NO770100L

NO770100L - PROCEDURE AND APPARATUS FOR STABILIZING A LIQUID, SEMI-SUBCABLE DEVICE.

Info

Publication number: NO770100L
Application number: NO770100A
Authority: NO
Inventors: Gunnar B Bergman; Wilbur H Goss
Original assignee: Seatek Corp
Priority date: 1976-01-19
Filing date: 1977-01-12
Publication date: 1977-07-20

Description

Det er behov for halvt nedsenkbare, flytende plattformer til forskjellige slags oppgaver utenfor kysten, deriblant til vitenskapelige undersøkelser og boring etter og produksjon av olje og gass. Under bruk ønskes en stabil plattrom. Bølgebe-vegelsene fremkaller imidlertid betydelig uønsket svingende plattformbevegelse, som hiving (vertikal, lineær forskyvning), rulling (vinkelforskyvning om en langsgående akse) og stamping (vinkelforskyvning om en tverrakse). I grov sjø er det særlig ønskelig å redusere hivingen for oppnåelse av en stabil plattform. There is a need for semi-submersible, floating platforms for various types of tasks offshore, including scientific research and drilling for and production of oil and gas. During use, a stable plate space is desired. However, the wave motions induce significant undesired oscillating platform motion, such as heaving (vertical, linear displacement), rolling (angular displacement about a longitudinal axis) and pitching (angular displacement about a transverse axis). In rough seas, it is particularly desirable to reduce the heave to achieve a stable platform.

Ettersom en halvt nedsenkbar, flytende plattform erAs a semi-submersible floating platform is

et resonanssystem, vil uønsket, svingende plattformforskyvning økes betydelig som respons på bølgebevegelse med bølgeperioder som i det vesentlige svarer til plattformens resonansperiode (slike bølgeperioder vil i det følgende bli kalt resonansbølge-perioder). Hiving ved resonansbølgeperioder kan således bli flere ganger større enn den maksimale hiving for sammenlignbare bølge-høyder ved andre bølgeperioder, som ikke er resonansperioder. a resonant system, unwanted, oscillating platform displacement will be significantly increased in response to wave motion with wave periods that essentially correspond to the platform's resonant period (such wave periods will be called resonant wave periods in the following). Heave at resonant wave periods can thus be several times greater than the maximum heave for comparable wave heights at other wave periods, which are not resonant periods.

Fremgangsmåter og anordninger som hittil er blitt foreslått for reduksjon av uønsket, svingende bevegelse av en flytende plattform, krever gjerne utøvelse av store, regulerende krefter av en 'type som ikke lar seg fremkalle økonomisk for motvirkning av de meget sterke, forstyrrende krefter som utøves mot plattformen av bølgebevegelsen. Det ville kreves langt mindre og mer økonomisk fremkalte regulerende krefter for en halvt nedsenkbar plattform, som også viser resonans ved lengre, mindre vanlig forekommende bølgeperioder. Men en halvt nedsenkbar plattform kan fortsatt være utsatt for alvorlig hiving ved kortere, vanlig forekommende, ikke-resonansbølgeperioder. Videre vil konstruksjonshensyn for reduksjon av hivingen ved slike kortere, ikke-resonansbølge-perioder også tendere til å-gi plattformen resonansvirkning ved kortere, mer alminnelig forekommende bølgeperioder. Methods and devices which have hitherto been proposed for the reduction of undesired, swinging motion of a floating platform often require the application of large, regulating forces of a type which cannot be induced economically to counteract the very strong, disturbing forces which are exerted against the platform of the wave motion. Far less and more economically induced regulating forces would be required for a semi-submersible platform, which also exhibits resonance at longer, less commonly occurring wave periods. However, a semi-submersible platform may still be subject to severe heave at shorter, commonly occurring, non-resonant wave periods. Furthermore, design considerations for reducing the heave at such shorter, non-resonant wave periods will also tend to give the platform a resonant effect at shorter, more commonly occurring wave periods.

