIAO Chunsheng, GAO Yuan, SONG Chunnan, et al. Analysison the fatigue of TLP tendons duringwet-towinstallation[J]. China offshre Oil and Gas, 2017, 29(4):152-158. (in Chinese))

[8] BIAN X S, LEVERETTE S J, RIJKEN O R. A TLP solution for 8 000 ft water depth[C]// Proceedings of the 29th International Conference on Ocean, Offshore and Arctic Engineering. American Society of Mechanical Engineers, 2010: 255-262.

[9] WU S, KARAYAKA M, D'SOUZA R. Global performance comparison between composite and steel tendons in ultra deepwater TLPs[C]// Proceedings of the Offshore Technology Conference. 1999.

[10] Orcina. OrcaFlex manual, version 9.8a[S]. 2009.

[11] 孫錕, 李雪松, 陳曉東, 等. 基于 OrcaFlex 軟件的柔性管纜正常鋪設(shè)計(jì)算分析[J]. 海洋工程裝備與技術(shù), 2016, 3(2): 129-134.(SUN Kun, LI Xuesong, CHEN Xiaodong, et al. Normal laying analysis of flexible line using OrcaFlex[J]. Ocean Engineering Equipment and Technology, 2016, 3(2):129-134.(in Chinese))

[12] API RP 2T, Recommended practice for planning, designing and constructing tension leg platforms, 3rd edition[S]. 2010.

[13] DNV OS C105, Structural design of TLPs (LRFD Method) [S]. 2014.

[14] SEGUIN B, GOODLAD M. A fresh look at pipeline and riser bundles: combined experience and practice[C]// Proceedings of the Offshore Technology Conference. 2014.

Numerical simulation of TLP tendon upending operation based on horizontal wet-tow installation method

MIAO Chunsheng, SUN Kun, YE Yongbiao, SHI Jinkun, CHEN Xiaodong

(COOEC Subsea Technology Co., Ltd., Shenzhen 518067, China)

There are two installation methods for TLP tendon: vertical installation method and horizontal installation method. Taking a TLP tendon as an example, an upending analysis model is built using OrcaFlex based on horizontal wet tow installation method, and then the upending process is simulated. The dynamic response of the tendon is analyzed with different parameters such as environmental condition, crane wire payout rate and so on, and the upending analysis for the tendon assembly is also performed. The feasible weather window for the upending operation is decided according to the installation acceptance criteria. The results of simulation analysis show that: during the upending operation, wave and current direction, wave height, and current speed have big effect on tendon stress; the tension of crane wire is sensitive to wave and current direction and current speed; the payout rate of crane wire has little effect on tendon stress and the tension of crane wire.

tendon installation; horizontal installation method; upending analysis; OrcaFlex simulation; tension leg platform

1005-9865(2017)06-0037-08

P751; TE54

A

10.16483/j.issn.1005-9865.2017.06.005

2016-12-04

苗春生(1972-)，男，高級(jí)工程師，從事海洋工程安裝與技術(shù)管理工作。E-mail：miaocs@mail.cooec.com.cn

孫 錕(1990-)，男，助理工程師，從事船舶與海洋工程方面研究工作。E-mail：sunkun@mail.cooec.com.cn