Қазақстанның мұнай-газ саласының хабаршысы

2707-42262957-806X

KMG Engineering

108583

10.54859/kjogi108583

Research Article

Structural calculations of an ice-resistant satellite platform for the Kazakh sector of the Caspian Sea

Alzhanov

Nursultan K.

PhDn.alzhanov@niikmg.kzhttps://orcid.org/0000-0001-9348-884XTleshev

Maxat T.

m.tleshev@niikmg.kzhttps://orcid.org/0000-0003-4713-9491

KMG Engineering

01042026

8198112

04082022

05022026

2026

Background: The Kazakh sector of the Caspian Sea faces problems of economic efficiency, environmental sustainability, and operational safety. This necessitates the development of an innovative oil production platform. Within this framework, it is proposed to create an unmanned platform with minimal technological equipment, designed for use as a satellite platform in projects on the northern Caspian Sea shelf. The development of an ice-resistant platform is a key task for successful oil production in ice conditions. Aim: The research is aimed at developing an ice-resistant platform design capable of withstanding static collisions with ice floes. The objective of the research is to develop a modernized autonomous oil platform suitable for use in the northern part of the Caspian Sea. Materials and methods: Existing offshore ice-resistant platforms were analyzed, including the Varandey terminal (Russia), Bohai Sea (China), Filanovsky (Russia), and Bufart Sea (Canada). Ice loads were calculated in accordance with the international standard ISO 19906. An analysis was conducted demonstrating the ability of the caisson structure to withstand static loads from ice floes. Results: The modernized platform design and the method of fixing it to the surface using suction columns and pile fastenings demonstrated the ability to withstand various loads in compliance with international safety standards, including static loads from ice floes. Conclusion: The calculations and analysis confirm the feasibility of investing in the development of a modernized autonomous oil platform with improved ice resistance and meeting all safety requirements for operation in the northern part of the Caspian Sea.

unmanned platformice-resistant platformsatellite platformsdeformationintegrated modulesuction base

пилотсыз платформамұзға төзімді платформасателлиттік платформалардеформацияинтеграцияланған модульсорғыш табан

беспилотная платформаледостойкая платформасателлитные платформыдеформацияинтегрированный модульвсасывающее основание