Ifølge foreliggende oppfinnelse foreslås en fremgangsmåte og anordning for reduksjon av størrelsen av den uønskede forskyvning av en flytende konstruksjon, som en halvt nedsenkbar plattform, ved at det utøves en dempende reguleringskraft, som er en funksjon av plattformens vertikale hastighet (dvs. forandringshastigheten i den vertikale, lineære forskyvning. Denne hastighetsdempende teknikk gjør det mulig å redusere forskyv-ningsstørrelsen av den halvt nedsenkbare plattform sterkt ved resonansbølgeperioder ved utøvelse av en forholdsvis liten og økonomisk fremkalt, dempende reguleringskraft. Følgelig mulig-gjøres også en konstruksjon av en halvt nedsenkbar plattform med vesentlig redusert forskyvningsstørrelse ved kortere, ikke-resonansbølgeperioder, skjønt plattformen da kan vise resonans ved kortere bølgeperioder. Ifølge ytterligere trekk ved oppfinnelsen foreslås således også-en fremgangsmåte og anordning for vesentlig reduksjon av plattformens forskyvningsstørrelse ved kortere, ikke-resonansbølgeperioder. According to the present invention, a method and device is proposed for reducing the size of the unwanted displacement of a floating structure, such as a semi-submersible platform, by exerting a damping control force, which is a function of the platform's vertical speed (i.e. the rate of change in the vertical , linear displacement. This speed-damping technique makes it possible to greatly reduce the displacement magnitude of the semi-submersible platform at resonant wave periods by applying a relatively small and economically induced damping control force. Consequently, it also enables the construction of a semi-submersible platform with substantial reduced displacement magnitude at shorter, non-resonant wave periods, although the platform can then show resonance at shorter wave periods. According to further features of the invention, a method and device for substantially reducing the platform's displacement magnitude at shorter, non-resonant wave periods is thus also proposed e resonance wave periods.

Oppfinnelsen skal beskrives nærmere under henvisning til tegningene, hvor: Fig. 1 er en gjengivelse i perspektiv av en konvensjonell, halvt nedsenkbar plattform av den type som for tiden benyttes for boring utenfor kystene, Fig. 2 er et diagram som illustrerer hivingsresponsen hos en konvensjonell, halvt nedsenkbar plattform, som den som er vist i fig. 1, som funksjon av en bølgeperiode og hivingsresponsen hos en halvt nedsenkbar plattform som er forbedret ifølge foreliggende oppfinnelse, som den som er vist i fig. 15, som en funksjon av en bølgeperiode, The invention shall be described in more detail with reference to the drawings, where: Fig. 1 is a perspective rendering of a conventional, semi-submersible platform of the type currently used for offshore drilling, Fig. 2 is a diagram illustrating the heave response of a conventional , semi-submersible platform, such as that shown in fig. 1, as a function of a wave period and the heave response of a semi-submersible platform improved in accordance with the present invention, such as that shown in FIG. 15, as a function of a wave period,

Fig. 3 er en skjematisk gjengivelse av de krefterFig. 3 is a schematic representation of the forces

som utøves av bølger mot en pongtong og tilordnede ben for en konvensjonell, halvt nedsenkbar plattform, f.eks. som vist i fig. 1, which is exerted by waves against a pontoon and associated legs for a conventional semi-submersible platform, e.g. as shown in fig. 1,

Fig. 4 er et diagram, som illustrerer hivingsresponsen hos en konvensjonell, halvt nedsenkbar plattform, f.eks. som vist i fig. 1, som en funksjon av en bølgeperiode både med og uten hastihetsdempning. Fig. 4 is a diagram illustrating the heave response of a conventional semi-submersible platform, e.g. as shown in fig. 1, as a function of a wave period both with and without velocity damping.

Fig. 5 viser en anordning for hydrostatisk hastighetsdempning av en halvt nedsenkbar plattform ifølge en utførelses-form av foreliggende oppfinnelse, Fig. 6 er et blokkskjema av et reguleringssystem med lukket krets for anordningen ifølge fig. 5, Fig. 7 viser et eksempel på sensoren for vertikal hastighet ifølge fig. 6, Fig. 8 viser en alternativ anordning for hydrostatisk hastighetsdempning for en halvt nedsenkbar plattform ifølge et annet utførelseseksempel av oppfinnelsen, Fig. 9 er et blokk-skjerna av reguleringssystemet med lukket krets for anordningen ifølge fig. 8, Fig. 10 viser ytterligere en anordning for hydrostatisk hastighetsdempning av en halvt nedsenkbar plattform ifølge et annet utførelseseksempel av oppfinnelsen, Fig. 11A og 11B er tverrsnitt, som illustrerer drifts-prinsippene for en kraftreguleringstank for hydrostatisk hastighetsdempning av en halvt nedsenkbar. plattform ifølge en annen utførelsesform av oppfinnelsen, Fig. 12 er et delvis bortbrutt oppriss av et parti av en halvt nedsenkbar plattform som er utstyrt med kraftregu-leringstanken ifølge fig. 11A og 11B, Fig..13 er en gjengivelse i perspektiv av en halvt nedsenkbar plattform utstyrt med fire kraftreguleringstanker av den type som er vist i fig. 11A og 11B, Fig. 14 er et funksjons-skjema av kraftregulerings-tanken ifølge fig. 11A og 11B i et dynamisk bevegelseshemmende reguleringssystem, Fig. 15 er en gjengivelse i perspektiv av en halvt nedsenkbar plattform som er forbedret ifølge en annen utførelses-form av oppfinnelsen, Fig. 16 er et diagram, som illustrerer hivingskrefter på den forbedrede, halvt nedsenkbare plattform ifølge fig. 15, Fig. 17 og 18 er skjematiske enderiss av forbedrede, halvt nedsenkbare plattformer ifølge andre utførelsesformer av foreliggende oppfinnelse, Fig. 19A og 19B er et skjematisk oppriss hhv. sideriss av en forbedret, halvt nedsenkbar plattform ifølge ytterligere et utførelseseksempel av foreliggende oppfinnelse. Fig. 5 shows a device for hydrostatic speed damping of a semi-submersible platform according to an embodiment of the present invention, Fig. 6 is a block diagram of a regulation system with a closed circuit for the device according to fig. 5, Fig. 7 shows an example of the sensor for vertical speed according to fig. 6, Fig. 8 shows an alternative device for hydrostatic speed damping for a semi-submersible platform according to another embodiment of the invention, Fig. 9 is a block diagram of the closed circuit control system for the device according to fig. 8, Fig. 10 further shows a device for hydrostatic speed damping of a semi-submersible platform according to another embodiment of the invention, Figs. 11A and 11B are cross-sections, which illustrate the operating principles of a power control tank for hydrostatic speed damping of a semi-submersible. platform according to another embodiment of the invention, Fig. 12 is a partially broken away elevation of a part of a semi-submersible platform which is equipped with the power regulation tank according to fig. 11A and 11B, Fig. 13 is a perspective view of a semi-submersible platform equipped with four power control tanks of the type shown in Figs. 11A and 11B, Fig. 14 is a functional diagram of the power regulation tank according to fig. 11A and 11B in a dynamic restraint control system, Fig. 15 is a perspective view of a semi-submersible platform improved according to another embodiment of the invention, Fig. 16 is a diagram illustrating lifting forces on the improved semi-submersible platform according to fig. 15, Fig. 17 and 18 are schematic end views of improved, semi-submersible platforms according to other embodiments of the present invention, Fig. 19A and 19B are a schematic elevation view respectively. side view of an improved semi-submersible platform according to a further embodiment of the present invention.

Som vist i fig. 1, omfatter en halvt nedsenkbar plattform av den type som for tiden benyttes til oljeboring utenfor kysten et dekk 13, som er avstøttet over vannflaten 19 av fire ' hule, vertikalt forløpende søyler eller ben 15 og to horisontalt forløpende pongtonger 17, som hver forbinder to ben. Skjønt det bare er vist fire ben, kan ytterligere ben anordnes mellom benene 15 langs hver pongtong 17. Pongtongene 17 og deler av benene 15 er nedsenket under vannflaten 19. Et typisk dekk 13 er ca. 60 x As shown in fig. 1, a semi-submersible platform of the type currently used for offshore oil drilling comprises a deck 13, which is supported above the water surface 19 by four hollow, vertically extending columns or legs 15 and two horizontally extending pontoons 17, each connecting two legs. Although only four legs are shown, further legs can be arranged between the legs 15 along each pontoon 17. The pontoons 17 and parts of the legs 15 are submerged below the water surface 19. A typical deck 13 is approx. 60x

60 m og hvert ben 15 og pongtongene 17 har et tverrsnitt på ca.60 m and each leg 15 and the pontoons 17 have a cross-section of approx.

2 74 m . Pongtongene 17 rager et stykke E, som normalt er under ca. 12 m, frem utenfor benene 15. Dypgående under drift av plattformen er ca. 15 til ca. 21 m. I nærvær av forstyrrende bølger vil svingekrefter påvirke benene 15 og pongtongene 17 og fremkalle hiving av plattformen. Hivingens amplityde er en funksjon av bølgeperioden (dvs. tiden mellom bølgetopper, målt fra et stasjonært punkt). 2 74 m. The pontoons 17 project a distance E, which is normally below approx. 12 m, forward outside the legs 15. Draft during operation of the platform is approx. 15 to approx. 21 m. In the presence of disturbing waves, turning forces will affect the legs 15 and the pontoons 17 and cause the platform to heave. The amplitude of the heave is a function of the wave period (ie the time between wave crests, measured from a stationary point).