<h3>Введение</h3> В казахстанском секторе Каспийского моря (далее – КСКМ) имеется несколько задач, обусловленных эффективностью инвестиций и рисками в области безопасности жизнедеятельности. Применяемые сейчас технологии, такие как кессонные и каркасные сооружения, не в полной мере соответствуют инвестиционным требованиям. Предлагаемая система должна решить ключевые задачи, основанные на экономии, экологии и безопасности. В этой связи представляется беспилотная платформа с минимальным технологическим оснащением, которая может применяться в качестве сателлитной платформы в северо-каспийских проектах. Разведка нефти на шельфе в ледяных регионах представляет собой уникальную задачу, требующую разработки ледостойких платформ. Существующая литература даёт представление о различных аспектах проектирования, строительства и эксплуатации ледостойких платформ, о чём свидетельствуют ключевые исследования [1, 2]. Так, Варандейский терминал в России является примером устойчивости к экстремальным холодам: его уникальная конструкция с опорной базой и вращающимся причально-грузовым устройством обеспечивает эксплуатационную универсальность. В Бохайском море в Китае исследования сосредоточены на экономически эффективных платформах, способных противостоять усталости, вызванной льдом, что подчёркивает важность учёта факторов окружающей среды при проектировании конструкций [3–5]. Поэтапный подход к разработке месторождения им. Филановского в России иллюстрирует важность комплексного планирования инфраструктуры в арктических условиях [6]. Тем временем мобильный арктический кессон «Моликпак» в Канаде демонстрирует инновационные конструктивные решения для экстремальных ледовых условий [7, 8]. Некоторые прикладные решения описаны в ряде зарубежных авторских исследований. Li G., et al, [9] предлагают экономически эффективную модель проектирования ледостойких платформ на протяжении всего жизненного цикла, демонстрируя её превосходство над традиционными конструкциями. Zhang D. Yue Q. [10] обсуждают основные проблемы проектирования платформ для мелководных нефтяных месторождений в умеренных ледовых условиях, акцентируя на необходимости создания экономичных и безопасных конструкций. Boiko A.Y. [11] рассматривает конкретные проблемы разработки ледостойких платформ для Долгинского месторождения, выступая за использование GBS-конструкций (англ. Gravity-Based Structures – гравитационные конструкции) в суровых ледовых условиях. Bychkov D.A. [12] представляет пример платформы «Приразломная», играющей уникальную роль в добыче углеводородов в суровых ледовых условиях. Sharapov D. [13] представляет обзор ледовых факторов, влияющих на арктические платформы, подчёркивая необходимость в передовых инженерных методах. Du X., et al, [14] сосредоточились на ледостойких технологиях в Бохайском море, рекомендуя расчётные параметры морского льда. Korneeva Ya.A. [15] исследует факторы риска для работников ледостойких платформ, уделяя особое внимание безопасности и эффективному управлению чрезвычайными ситуациями. В целом все исследования подчёркивают междисциплинарный характер разработки ледостойких платформ, обеспечивающих безопасную разведку в сложных условиях. Ørsted, признанный лидер в области технологий suction bucket jacket (всасывающий кессонный фундамент, далее – SBJ), вошёл в историю, развернув первый в мире SBJ на Borkum Riffgrund 1 в 2014 г., и с тех пор продолжает продвигать решения SBJ для морских ветроэнергетических проектов. При установке всасывающих колонн устраняется необходимость в механической силе, но создаётся сложность из-за ограниченного опыта в отрасли. Хотя технология SBJ имеет определённые ограничения, компания Ørsted использует её инновационное применение для повышения гибкости фундаментальных решений при строительстве морских ветряных электростанций [16]. Беспилотные нефтяные платформы становятся всё более популярными среди нефтедобывающих компаний благодаря своей автономной работоспособности, экономичности и экологичности. Они используются в таких нефтедобывающих странах, как Норвегия, Великобритания, ОАЭ и др. В некоторых странах на автономные платформы приходится более половины от общего числа платформ [17, 18]. Фактически большинство этих стран добывают нефть в незамерзающих морских условиях, где ледовая нагрузка не учитывается, в то время как в северной части Каспийского моря наблюдается сезонное образование льда на поверхности моря. Следовательно, до реализации идеи необходимо предложить новую ледостойкую беспилотную нефтяную платформу, которая сможет выдерживать возможные ледовые нагрузки в Северном Каспии. Новизна предложенной технологии заключается в нескольких аспектах: <ol> <li> Применение всасывающих свай наряду с обычными. Это инновационное решение способствует обеспечению более крепкой устойчивости платформы к различным нагрузкам, таким как статические нагрузки от ледяных глыб, динамические ледовые воздействия, волновые нагрузки и другие воздействия.</li> <li> Концепция платформы. Предлагается ледостойкая монобашенная (кесонная) конструкция с интегрированным модулем и всасывающим основанием. Это новаторское решение обеспечивает дополнительную устойчивость и надёжность платформы в условиях морских льдов.</li> <li> Детали конструкции. Всасывающее основание и сваи являются основой предлагаемой системы. Эти элементы обеспечивают уникальные характеристики платформы и её способность эффективно справляться с воздействием ледяных условий.</li> </ol> В совокупности данные аспекты делают технологию инновационной и важной в области создания ледостойких платформ для работы в условиях суровых морских климатических условий. <h3>Материалы и методы</h3> Для расчёта ледовых нагрузок на конические морские конструкции существует стандарт ISO 19906:2019 «Морские конструкции в Арктике в нефтяной и газовой промышленности» [19]. Оценка ледовой нагрузки на конструкцию платформы полностью основана на данном стандарте, согласно которому такие конические конструкции должны выдерживать ледовую нагрузку в горизонтальном и вертикальном направлениях с некоторым запасом прочности. Простая схема взаимодействия льда и конструкции между морским льдом и конструкцией с наклонной поверхностью представлена на рис. 1. <center> <div class="preview fancybox" style="text-align: center;"><a title="Рисунок 1. Компоненты ледового воздействия на наклонной конструкции для двумерного условия [19]" href="/files/journals/130/articles/108583/supp/108583-229289-1-SP.jpg" rel="simplebox"><img style="max-height: 300px; max-width: 300px;" src="/files/journals/130/articles/108583/supp/108583-229289-1-SP.jpg"></a></div> </center> Рисунок 1. Компоненты ледового воздействия на наклонной конструкции для двумерного условия [19] Figure 1. Components of ice action on an inclined structure for a two-dimensional condition [19] A – наклонная грань конструкции / inclined face of the structure; α – угол наклона грани конструкции от горизонтали, радиан / inclination angle of the structure face from horizontal, a radian; B – наступающий ледяной блок / approaching ice block; FH – горизонтальная составляющая ледового воздействия, Н / horizontal component of ice load, N; N – нормальная составляющая реакции на воздействие льда на конструкцию, Н / normal component of the reaction to ice action on the structure, N; FV – вертикальная составляющая воздействия льда, Н / vertical component of ice action, N; μ – коэффициент трения ледяной конструкции / coefficient of friction of the ice–structure interface На рис. 1 изображены компоненты действия ровного льда для двумерного взаимодействия с восходящей структурой. Горизонтальная (FH) и вертикальная (FV) составляющие воздействия льда определяются уравнениями (1–2): <math xmlns="http://www.w3.org/1998/Math/MathML"><msub><mi>F</mi><mi>H</mi></msub><mo>=</mo><mi>N</mi><mi>s</mi><mi>i</mi><mi>n</mi><mi>α</mi><mo>+</mo><mo>µ</mo><mi>N</mi><mi>c</mi><mi>o</mi><mi>s</mi><mi>α</mi></math>, (1) <math xmlns="http://www.w3.org/1998/Math/MathML"><msub><mi>F</mi><mi>V</mi></msub><mo>=</mo><mi>N</mi><mi>c</mi><mi>o</mi><mi>s</mi><mi>α</mi><mo>-</mo><mo>µ</mo><mi>N</mi><mi>s</mi><mi>i</mi><mi>n</mi><mi>α</mi></math>, (2) где N – составляющая, нормальная к поверхности конструкции, Н; α – угол наклона поверхности конструкции от горизонтали, радиан; µ – коэффициент кинетического трения между льдом и поверхностью конструкции. Отношение между вертикальной (FV) и горизонтальной (FH) составляющими задаётся следующим уравнением (3): <math xmlns="http://www.w3.org/1998/Math/MathML"><msub><mi>F</mi><mi>V</mi></msub><mo>=</mo><mfrac><msub><mi>F</mi><mi>H</mi></msub><mi>ξ</mi></mfrac></math>, (3) где