Fig. 2 illustrerer en typisk responskurve 21 på hiving for plattformen ifølge fig. 1. Kurven er tilnærmet den samme for bølger som kommer på tvers og mot plattformens baug éller akter. Den vertikale akse representerer den absolutte verdi for forholdet mellom hivingens amplityde og bølgeamplityden målt ved en gitt bølgeamplityde (som 4,5 m), mens den horisontale akse representerer bølgeperioder i sekunder. For en gitt bølgeperiode er hivingens amplityde således lik tilsvarende verdi på kurven 21 multiplisert med bølgeamplityden. Kurven 21 er produktet av to hovedkomponenter korrigert med motstandsvirk-ningen av plattformens geometri. Disse to komponenter er responsen på de svingekrefter som utøves av bølgene mot bunnen av benene og responsen på de svingekrefter som påvirker pongtongene. Fig. 2 illustrates a typical response curve 21 on lifting for the platform according to fig. 1. The curve is approximately the same for waves that come across and towards the bow or stern of the platform. The vertical axis represents the absolute value of the ratio of the heave amplitude to the wave amplitude measured at a given wave amplitude (such as 4.5 m), while the horizontal axis represents wave periods in seconds. For a given wave period, the amplitude of the wave is thus equal to the corresponding value on the curve 21 multiplied by the wave amplitude. The curve 21 is the product of two main components corrected with the resistance effect of the platform's geometry. These two components are the response to the turning forces exerted by the waves against the bottom of the legs and the response to the turning forces affecting the pontoons.

Ved visse bølgeperioder er benkraften motsatt rettet til pongtongkraften. Disse krefter er illustrert i fig. 3, hvor et sideriss av en halvt nedsenkbar plattform, som vist i fig. 1, er skjematisk gjengitt i nærvær av store bølger 26. Når bølge-toppen 32 passerer, vil det dynamiske trykk som skyldes bølgen avta med dybden. For en pongtong med en gitt vertikal dimensjon D vil det foreligge et dynamisk trykkdifferensial F^ som virker nedad på pongtongen i motsetning til de oppadrettede krefter Fc på benene 15. At certain wave periods, the leg force is oppositely directed to the pontoon force. These forces are illustrated in fig. 3, where a side view of a semi-submersible platform, as shown in fig. 1, is schematically shown in the presence of large waves 26. When the wave crest 32 passes, the dynamic pressure due to the wave will decrease with depth. For a pontoon with a given vertical dimension D, there will be a dynamic pressure differential F^ which acts downwards on the pontoon in contrast to the upward forces Fc on the legs 15.

Kurven 21 antyder at plattformens hiving varierer betydelig som en funksjon av bølgeperioden. Spesielt opptrer maksimal hiving ved plattformresonans angitt ved området R. I resonansområdet vil oppadrettede krefter F^ som påvirker ben-bunnen dominere. Minimal hiving opptrer i punktene B og C. I punkt C vil de oppadrettede benkrefter Fc og nedadrettede pongtongkrefter F oppheve hverandre, skjønt nettokreftene ikke er Curve 21 suggests that platform heave varies significantly as a function of wave period. In particular, maximum heave occurs at platform resonance indicated by the area R. In the resonance area, upward forces F^ affecting the leg-bottom will dominate. Minimal heaving occurs at points B and C. At point C, the upward leg forces Fc and downward pontoon forces F cancel each other, although the net forces are not

P P

null som følge av nærvær av små plattformmotstandskrefter. I punkt B vil ben- og pongtongkreftene Fc og F^likeledes oppheve hverandre og tendere mot nettokraft null. Et mindre hivingsmaksimum opptrer i området P, hvor de nedadrettede krefter Fp som påvirker pongtongen dominerer. Størrelsen av hivingsmaksimum i området P er omtrent 0,4 av bølgeamplityden, mens størrelsen av hivingsmaksimum i området R er ca. 2,0 ganger så stort som bølgeamplityden. Plattformhivingen kan således være ca. 1,2 m i sjø med en bølgeperiode på ca. 12 sekunder og bølgehøyde på ca. 3 m, men den kan være så meget som ca. 6 m i sjø, hvor bølge-høyden er den samme og bølgeperioden omtrent 18 sekunder. zero due to the presence of small platform resistance forces. At point B, the leg and pontoon forces Fc and F^ will also cancel each other and tend towards zero net force. A smaller heave maximum occurs in the area P, where the downward forces Fp affecting the pontoon dominate. The size of the heave maximum in the area P is approximately 0.4 of the wave amplitude, while the size of the heave maximum in the area R is approx. 2.0 times as large as the wave amplitude. The platform elevation can thus be approx. 1.2 m in sea with a wave period of approx. 12 seconds and a wave height of approx. 3 m, but it can be as much as approx. 6 m in the sea, where the wave height is the same and the wave period approximately 18 seconds.