ξ – параметр, относящийся к горизонтальным и вертикальным компонентам воздействия льда, рассчитанный по формуле (4): <math xmlns="http://www.w3.org/1998/Math/MathML"><mi>ξ</mi><mo>=</mo><mfrac><mfenced><mrow><mi>sin</mi><mi>α</mi><mo>+</mo><mo>µ</mo><mi>cos</mi><mi>α</mi></mrow></mfenced><mfenced><mrow><mi>cos</mi><mi>α</mi><mo>-</mo><mo>µ</mo><mi>sin</mi><mi>α</mi></mrow></mfenced></mfrac></math>. (4) Горизонтальная составляющая (FH) общей силы зависит от различных переменных (5): <math xmlns="http://www.w3.org/1998/Math/MathML"><msub><mi>F</mi><mi>H</mi></msub><mo>=</mo><mfrac><mrow><msub><mi>H</mi><mi>B</mi></msub><mo>+</mo><msub><mi>H</mi><mi>P</mi></msub><mo>+</mo><msub><mi>H</mi><mi>R</mi></msub><mo>+</mo><msub><mi>H</mi><mi>L</mi></msub><mo>+</mo><msub><mi>H</mi><mi>T</mi></msub></mrow><mrow><mn>1</mn><mo>-</mo><mstyle displaystyle="true"><mfrac><msub><mi>H</mi><mi>B</mi></msub><mrow><msub><mi>σ</mi><mi>f</mi></msub><msub><mi>l</mi><mi>c</mi></msub><mi>h</mi></mrow></mfrac></mstyle></mrow></mfrac></math>, (5) где HB – разрывная нагрузка, Н; HP – составляющая нагрузки, необходимая для проталкивания листового льда сквозь обломки льда, Н; HR – нагрузка, которая толкает ледяные глыбы вверх по склону через ледяной обломок, Н; HL – нагрузка, необходимая для подъёма обломков льда на надвигающийся ледяной покров перед его разрушением, Н; HT – нагрузка для поворота ледяной глыбы на вершине склона, Н; σf – прочность ледяного покрова на изгиб, МПа; lc – общая длина окружной трещины, м; h – толщина ледяного покрова, м. HB зависит от диаметра ватерлинии линейно, и, если такие переменные, как плотность воды и толщина ледяного покрова, будут увеличиваться, разрывная нагрузка будет увеличиваться нелинейно. С увеличением толщины ледяного покрова, который является частью значения Lc, данный показатель тоже будет увеличиваться (7). Это означает, что разрывная нагрузка сильно зависит от толщины ледяного покрова (6): <math xmlns="http://www.w3.org/1998/Math/MathML"><msub><mi>H</mi><mi>B</mi></msub><mo>=</mo><mn>0</mn><mo>,</mo><mn>68</mn><mi>ξ</mi><msub><mi>σ</mi><mi>f</mi></msub><msup><mfenced><mfrac><mrow><msub><mi>ρ</mi><mi>W</mi></msub><mi>g</mi><msup><mi>h</mi><mn>5</mn></msup></mrow><mi>E</mi></mfrac></mfenced><mrow><mn>0</mn><mo>.</mo><mn>25</mn></mrow></msup><mfenced><mrow><mi>w</mi><mo>+</mo><mfrac><mrow><msup><mi>π</mi><mn>2</mn></msup><msub><mi>L</mi><mi>c</mi></msub></mrow><mn>4</mn></mfrac></mrow></mfenced></math>, (6) <math xmlns="http://www.w3.org/1998/Math/MathML"><msub><mi>L</mi><mi>c</mi></msub><mo>=</mo><msup><mfenced open="[" close="]"><mfrac><mrow><mi>E</mi><msup><mi>h</mi><mn>3</mn></msup></mrow><mrow><mn>12</mn><msub><mi>ρ</mi><mi>W</mi></msub><mi>g</mi><mfenced><mrow><mn>1</mn><mo>-</mo><msup><mi>v</mi><mn>2</mn></msup></mrow></mfenced></mrow></mfrac></mfenced><mrow><mn>1</mn><mo>/</mo><mn>4</mn></mrow></msup></math>, (7) где w – диаметр конуса по ватерлинии или ширина наклонной конструкции, м; h – толщина ледяного покрова, м; LС – характерная длина ледяного покрова, м; ρW – плотность воды, кг/м³; g – ускорение свободного падения, м/с²; E – модуль упругости, МПа; v – коэффициент Пуассона для льда, обычно равный 0,3. HP – это составляющая нагрузки, необходимая для проталкивания листового льда сквозь обломки льда. Зависимость HP от переменных, которые входят в уравнение (8), нелинейная, за исключением пористости ледяных обломков и отношения углов их касательных значений: <math xmlns="http://www.w3.org/1998/Math/MathML"><msub><mi>H</mi><mi>P</mi></msub><mo>=</mo><mi>w</mi><msubsup><mi>h</mi><mi>r</mi><mn>2</mn></msubsup><msub><mi>μ</mi><mi>i</mi></msub><msub><mi>ρ</mi><mi>i</mi></msub><mi>g</mi><mfenced><mrow><mn>1</mn><mo>-</mo><mi>e</mi></mrow></mfenced><msup><mfenced><mrow><mn>1</mn><mo>-</mo><mfrac><mrow><mi>t</mi><mi>a</mi><mi>n</mi><mi>θ</mi></mrow><mrow><mi>t</mi><mi>a</mi><mi>n</mi><mi>α</mi></mrow></mfrac></mrow></mfenced><mn>2</mn></msup><mfrac><mn>1</mn><mrow><mn>2</mn><mi>t</mi><mi>a</mi><mi>n</mi><mi>θ</mi></mrow></mfrac></math>, (8) где hr – высота обломков льда, м; μi – коэффициент трения льда о лёд; ρi – плотность льда, кг/м³; e – пористость ледяной крошки; θ – угол между обломками льда и горизонтальной линией, радиан. HR, в свою очередь, определяется следующим уравнением (9): <math xmlns="http://www.w3.org/1998/Math/MathML"><msub><mi>H</mi><mi>R</mi></msub><mo>=</mo><mi>w</mi><mi>P</mi><mfrac><mn>1</mn><mrow><mi>c</mi><mi>o</mi><mi>s</mi><mi>α</mi><mo>-</mo><mo>µ</mo><mi>s</mi><mi>i</mi><mi>n</mi><mi>α</mi></mrow></mfrac></math>, (9) где P – сопротивление ледяному покрову, рассчитываемое по формуле (10): <math xmlns="http://www.w3.org/1998/Math/MathML"><mi>P</mi><mo>=</mo><mn>0</mn><mo>,</mo><mn>5</mn><msub><mi>μ</mi><mi>i</mi></msub><mfenced><mrow><msub><mi>μ</mi><mi>i</mi></msub><mo>+</mo><mi>μ</mi></mrow></mfenced><msub><mi>ρ</mi><mi>i</mi></msub><mi>g</mi><mfenced><mrow><mn>1</mn><mo>-</mo><mi>e</mi></mrow></mfenced><msubsup><mi>h</mi><mi>r</mi><mn>2</mn></msubsup><mi>s</mi><mi>i</mi><mi>n</mi><mi>α</mi><mfenced><mrow><mfrac><mn>1</mn><mrow><mi>t</mi><mi>a</mi><mi>n</mi><mi>θ</mi></mrow></mfrac><mo>-</mo><mfrac><mn>1</mn><mrow><mi>t</mi><mi>a</mi><mi>n</mi><mi>α</mi></mrow></mfrac></mrow></mfenced><mo>(</mo><mn>1</mn><mo>-</mo><mfrac><mrow><mi>t</mi><mi>a</mi><mi>n</mi><mi>θ</mi></mrow><mrow><mi>t</mi><mi>a</mi><mi>n</mi><mi>α</mi></mrow></mfrac><mo>)</mo><mo>+</mo><mn>0</mn><mo>,</mo><mn>5</mn><mo>(</mo><msub><mi>μ</mi><mi>i</mi></msub><mo>+</mo><mi>μ</mi><mo>)</mo><msub><mi>ρ</mi><mi>i</mi></msub><mi>g</mi><mo>(</mo><mn>1</mn><mo>-</mo><mi>e</mi><mo>)</mo><msubsup><mi>h</mi><mi>r</mi><mn>2</mn></msubsup><mfrac><mrow><mi>c</mi><mi>o</mi><mi>s</mi><mi>α</mi></mrow><mrow><mi>t</mi><mi>a</mi><mi>n</mi><mi>α</mi></mrow></mfrac><mfenced><mrow><mn>1</mn><mo>-</mo><mfrac><mrow><mi>t</mi><mi>a</mi><mi>n</mi><mi>θ</mi></mrow><mrow><mi>t</mi><mi>a</mi><mi>n</mi><mi>α</mi></mrow></mfrac></mrow></mfenced><mo>+</mo><msub><mi>h</mi><mi>r</mi></msub><mi>h</mi><msub><mi>ρ</mi><mi>i</mi></msub><mi>g</mi><mfrac><mrow><mi>sin</mi><mi>α</mi><mo>+</mo><mi>μ</mi><mi>cos</mi><mi>α</mi></mrow><mrow><mi>sin</mi><mi>α</mi></mrow></mfrac></math>.(10) Компонент нагрузки HL определяется следующим уравнением: <math xmlns="http://www.w3.org/1998/Math/MathML"><msub><mi>H</mi><mi>L</mi></msub><mo>=</mo><mn>0.5</mn><mi>w</mi><msubsup><mi>h</mi><mi>r</mi><mn>2</mn></msubsup><msub><mi>ρ</mi><mi>i</mi></msub><mi>g</mi><mfenced><mrow><mn>1</mn><mo>−</mo><mi>e</mi></mrow></mfenced><mi>ξ</mi><mfenced><mrow><mfrac><mn>1</mn><mrow><mi>tan</mi><mi>θ</mi></mrow></mfrac><mo>−</mo><mfrac><mn>1</mn><mrow><mi>tan</mi><mi>α</mi></mrow></mfrac></mrow></mfenced><mfenced><mrow><mn>1</mn><mo>−</mo><mfrac><mrow><mi>tan</mi><mi>θ</mi></mrow><mrow><mi>tan</mi><mi>α</mi></mrow></mfrac></mrow></mfenced><mo>+</mo><mn>0.5</mn><mi>w</mi><msubsup><mi>h</mi><mi>r</mi><mn>2</mn></msubsup><msub><mi>ρ</mi><mi>i</mi></msub><mi>g</mi><mfenced><mrow><mn>1</mn><mo>−</mo><mi>e</mi></mrow></mfenced><mi>ξ</mi><mi>tan</mi><mi>ϕ</mi><msup><mfenced><mrow><mn>1</mn><mo>−</mo><mfrac><mrow><mi>tan</mi><mi>θ</mi></mrow><mrow><mi>tan</mi><mi>α</mi></mrow></mfrac></mrow></mfenced><mn>2</mn></msup><mo>+</mo><mi>ξ</mi><mi>c</mi><mi>w</mi><msub><mi>h</mi><mi>r</mi></msub><mfenced><mrow><mn>1</mn><mo>−</mo><mfrac><mrow><mi>tan</mi><mi>θ</mi></mrow><mrow><mi>tan</mi><mi>α</mi></mrow></mfrac></mrow></mfenced></math>, (11) где c – это сплочённость ледяных обломков; ϕ – угол трения ледяных обломков, радиан; hr – высота обломков, м. Величина нагрузки, необходимая для поворота блока в верхней части блока (HT, определяется уравнением (12): <math xmlns="http://www.w3.org/1998/Math/MathML"><msub><mi>H</mi><mi>T</mi></msub><mo>=</mo><mn>1,5</mn><mi>w</mi><msup><mi>h</mi><mn>2</mn></msup><msub><mi>ρ</mi><mi>i</mi></msub><mi>g</mi><mfrac><mrow><mi>cos</mi><mi>α</mi></mrow><mrow><mi>sin</mi><mi>α</mi><mo>−</mo><mi>μ</mi><mi>cos</mi><mi>α</mi></mrow></mfrac></math>. (12) Из уравнений (9–11) можно увидеть, что существует линейная зависимость между расчётными значениями и диаметром ватерлинии (w), который является одним из наиболее важных параметров конструкции, а также ускорение свободного падения (g) и плотности льда (ρi). Чтобы учесть сжимающее напряжение внутри ледяной глыбы, вызванное горизонтальной силой, вычисленное значение подставляется в уравнение (13), которое обновляет результаты прочности на изгиб: <math xmlns="http://www.w3.org/1998/Math/MathML"><msub><mi>σ</mi><mi>f</mi></msub><mo>=</mo><mfrac><msub><mi>F</mi><mi>H</mi></msub><mrow><msub><mi>l</mi><mi>c</mi></msub><mi>h</mi></mrow></mfrac><mo>+</mo><msub><mi>σ</mi><mi>f</mi></msub></math>, (13) где