Alvorlige hivingsproblemer forårsakes av hivingsmaksimum i området P, fordi det opptrer ved' mer alminnelig forekommende bølgeperioder. Konstruksjonshensyn for reduksjon av hivingsmaksimum i området P tenderer imidlertid til å flytte det større hivingsmaksimum i området R til kortere bølgeperioder på mindre enn 18 sekunder. Dette har hittil vært uønsket, idet bølgeperioder på mindre enn 18 sekunder er mer sannsynlige og plattformen derfor med større sannsynlighet vil utsettes for bølger ved sin senkede resonansperiode. Men ved at plattformen utsettes for en svingende dempningskraft som er en funksjon av og i fasemotsetning til hivingshastigheten av plattformen ifølge foreliggende oppfinnelse, kan svingende plattformresonanshiving effektivt og.økonomisk reduseres til akseptable nivåer ved ut-øvelse av en forholdsvis liten kraft. Plattformen kan da også konstrueres i overensstemmelse med oppfinnelsen for reduksjon av svingende ikke-resonanshiving til akseptable nivåer. Serious heave problems are caused by the heave maximum in the area P, because it occurs at more commonly occurring wave periods. However, design considerations for reducing heave maximum in area P tend to move the larger heave maximum in area R to shorter wave periods of less than 18 seconds. This has so far been undesirable, as wave periods of less than 18 seconds are more likely and the platform is therefore more likely to be exposed to waves at its lowered resonance period. However, by subjecting the platform to a fluctuating damping force which is a function of and in phase opposition to the heaving speed of the platform according to the present invention, fluctuating platform resonance heaving can be effectively and economically reduced to acceptable levels by the application of a relatively small force. The platform can then also be constructed in accordance with the invention to reduce fluctuating non-resonant heaving to acceptable levels.

Virkningen av hastighetsdempning og betydningen av å utøve en kraft som er en funksjon av og i.fasemotsetning til hastigheten - i motsetning til f.eks. en kraft som er en funksjon av forskyvning eller akselerasjon - vil kunne forstås på grunnlag av følgende, grunnleggende ligning'for svingebevegelse av et dempet resonanssystem: The effect of speed damping and the importance of exerting a force which is a function of and in phase opposition to the speed - as opposed to e.g. a force which is a function of displacement or acceleration - can be understood on the basis of the following basic equation for the swing motion of a damped resonant system:

hvor x, x og x er forskyvning, hastighet hhv. akselerasjon, k er tilbakeføringskoeffisienten (eller fjærkonstanten), c er dempningskoeffisienten, m er systemets masse, Pq er spissamplityden av eksiteringskraften, u er variasjonsrekvensen av den forstyrrende kraft og t er tiden. Etter deling med m kan ligning (1) skrives hvor p er lik c/m, r er lik k/m og Fq er lik p^/m. Med utgangs-punkt i ligning (2) kan det vises at systemforskyvningen kan defineres som hvor e er fasevinkelen. Systemhastigheten kan uttrykkes som Fra ligning (2) kan dempningskraften defineres som Ved resonans er r-to 2 lik null og fasevinkelen e er 90°. Ligning (5) kan omskrives som where x, x and x are displacement, speed and acceleration, k is the coefficient of restitution (or spring constant), c is the damping coefficient, m is the mass of the system, Pq is the peak amplitude of the excitation force, u is the frequency of variation of the disturbing force and t is the time. After dividing by m, equation (1) can be written where p is equal to c/m, r is equal to k/m and Fq is equal to p^/m. With the starting point in equation (2) it can be shown that the system displacement can be defined as where e is the phase angle. The system velocity can be expressed as From equation (2) the damping force can be defined as At resonance, r-to 2 equals zero and the phase angle e is 90°. Equation (5) can be rewritten as

Ligning 6 fastslår at dempningskraften px er lik eksiteringskraf ten Fq sinajt ved resonans. Med andre ord vil alle andre krefter som påvirker plattformen, tregheten som følge av masse og akselerasjon, fjærkraften som følge av fjærkonstanten og forskyvningen, ikke få noen virkning på plattformen (idet de er innbyrdes like og motsatt rettet ved resonans). Hvis det følgelig opprettes en dempningskraft som en funksjon av og i fasemotsetning til plattformhastigheten, vil denne effektivt motvirke den bølge-fremkalte, forstyrrende kraft. Det fremgår av ligning (5) at dempningskraftens pk amplityde ved andre frek-2 2 venser ikke vil være F osintot, men mindre, fordi leddet (r-u> ) da ikke er null og alltid er positivt. Dempningskraften har således en maksimal amplityde nøyaktig der den er mest fordelaktig, nemlig ved resonans, og en lavere amplityde ved andre frekvenser. Equation 6 states that the damping force px is equal to the excitation force Fq sinajt at resonance. In other words, all other forces affecting the platform, the inertia due to mass and acceleration, the spring force due to the spring constant and the displacement, will have no effect on the platform (as they are mutually equal and oppositely directed at resonance). Consequently, if a damping force is created as a function of and in phase opposition to the platform velocity, this will effectively counteract the wave-induced disturbing force. It appears from equation (5) that the amplitude of the damping force pk at other frequencies will not be F osintot, but smaller, because the term (r-u> ) is then not zero and is always positive. The damping force thus has a maximum amplitude exactly where it is most beneficial, namely at resonance, and a lower amplitude at other frequencies.