σf – начальная прочность на изгиб, МПа (14): <math xmlns="http://www.w3.org/1998/Math/MathML"><msub><mi>σ</mi><mi>f</mi></msub><mo>=</mo><mn>1.76</mn><msup><mi>e</mi><mfenced><mrow><mo>−</mo><mn>5.88</mn><msubsup><mi>v</mi><mi>b</mi><mn>0.5</mn></msubsup></mrow></mfenced></msup></math>, (14) где vb – объёмная доля солевого раствора, %, рассчитанная по формуле (15): <math xmlns="http://www.w3.org/1998/Math/MathML"><msub><mi>v</mi><mi>b</mi></msub><mo>=</mo><mi>S</mi><mfenced><mrow><mfrac><mn>49,18</mn><mfenced open="|" close="|"><mi>T</mi></mfenced></mfrac><mo>+</mo><mn>0,53</mn></mrow></mfenced></math>, (15) где T – температура, °С; S – солёность льда, г/л. Кроме того, lc рассчитывается по следующей формуле (16): <math xmlns="http://www.w3.org/1998/Math/MathML"><msub><mi>l</mi><mi>c</mi></msub><mo>=</mo><mi>w</mi><mo>+</mo><mfrac><msup><mi>π</mi><mn>2</mn></msup><mn>4</mn></mfrac><msub><mi>L</mi><mi>c</mi></msub></math>. (16) Учитывая, что lc является постоянным, из уравнения (13) очевидно, что один из параметров, определяющих длину ледяных блоков, которые образуются в результате столкновения дрейфующего морского льда и конструкции платформы, окружная трещина, пропорционально зависит от диаметра ватерлинии (w) конструкции. Основная цель данного метода – разработать инструмент для расчёта ледовой нагрузки на основе экологических параметров северной части Каспийского моря в зависимости от двух основных проектных параметров платформы: α уклона поверхности конструкции от горизонтали, и w, который представляет собой диаметр ватерлинии конус или ширину наклонной конструкции. Для разработки инструмента расчёта ледовой нагрузки был разработан код MATLAB<a href="#_ftn1" name="_ftnref1">[1]</a>на основе информации, представленной в стандарте ISO 19906:2019 [19]. Для пробного запуска два различных проектных параметра, угол наклона (α) и диаметр ватерлинии (w), были заданы в следующих диапазонах (табл. 1): Таблица 1. Проектные параметры Table 1. Design parameters <table> <thead> <tr> <td> Параметр Parameter </td> <td> Минимум Minimum </td> <td> Mаксимум Maximum </td> </tr> </thead> <tbody> <tr> <td> Угол наклона структуры поверхности от горизонтали (α), ° Inclination angle of the structure surface from the horizontal (α), ° </td> <td> 11° </td> <td> 85° </td> </tr> <tr> <td> Диаметр конуса по ватерлинии или ширина наклонной конструкции (w), м Cone diameter at the waterline or width of the inclined structure (w), m </td> <td> 5 м </td> <td> 20 м </td> </tr> </tbody> </table> Для заданных проектных параметров код MATLAB дал минимальное значение для FT полной силы, Н: <math xmlns="http://www.w3.org/1998/Math/MathML"><msub><mi>F</mi><mi>T</mi></msub><mo>=</mo><msqrt><msup><msub><mi>F</mi><mi>H</mi></msub><mn>2</mn></msup><mo>+</mo><msup><msub><mi>F</mi><mi>V</mi></msub><mn>2</mn></msup></msqrt><mo>=</mo><mn>4,5485</mn><mo>×</mo><msup><mn>10</mn><mn>6</mn></msup></math>. (17) Данный результат был рассчитан при значениях 48,3737° и 5 м. Поскольку существует линейная зависимость между силой и диаметром ватерлинии, очевидно, что минимальный диаметр ватерлинии приводит к минимальной силе. <h3>Верификация</h3> Проверка точности расчёта ледовых нагрузок требует выполнения верификации с использованием максимальных значений силы, описанных в табл. 2, чтобы обеспечить правильность результатов. Таблица 2. Физические характеристики льда и морской воды Table 2. Physical properties of ice and seawater <table> <thead> <tr> <td> Параметр Parameter </td> <td> Значение Value </td> </tr> </thead> <tbody> <tr> <td> Угол между обломками льда и горизонтальной линией (θ), ° Angle between ice fragments and the horizontal line (θ), ° </td> <td> (α-10)° </td> </tr> <tr> <td> Трение льда об лед (μi) Ice-ice friction (μi) </td> <td> 0,035 </td> </tr> <tr> <td> Плотность льда (ρi), кг/м³ Ice density (ρi), kg/m³ </td> <td> 920 </td> </tr> <tr> <td> Температура льда (T) (раз в 100 лет), °C Ice temperature (T) (once in 100 years), °C </td> <td> -42°C </td> </tr> <tr> <td> Модуль Юнга льда (E), ГПа Young's modulus of ice (E), GPa </td> <td> 6 </td> </tr> <tr> <td> Угол трения ледяного блока (ϕ), ° Friction angle of ice block (ϕ), ° </td> <td> 40° </td> </tr> <tr> <td> Сплочённость льда (c), кПа Ice cohesion (c), kPa </td> <td> 7 </td> </tr> <tr> <td> Солёность (S), г/л Salinity (S), g/L </td> <td> 0,002 </td> </tr> <tr> <td> Толщина льда (h), м Ice thickness (h), m </td> <td> 1,2 </td> </tr> <tr> <td> Высота обломков (hr), м Fragment height (hr), m </td> <td> 20 </td> </tr> <tr> <td> Плотность воды (ρw), кг/м³ Water density (ρw), kg/m³ </td> <td> 1000 </td> </tr> <tr> <td> Ускорение, м/с2 Acceleration, m/s2 </td> <td> 9,81 </td> </tr> <tr> <td> Коэффициент Пуассона (v) Poisson's ratio (v) </td> <td> 0,3 </td> </tr> <tr> <td> Трение между сталью и льдом (μ) Steel–ice friction (μ) </td> <td> 0,03 </td> </tr> <tr> <td> Пористость щебня (e) Aggregate porosity (e) </td> <td> 0,4 </td> </tr> </tbody> </table> <h3>Ледокольное строение в виде усечённой пирамиды (конуса)</h3> На рис. 2 показан внешний вид платформы, который выполнен в виде усечённого конуса для применения на разных глубинах мелководья – от 0 до 10 м. Это позволяет использовать платформу в различных проектах с разными глубинами, а также в случае обмеления моря ледокольная конструкция сохраняет свой функционал. <center> <div class="preview fancybox" style="text-align: center;"><a title="Рисунок 2. 3D-модель ледостойкой беспилотной сателлитной платформы" href="/files/journals/130/articles/108583/supp/108583-229290-1-SP.jpg" rel="simplebox"><img style="max-height: 300px; max-width: 300px;" src="/files/journals/130/articles/108583/supp/108583-229290-1-SP.jpg"></a></div> </center> Рисунок 2. 3D-модель ледостойкой беспилотной сателлитной платформы Figure 2. 3D model of an ice-resistant unmanned satellite platform Усечённая конусообразная форма позволяет дрейфующему льду обтекать и снижает риски, связанные с нагромождением льда. Высокие горизонтальные нагрузки от дрейфующего льда удерживаются за счёт ледокольного корпуса платформы, сцепленного с дном моря через всасывающие колонны и сваи (рис. 3). Необходимо учитывать влияние нагрузки верхнего строения (топсайд), которое увеличивает стабильность платформы, но создаёт при этом дополнительные напряжения в конструкции. <center> <div class="preview fancybox" style="text-align: center;"><a title="Рисунок 3. Ребра жёсткости" href="/files/journals/130/articles/108583/supp/108583-229291-1-SP.jpg" rel="simplebox"><img style="max-height: 300px; max-width: 300px;" src="/files/journals/130/articles/108583/supp/108583-229291-1-SP.jpg"></a></div> </center> Рисунок 3. Ребра жёсткости Figure 3. Stiffening ribs а) вид сбоку / side view; б) в разрезе / cross-sectional view <h3>Всасывающие колонны в основании платформы</h3> Принцип всасывающей технологии заключается в том, что колонна создаёт вакуумное присосание к грунту под воздействием собственного веса платформы и полного откачивания воды из внутренней полости. Это приводит к погружению колонны в грунт за счёт разницы давлений. Схематическое изображение принципа расположения всасывающих колонн в основании платформы представлено на рис. 4. <center> <div class="preview fancybox" style="text-align: center;"><a title="Рисунок 4. Установка ледостойкой беспилотной сателлитной платформа на море" href="/files/journals/130/articles/108583/supp/108583-229292-1-SP.jpg" rel="simplebox"><img style="max-height: 300px; max-width: 300px;" src="/files/journals/130/articles/108583/supp/108583-229292-1-SP.jpg"></a></div> </center> Рисунок 4. Установка ледостойкой беспилотной сателлитной платформа на море Figure 4. Installation of an ice-resistant unmanned satellite platform at sea Концепция, описанная в патенте США [20], наиболее близка к предлагаемой, однако её основным недостатком является неэффективное центрирование платформы при установке на морском дне. Существует риск неравномерного распределения напора воды по площади сечения платформы, что может привести к локальному подмыванию грунта. Более предпочтительным решением является установка отдельных всасывающих колонн в основании платформы, где напор для нагнетания воды будет менее высоким, а управление каждой колонной будет проще, что позволит выравнивать платформу в целом. <h3>Результаты и обсуждения</h3> Были учтены природные и климатические условия региона в анализе, включая ледовые и ветровые нагрузки в северной части Каспийского моря регионе с экстремальными значениями, что соответствует вероятности повторения событий один раз в сто лет. Расчёт ледовых нагрузок проводился для льда толщиной 1,5 м, учитывая угол наклона (α) и диаметр ватерлинии (w). Исходный проект включает три варианта автономных нефтяных платформ различных размеров для разнообразных нефтяных участков в северной части Каспийского моря: <ul> <li>малая (с диаметром горловины 9 м);</li> <li>средняя (с диаметром горловины 12 м);</li> <li>большая (с диаметром горловины 15 м).