Av ligning (6) kan utledes at hvis det genereres en sinusformet kraft som er proporsjonal med plattformhivingens hastighet ved resonans, vil den være nøyaktig lik den sinusformede, bølgeproduserte forstyrrende kraft som påvirker plattformen. Videre har dempningskraften px (produktet av systemhastigheten og dempningskoeffisienten) en konstant spissverdi ved resonans uansett dempningskoeffisienten. Hvis man således øker dempningskoeffisienten p, vil hastigheten x ledsagende reduseres og omvendt, slik at produktet av de to verdier forblir konstant. I det her omtalte system vil den faste spissverdi av dempnings-Jcraften ved resonans eksistere så lenge størrelsen av den nød-vendige kraft for utøvelse motsatt den forstyrrende kraft.forblir innen grensene for de tilgjengelige krefter fra det kraft-genererende system. From equation (6) it can be deduced that if a sinusoidal force is generated that is proportional to the speed of the platform heave at resonance, it will be exactly equal to the sinusoidal, wave-produced disturbing force affecting the platform. Furthermore, the damping force px (the product of the system speed and the damping coefficient) has a constant peak value at resonance regardless of the damping coefficient. Thus, if the damping coefficient p is increased, the speed x will be correspondingly reduced and vice versa, so that the product of the two values remains constant. In the system referred to here, the fixed peak value of the damping Jcraft at resonance will exist as long as the magnitude of the necessary force for exercise opposite the disturbing force remains within the limits of the available forces from the force-generating system.

Fig. 4 illustrerer en eksperimentelt fremkommet hivingsresponskurve 50 for en skalamodell av den halvt nedsenkbare plattform av den type som er vist i fig. 1 med meget små dempningsmengder, slik det oppnås ved plattformens motstand, Fig. 4 illustrates an experimentally obtained heave response curve 50 for a scale model of the semi-submersible platform of the type shown in fig. 1 with very small amounts of damping, as achieved by the resistance of the platform,

og en eksperimentelt fremkommet hivingsresponskurve 52 for samme skalamodell med hastighetsproporsjonalt utøvet dempning. Den vertikale akse representerer den absolutte verdi av hivingsamplityden for bølgeenhetsamplityde (forutsatt som ca. and an experimentally derived heave response curve 52 for the same scale model with speed-proportional applied damping. The vertical axis represents the absolute value of the heave amplitude for wave unit amplitude (assumed to be approx.

4,5 m for eksperimentet) og den horisontale akse represen-, terer bølgeperioden i sekunder. Kurven 52 er basert på 50% kritisk demping. Kritisk demping er den dempingsmengde som forårsaker at et resonanssystem, når det forskyves fra hvile-stilling, tenderer til å vende tilbake til hvilestillingen, 4.5 m for the experiment) and the horizontal axis represents the wave period in seconds. Curve 52 is based on 50% critical damping. Critical damping is the amount of damping which causes a resonant system, when displaced from its rest position, to tend to return to its rest position,

idet det nærmer seg denne stilling som en asymptote og så vidt unngår forskyvning i motsatt retning. Matematisk vil et dempet harmonisk system som beskrevet i ligning (1) være kritisk dempet, hvis c 2= 4 mk. Av fig. 4 fremgår at den maksimale plattform-hivingsamplitydé ved 18-sekunders resonansbølgeperioden ved bruk av hastighetsproporsjonal dempning blir betydelig redusert fra mer enn det dobbelte til ca. 0,1 av bølgeamplityden. Videre blir plattformhivingsamplitydens mindre maksimum ved as it approaches this position as an asymptote and barely avoids displacement in the opposite direction. Mathematically, a damped harmonic system as described in equation (1) will be critically damped, if c 2= 4 mk. From fig. 4, it appears that the maximum platform heave amplitude at the 18-second resonant wave period when using velocity proportional damping is significantly reduced from more than double to approx. 0.1 of the wave amplitude. Furthermore, the platform heave amplitude becomes smaller at maximum

12-13 sekunders ikke-resonansbølgeperiode redusert fra omtrent 0,4 til mindre enn 0,25 av bølgeamplityden. 12-13 second non-resonant wave period reduced from about 0.4 to less than 0.25 of the wave amplitude.