</li> </ul> Все модели обладают одинаковым углом наклона 60°. Поскольку эти конструкции имеют разный диаметр ватерлинии, прежде чем перейти к анализу методом конечных элементов, соответствующие ледовые нагрузки для каждой платформы были рассчитаны по стандарту ISO 19906:2019 [13]. Зависимость нагрузки льда от ватерлинии показана на рис. 5. <center> <div class="preview fancybox" style="text-align: center;"><a title="Рисунок 5. Зависимость нагрузки льда от ватерлинии" href="/files/journals/130/articles/108583/supp/108583-229293-1-SP.jpg" rel="simplebox"><img style="max-height: 300px; max-width: 300px;" src="/files/journals/130/articles/108583/supp/108583-229293-1-SP.jpg"></a></div> </center> Рисунок 5. Зависимость нагрузки льда от ватерлинии Figure 5. Ice load versus waterline Выполнен верхнеуровневый анализ, согласно которому были рассмотрены три вида платформ с различными диаметрами горловины. Данная работа нацелена на изучение возможности интеграции двух технологий – свай и всасывающих колонн для морских нефтяных платформ. Для этого была разработана математическая модель на основе рекомендаций API RP 2A<a href="#_ftn2" name="_ftnref2">[2]</a>[21], которая позволяет имитировать реальные условия в симуляциях. Поскольку наша цель – создание идеализированной модели, характеристики грунта были исключены из рассмотрения. Однако для проверки реальной эффективности модели необходимо будет провести ледовые испытания, включая тестирование различного количества свай и их глубину забивки в ледовом бассейне. Только после таких испытаний можно сделать выводы о работоспособности модели в реальных условиях. Малая платформа (с диаметром горловины 9 м) Для платформы малого размера результаты, полученные с использованием MATLAB-кода, представлены следующим образом: горизонтальная сила (FH) составляет 2,84 × 107 Н, вертикальная сила (FV) – 1,53 × 107 Н. Расчёт веса показывает значение 902 т с учётом свай и дополнительного веса в размере 30%. Кроме того, вес верхней части оценивался в 1000 т. Согласно численному моделированию в программе ANSYS FEA<a href="#_ftn3" name="_ftnref3">[3]</a>, при заданных нагрузках данная платформа испытывает максимальное напряжение 241 МПа и деформацию 34 мм (рис. 6–7). <center> <div class="preview fancybox" style="text-align: center;"><a title="Рисунок 6. Распределение механического напряжения для платформы малой размера (максимальное напряжение 241 МПа)" href="/files/journals/130/articles/108583/supp/108583-229294-1-SP.jpg" rel="simplebox"><img style="max-height: 300px; max-width: 300px;" src="/files/journals/130/articles/108583/supp/108583-229294-1-SP.jpg"></a></div> </center> Рисунок 6. Распределение механического напряжения для платформы малой размера (максимальное напряжение 241 МПа) Figure 6. Mechanical stress distribution for a small-sized platform (maximum stress 241 MPa) а) вид сбоку / side view; б) изометрический вид / isometric view <center> <div class="preview fancybox" style="text-align: center;"><a title="Рисунок 7. Деформация платформы минимального размера (максимальная деформация 34 мм)" href="/files/journals/130/articles/108583/supp/108583-229295-1-SP.jpg" rel="simplebox"><img style="max-height: 300px; max-width: 300px;" src="/files/journals/130/articles/108583/supp/108583-229295-1-SP.jpg"></a></div> </center> Рисунок 7. Деформация платформы минимального размера (максимальная деформация 34 мм) Figure 7. Small-sized platform deformation (maximum deformation 34 mm) а) вид сбоку / side view; б) изометрический вид / isometric view Расчёт свай для малогабаритной платформы показал следующие результаты: Таблица 3. Несущая способность сваи для малой платформы Table 3. Load-bearing capacity of piles for small-sized platform <table> <thead> <tr> <td> Номера свай Pile number </td> <td> Сила реакции, Н Reaction force, N </td> </tr> </thead> <tbody> <tr> <td> Pile 1 </td> <td> 1,69E + 06 </td> </tr> <tr> <td> Pile 2 </td> <td> 3,28E + 06 </td> </tr> <tr> <td> Pile 3 </td> <td> 5,18E + 06 </td> </tr> <tr> <td> Pile 4 </td> <td> 5,19E + 06 </td> </tr> <tr> <td> Pile 5 </td> <td> 3,28E + 06 </td> </tr> <tr> <td> Pile 6 </td> <td> 1,64E + 06 </td> </tr> </tbody> </table> Согласно API RP 2A [21], сваи с характеристиками, приведёнными ниже, могут поддерживать платформу небольшого размера и имеют максимальную пропускную способность 6,37 МН. При расчётах конструкции сваи предлагаются сваи следующих размеров (табл. 4): Таблица 4. Параметры сваи для малой платформы Table 4. Pile parameters for a small platform <table> <thead> <tr> <td> Внешний диаметр, мм Outer diameter, mm </td> <td> Толщина стенки, мм Wall thickness, mm </td> <td> Длина свай, м Pile length, m </td> </tr> </thead> <tbody> <tr> <td> 914 </td> <td> 16 </td> <td> 15 </td> </tr> </tbody> </table> <h3>Средняя платформа (с диаметром горловины 12 м)</h3> Для платформы среднего размера ледовые нагрузки составили следующие значения: горизонтальная сила (FH) равна 3,8869 × 107 Н, вертикальная сила (FV) – 2,0913 × 107 Н. Максимальный вес этой конструкции составил 1326 т, включая сваи и дополнительный запас массы в размере 30%. Кроме того, для данного проекта вес верхнего строения составил 2500 т. Результаты анализа методом конечных элементов представлены на рис. 8–9. <center> <div class="preview fancybox" style="text-align: center;"><a title="Рисунок 8. Распределение механического напряжения для платформы среднего размера (максимальное напряжение 314 МПа)" href="/files/journals/130/articles/108583/supp/108583-229296-1-SP.jpg" rel="simplebox"><img style="max-height: 300px; max-width: 300px;" src="/files/journals/130/articles/108583/supp/108583-229296-1-SP.jpg"></a></div> </center> Рисунок 8. Распределение механического напряжения для платформы среднего размера (максимальное напряжение 314 МПа) Figure 8. Mechanical stress distribution for a medium-sized platform (maximum stress 314 MPa) а) вид сбоку / side view; б) изометрический вид в разрезе / isometric cross-sectional view <center> <div class="preview fancybox" style="text-align: center;"><a title="Рисунок 9. Деформация платформы среднего размера (максимальная деформация 28 мм)" href="/files/journals/130/articles/108583/supp/108583-229297-1-SP.jpg" rel="simplebox"><img style="max-height: 300px; max-width: 300px;" src="/files/journals/130/articles/108583/supp/108583-229297-1-SP.jpg"></a></div> </center> Рисунок 9. Деформация платформы среднего размера (максимальная деформация 28 мм) Figure 9. Medium-sized platform deformation (maximum deformation 28 mm) а) вид сбоку / side view; б) изометрический вид в разрезе / isometric cross-sectional view Расчёты на платформе среднего размера показали следующие нагрузки реакции сваи (табл. 5): Таблица 5. Несущая способность сваи для средней платформы Table 5. Load-bearing capacity of the pile for the medium-sized platform <table> <thead> <tr> <td> Номера свай Pile number </td> <td> Сила реакции, Н Reaction force, N </td> </tr> </thead> <tbody> <tr> <td> Pile 1 </td> <td> 3,55E + 06 </td> </tr> <tr> <td> Pile 2 </td> <td> 7,52E + 05 </td> </tr> <tr> <td> Pile 3 </td> <td> 6,50E + 06 </td> </tr> <tr> <td> Pile 4 </td> <td> 3,92E + 06 </td> </tr> <tr> <td> Pile 5 </td> <td> 6,07E + 06 </td> </tr> </tbody> </table> Для расчётов конструкции свай рекомендуется использовать сваи указанных размеров (табл. 6): Таблица 6. Параметры сваи для средней платформы Table 6. Pile design parameters for a medium-sized platform <table> <thead> <tr> <td> Внешний диаметр, мм Outer diameter, mm </td> <td> Толщина стенки, мм Wall thickness, mm </td> <td> Длина свай, м Pile length, m </td> </tr> </thead> <tbody> <tr> <td> 1067 </td> <td> 17 </td> <td> 16 </td> </tr> </tbody> </table> Сваи таких размеров способны выдерживать силу 7,95 МН, что явно больше максимальной силы реакции. <h3>Большая нефтяная платформа (с диаметром горловины 15 м)</h3> Для платформы с горловиной диаметром 15 м в программе SolidWorks<a href="#_ftn4" name="_ftnref4">[4]</a>и последующих модификациях общий вес конструкции составил 1576 т, включая сваи и дополнительный вес в размере 30%. Кроме того, вес верхней части оценивался в 7500 т. Ледовые нагрузки, действующие на наклонную