I fig. 4 er dempningskrefter i tonn pr. ben for en firebensplattform, som vist i fig. 1, og for en bølgehøyde på In fig. 4 are damping forces in tonnes per legs for a four-legged platform, as shown in fig. 1, and for a wave height of

ca. 4,5 m vist under den horisontale akse for visse bølgeperioder. Det vil fremgå at dempningskrefter av en lett tilgjengelig og økonimisk mulig størrelse kan utøves for å oppnå den betydelig reduserte hivingsresponskurve 52. Ved 18 sekunders bølgeperioden for plattformens resonans benyttes en dempende spisskraft på about. 4.5 m shown below the horizontal axis for certain wave periods. It will be seen that damping forces of an easily accessible and economically feasible size can be exerted to achieve the significantly reduced heave response curve 52. At the 18 second wave period for the platform's resonance, a damping peak force of

ca. 24 tonn pr. ben for oppnåelse av den illustrerte reduksjon av hivingsamplityden. Denne 24 tonns spisskraft vil variere sinusformet med den sinusformede variasjon i hivingshastigheten og bølgekraften under en bølgeperiode på 18 sekunder. Ved den 12-13 sekunders ikke-resonans bølgeperiode benyttes en dempende spisskraft på ca. 86 tonn pr. ben for oppnåelse av den illustrerte senkning av hivingsamplityden. Det skal bemerkes at slike krefter er fullt ut oppnåelige, idet det i en plattform av den type som er vist i fig. 1, ved økt bendiameter på ca. 12 m kan utøves en 50 tonns kraft ved en endring av faktisk vannivå i benet med ca. 0,43 m fra en middels vannstand. about. 24 tonnes per leg to achieve the illustrated reduction in heave amplitude. This 24 tonne peak force will vary sinusoidally with the sinusoidal variation in heave speed and wave force over a wave period of 18 seconds. During the 12-13 second non-resonant wave period, a damping peak force of approx. 86 tonnes per leg to achieve the illustrated lowering of heave amplitude. It should be noted that such forces are fully achievable, as in a platform of the type shown in fig. 1, with an increased leg diameter of approx. 12 m, a force of 50 tonnes can be exerted by a change in the actual water level in the leg by approx. 0.43 m from a medium water level.

I fig. 5 ses et aktivt hydrostatisk system for hastighetsdempning av en halvt nedsenkbar plattform av den type som er vist i fig. 1. Dette system benytter seg av lufttrykk for bevegelse av sjøvann, slik at man får opprettholdt det aktuelle vannivå over eller under et middelsnivå med en verdi som til enhver tid er proporsjonal med plattformens vertikale hastighet. Systemet er anordnet i ett av benene 15, som i dette tilfelle In fig. 5 shows an active hydrostatic system for speed damping of a semi-submersible platform of the type shown in fig. 1. This system uses air pressure to move seawater, so that the current water level is maintained above or below a mean level with a value that is proportional to the platform's vertical speed at all times. The system is arranged in one of the legs 15, as in this case

er åpent i bunnen. Fortrinnsvis anordnes et identisk system i hvert plattformben. Nedre og øvre tverrskott 56 og 58, vann-nivå-et 64 og et vertikalt skott 60 deler et nedre parti av benet 15 is open at the bottom. Preferably, an identical system is arranged in each platform leg. Lower and upper transverse bulkheads 56 and 58, a water level 64 and a vertical bulkhead 60 divide a lower part of the leg 15

i tre kamre 62, 66 og 68 som inneholder luft (eller en annen gass). in three chambers 62, 66 and 68 which contain air (or another gas).

En luftpumpe 70, fortrinnsvis av typen Roots (en lavtrykkspumpe med stor kapasitet) har en inntaksledning 72, som kommuniserer med kammeret 62 via en ventil 78 og en ledning 74 og med kammeret 68 via en ledning 76. Pumpen 70 har også en utløpsledning 80, som kommuniserer med kammeret 62 via ventilen 86 og en led- . ning 82 og med kammeret 66 via en ledning 84. Vannivået i ballasttanken som dannes av den åpne bunn i benet 15, reguleres av lufttrykket i kammeret 62. En ballastvannføler 88 i nedre ende av benet 15 avgir et ballastsignal som angir den mengde ballast-vann som befinner seg ombord i plattformen og dermed størrelsen av den utøvede antihivingskraft. An air pump 70, preferably of the Roots type (a large capacity low pressure pump) has an inlet line 72, which communicates with the chamber 62 via a valve 78 and a line 74 and with the chamber 68 via a line 76. The pump 70 also has an outlet line 80, which communicates with the chamber 62 via the valve 86 and a joint. ning 82 and with the chamber 66 via a line 84. The water level in the ballast tank, which is formed by the open bottom in the leg 15, is regulated by the air pressure in the chamber 62. A ballast water sensor 88 at the lower end of the leg 15 emits a ballast signal that indicates the amount of ballast water which is on board the platform and thus the size of the exerted anti-heave force.