поверхность, были следующими: горизонтальная сила (FH) составила 4,3188 × 107 Н, а вертикальная сила (FV) – 2,3237 × 107 Н. Результаты анализа методом конечных элементов подтвердили способность конструкции выдерживать ледовые нагрузки в данных условиях, при этом максимальное напряжение составило 317 МПа при максимальной деформации 32 мм (рис. 10–11). <center> <div class="preview fancybox" style="text-align: center;"><a title="Рисунок 10. Распределение механического напряжения для платформы максимального размера (максимальное напряжение 317 МПа)" href="/files/journals/130/articles/108583/supp/108583-229298-1-SP.jpg" rel="simplebox"><img style="max-height: 300px; max-width: 300px;" src="/files/journals/130/articles/108583/supp/108583-229298-1-SP.jpg"></a></div> </center> Рисунок 10. Распределение механического напряжения для платформы максимального размера (максимальное напряжение 317 МПа) Figure 10. Mechanical stress distribution for the maximum-sized platform (maximum stress 317 MPa) а) вид сбоку / side view; б) изометрический вид в разрезе / isometric cross-sectional view <center> <div class="preview fancybox" style="text-align: center;"><a title="Рисунок 11. Деформация максимальной платформы (максимальная деформация 32 мм)" href="/files/journals/130/articles/108583/supp/108583-229299-1-SP.jpg" rel="simplebox"><img style="max-height: 300px; max-width: 300px;" src="/files/journals/130/articles/108583/supp/108583-229299-1-SP.jpg"></a></div> </center> Рисунок 11. Деформация максимальной платформы (максимальная деформация 32 мм) Figure 11. Maximum-sized platform deformation (maximum deformation 32 mm) а) вид сбоку / side view; б) изометрический вид в разрезе / isometric cross-sectional view Силы реакции для большой платформы следующие (табл. 7). Следовательно, согласно стандартному расчёту API RP 2A [21], для большой платформы сваи такого размера способны обеспечить достаточную устойчивость и способность выдерживать внешние нагрузки. Для расчётов конструкции сваи рекомендуется использовать сваи указанных размеров (табл. 5). Такие сваи имеют несущую способность силой 7,46 МН, что превышает максимальную силу реакции, испытываемую сваями. Таблица 7. Несущая способность сваи для средней платформы Table 7. Load-bearing capacity of the pile for the medium-sized platform <table> <thead> <tr> <td> Номера свай Pile number </td> <td> Сила реакции, Н Reaction force, N </td> </tr> </thead> <tbody> <tr> <td> Pile 1 </td> <td> 7,34E + 06 </td> </tr> <tr> <td> Pile 2 </td> <td> 3,26E + 06 </td> </tr> <tr> <td> Pile 3 </td> <td> 1,87E + 06 </td> </tr> <tr> <td> Pile 4 </td> <td> 6,54E + 06 </td> </tr> <tr> <td> Pile 5 </td> <td> 5,44E + 06 </td> </tr> <tr> <td> Pile 6 </td> <td> 2,15E + 06 </td> </tr> </tbody> </table> Таблица 8. Параметры сваи для большой платформы Table 8. Pile design parameters for the maximum-sized platform <table> <thead> <tr> <td> Внешний диаметр, мм Outer diameter, mm </td> <td> Толщина стенки, мм Wall thickness, mm </td> <td> Длина свай, м Pile length, m </td> </tr> </thead> <tbody> <tr> <td> 1067 </td> <td> 17 </td> <td> 15 </td> </tr> </tbody> </table> Ледокольная часть всех конструкций больше всего подвержена высоким нагрузкам, варьирующимся в диапазоне 200–315 МПа, которые значительно превышают допустимые значения 230 МПа. Хотелось бы отметить, что высокие нагрузки носят локальный характер, поэтому для исключения пластической деформации в локальных местах допустимое напряжение принимается равным пределу текучести материала 345 МПа (толщина стенки 40 мм). Таким образом, конструкция опорного основания платформы считается приемлемой. Полое пространство ледокольных конструкций заполняется песком для упрочнения конструкций и увеличения стабильности на морском дне. Эффект влияния песка на прочность не был включен в данный расчёт, поэтому при более детальном рассмотрении прочность конструкций будет намного выше допустимого значения 345 МПа. Подобно максимальным нагрузкам, деформация во всех платформах носит локальный характер, и никаких нарушений стабильности платформы не обнаружено. Локальные деформации 34 мм (минимальный размер), 28 мм (средний размер) и 32 мм (максимальный размер) некритичные и могут быть нивелированы за счёт упрочнения рёбрами жёсткости в этих местах и песочной смесью внутри ледокольной конструкции. <h3>Заключение</h3> В ходе данного исследования была изучена новая концепция автономных нефтяных платформ различных размеров – малых (с диаметром горловины 9 м), средних (с диаметром горловины 12 м) и больших (с диаметром горловины 15 м), предназначенных для использования на Северном Каспии. Несмотря на то, что концепция автономных нефтяных платформ широко известна в нефтегазовой промышленности, она ещё не применялась в казахстанском секторе Каспийского моря. Такие платформы могут быть полезны для добычи трудноизвлекаемых запасов в Северо-Каспийском регионе в условиях льда. Одной из ключевых особенностей новой концепции является применение всасывающих оснований в дополнение к обычным сваям, что может повысить устойчивость платформы. В рамках исследования был проведен расчёт веса платформ и ледовых нагрузок с использованием ISO 19906:2019 [19]. Анализ методом конечных элементов показал, что такие конструкции способны выдерживать нагрузки, вызванные ледовыми глыбами, за исключением некоторых экстремальных локальных воздействий, которые могут быть легко скорректированы. Деформации таких конструкций также находятся в пределах допустимых значений. Кроме того, для каждой платформы были проведены расчёты конструкций свай. Предлагаемая новая концепция автономных нефтяных платформ может представлять собой инновационное решение для работы в ледовых условиях Северо-Каспийского региона. <h3>ДОПОЛНИТЕЛЬНО</h3> Источник финансирования. Авторы заявляют об отсутствии внешнего финансирования при проведении исследования. Конфликт интересов. Авторы декларируют отсутствие явных и потенциальных конфликтов интересов, связанных с публикацией настоящей статьи. Вклад авторов. Все авторы подтверждают соответствие своего авторства международным критериям ICMJE (все авторы внесли существенный вклад в разработку концепции, проведение исследования и подготовку статьи, прочли и одобрили финальную версию перед публикацией). Наибольший вклад распределён следующим образом: Альжанов Н.К. – сбор, анализ, проведение исследования, написание рукописи, интерпретация данных исследования, проверка результатов; Тлешев М.Т. – интерпретация данных, проверка результатов; концепция исследования. <h3>ADDITIONAL INFORMATION</h3> Funding source. This study was not supported by any external sources of funding. Competing interests. The authors declare that they have no competing interests. Authors' contribution. All authors made a substantial contribution to the conception of the work, acquisition, analysis, interpretation of data for the work, drafting and revising the work, final approval of the version to be published and agree to be accountable for all aspects of the work. The greatest contribution is distributed as follows: Nursultan K. Alzhanov – data collection, analysis, conduct of the study, manuscript writing, interpretation of the study data, and verification of the results; Maxat T. Tleshev – interpretation of the data, verification of the results, and study concept. <a href="#_ftnref1" name="_ftn1">[1]</a> MATLAB (сокр. от англ. Matrix Laboratory) – платформа для программирования и пакет прикладных программ для решения задач технических вычислений. <a href="#_ftnref2" name="_ftn2">[2]</a> API RP (англ. American Petroleum Institute Recommended Practice – ) – это набор руководств и передовых методов для нефтяной и газовой промышленности, устанавливающий технические требования к оборудованию, процессам и безопасности, широко используемые для повышения надежности и гармонизации в отрасли. <a href="#_ftnref3" name="_ftn3">[3]</a> ANSYS FEA (англ. Analysis System Finite Element Analysis – метод конечных элементов) – это комплексное инженерное программное обеспечение от компании ANSYS, использующее метод конечных элементов для виртуального моделирования и анализа поведения физических объектов, позволяя рассчитывать прочность, тепловые потоки, вибрации, гидродинамику и другие физические явления в сложных конструкциях до их физического создания. <a href="#_ftnref4" name="_ftn4">[4]</a> SolidWorks (от англ. solid – твёрдое тело, works – работает) – программный комплекс для автоматизации работ промышленного предприятия на этапах конструкторской и технологической подготовки производства. Обеспечивает разработку изделий любой степени сложности и назначения.

bellona.org [интернет]. Bellona Foundation Chapter 1: Oil and gas resources on the Arctic continental shelf in Russia [дата обращения 22.06.2022]. Доступ по ссылке: bellona.org/assets/fil_Chapter_1._Oil_and_gas_resources_on_the_Arctic_Continental_shelf_in_Russia.pdf.

Лаверов Н.П., Дмитриевский А.Н., Богоявленский В.И. Фундаментальные аспекты освоения нефтегазовых ресурсов арктического шельфа России // Арктика. Экология и экономика. 2011. №1(1). С. 26–37.

em.construction [интернет]. EMC. Fixed Offshore Ice-resistant Off-loading Terminal Varandey, Lukoil [дата обращения 29.06.2022]. Доступ по ссылке: em.construction/en/Lukoil.php.

trans.lukoil.ru [интернет]. ООО «ЛУКОЙЛ-Транс». Варандейский терминал [дата обращения 29.06.2022]. Доступ по ссылке: trans.lukoil.ru/ru/About/Structure/VarandeyTerminal.

Zhang D., Wang G., Yue Q. Evaluation of ice-induced fatigue life for a vertical offshore structure in the Bohai Sea // Cold Reg. Sci. Technol. 2018. Vol. 154. P. 103–110. doi: 10.1016/j.coldregions.2018.05.012.

lukoil.ru [интернет]. Лукойл. Месторождение им. В. Филановского [дата обращения 29.06.2022]. Доступ по ссылке: lukoil.ru/Business/Upstream/KeyProjects/Filanovskyfield.

Masterson D.M., Bruce J.C., Sisodiya R., Maddock W. Beaufort Sea exploration: past and future // Offshore Technology Conference; May 6–9, 1991; Houston, Texas. Available from: onepetro.org/OTCONF/proceedings-abstract/91OTC/91OTC/OTC-6530-MS/41339.

Callow L. (LTLC Consulting in association with Salmo Consulting Inc.). Oil and Gas Exploration & Development Activity Forecast Canadian Beaufort Sea 2012 – 2027. Canada; 2012 Apr.

Li G., Zhang D., Yue Q. Life-cycle cost-effective optimum design of ice-resistant offshore platforms // J. Offshore Mech. Arct. Eng. 2009. Vol. 133. Issue 3. doi: 10.1115/1.3124138.

10.

Zhang D., Yue Q. Major challenges of offshore platforms design for shallow water oil and gas field in moderate ice conditions // Ocean Engineering. 2011. Vol. 38, Issue 10. P. 1220–1224. doi: 10.1016/j.oceaneng.2011.05.012.

11.

Boiko A.Y. Offshore ice-resistant fixed platform for the Dolginskoye field in the Pechora Sea : dissertation. Stavanger: University of Stavanger, 2014.

12.

Bychkov D.A. Offshore Ice-Resistant Fixed Platform Prirazlomnaya // Problems of Geology and Subsurface Development, Part II; Apr 4–8, 2016; Tomsk, Russia. Available from: portal.tpu.ru/files/conferences/usovma/2016/vol2_2016.pdf.

13.

Sharapov D. Ice Factors Overview for Offshore Platforms // Proceedings of the 2nd International Conference on Advanced Civil Engineering and Smart Structures; Nov 25–26, 2023; Chengdu, China. Available from: link.springer.com/book/10.1007/978-981-97-1514-5.

14.

Du X., Cui Y., Liu Y. The Research and Application of the Ice-Resistant Technology for the Offshore Structures in Bohai Sea Available to Purchase // ASME 2015 34th International Conference on Ocean, Offshore and Arctic Engineering; May 31 – June 5, 2015; St. John’s, Newfoundland, Canada. Available from: asmedigitalcollection.asme.org/OMAE/proceedings-abstract/OMAE2015/56567/V008T07A036/289657.

15.

Korneeva Ya.A. Risk factors for Oil and Gas Workers on the Offshore Ice-Resistant Platform in the Caspian Sea // SPE Annual Caspian Technical Conference; Oct 21–22, 2020; Virtual. Available from: onepetro.org/SPECTCE/proceedings-abstract/20CTC/20CTC/D023S013R007/449741.

16.

orsted.com [Internet]. Ørsted’s experience with suction bucket jackets [cited 2022 Jul 9]. Available from: orsted.com/en/what-we-do/renewable-energy-solutions/offshore-wind/technology/suction-bucket-jacket-foundations.

17.

Pretlove J., Royston S. Towards autonomous operations // Offshore Technology Conference; May 1–4, 2023; Houston, Texas, USA [cited 2022 Jul 9]. Available from: onepetro.org/OTCONF/proceedings-abstract/23OTC/23OTC/D041S054R006/519222.

18.

ABB. Energy transition equation: Offshore oil & gas: Minimizing emissions on the journey towards autonomous operations. 2022. Report No.: 4JZZ000395enA.

19.

iso.org [интернет]. ISO 19906:2019. Petroleum and natural gas industries — Arctic offshore structures. 2th ed. [дата обращения 13.07.2022]. Доступ по ссылке: www.iso.org/standard/65477.html.

20.

Davenport G.F., Runge K.H., Murff J.D., inventors; ExxonMobil Upstream Research Co, assignee. Offshore caisson having upper and lower sections separated by a structural diaphragm and method of installing the same. United States patent US 6371695B1. 2002 Apr 16.

21.

api.org [интернет]. American Petroleum Institute. RP 2A-WSD: Recommended practice for planning, designing, and constructing fixed offshore platforms—Working stress design (22nd ed.) [дата обращения 15.07.2022]. Доступ по ссылке: publications.api.org.