I den illustrerte anordning pumpes luft til enhver tid i samme retning, slik at det normalt opprettholdes et forholdsvis høyere trykk i kammeret 66 og et forholdsvis lavere trykk i kammeret 68. Hvis ventilen 86 åpnes, vil luft med høyere trykk fra kammeret 66 tre inn i kammeret 62 og tvinge vann ut fra ballasttanken for derved å øke den vertikale, oppadrettede kraft . på plattformen. Hvis ventilen 78 åpnes, vil luft fra kammeret 62 tre inn i lavtrykkskammeret 68 for derved å trekke vann inn i ballasttanken og opprette en komponent av nedadrettet vertikal-kraft. Hvis vannivået 64 f.eks. er på ca. 21 m og trykket i kammeret 62 er ca. 3,1 kg/cm 2 (tilnærmet det omgivende vannets trykk), vil kammeret 66 ha et trykk på ca. 3,8 kg/cm 2 og kammeret 68 et trykk på ca. 2,4 kg/cm 2. Dette bidrar til å redusere det arbeid som kreves av pumpen 70, som bringes til å gå konstant med en fast hastighet og i bare en retning for opprettholdelse av dette trykkdifferensial i kamrene 66 og 68. Skjønt pumpen 70 er vist anordnet på et sted ovenfor vannflaten 71, kan den anbringes på et annet sted, f.eks. i veggen 60 mellom kamrene 66 og 68, eller på plattformens dekk, hvor den er lett tilgjengelig. Pumpen drives fortrinnsvis ved et nokså konstant kraftnivå bestemt av sjøforholdene, idet den drives på et høyere nivå i grov sjø og et lavere nivå i smult vann. In the illustrated arrangement, air is pumped in the same direction at all times, so that a relatively higher pressure is normally maintained in the chamber 66 and a relatively lower pressure in the chamber 68. If the valve 86 is opened, air with a higher pressure from the chamber 66 will enter the the chamber 62 and force water out of the ballast tank to thereby increase the vertical, upward force. on the platform. If the valve 78 is opened, air from the chamber 62 will enter the low pressure chamber 68 thereby drawing water into the ballast tank and creating a component of downward vertical force. If the water level 64 e.g. is of approx. 21 m and the pressure in chamber 62 is approx. 3.1 kg/cm 2 (approximately the pressure of the surrounding water), the chamber 66 will have a pressure of approx. 3.8 kg/cm 2 and the chamber 68 a pressure of approx. 2.4 kg/cm 2 . This helps to reduce the work required of the pump 70, which is made to run constantly at a fixed speed and in only one direction to maintain this pressure differential in the chambers 66 and 68. Although the pump 70 is shown arranged in a place above the water surface 71, it can be placed in another place, e.g. in the wall 60 between the chambers 66 and 68, or on the deck of the platform, where it is easily accessible. The pump is preferably operated at a fairly constant power level determined by the sea conditions, as it is operated at a higher level in rough seas and a lower level in brackish water.

Et lukket reguleringssløyfesystem, som vist i fig. 6, benyttes for drift av ventilene 78 og 86. Dette system omfatter en vertikalhastighetsføler 90 for registrering av plattformens vertikale hastighet og generering av et signal som er proporsjonalt med denne. Føleren 90 kan være en valgfri føler av konven sjonell type, som en akselerasjons-registrerende anordning, hvis utgang er integrert, slik at den gir et hastighetssignal eller en vertikal forskyvningssensor, hvor utgangen differensieres for angivning av et hastighetssignal. En føler for vertikal forskyvning er vist i fig. 7, og omfatter en kabel 92, som er festet til et lodd 94 på havbunnen i den ene ende, forløper oppad over en sporskive 96 på plattformens dekk 13 og i den andre ende er festet til plattformens dekk, slik at rotasjon av skivens aksel er direkte proporsjonal med den vertikale hivingsforskyvning av plattformen. Rotasjonen av sporskivens aksel driver armen for et potensiometer 98, slik at det i en ledning 100 avgis et utgangssignal, som er direkte proporsjonalt med den vertikale plattformforskyvning. Dette utgangssignal differensieres av en differ-ensieringskrets 102, slik at det i en utgangsledning 104 avgis et hastighetssignal, som er direkte proporsjonalt med første avledede av plattformforskyvningen (dvs. plattformens hastighet) og som har en retning eller polaritet som bestemmes av retningen (opp eller ned) av plattformforskyvningen. A closed control loop system, as shown in fig. 6, is used to operate the valves 78 and 86. This system comprises a vertical speed sensor 90 for recording the platform's vertical speed and generating a signal that is proportional to this. The sensor 90 can be an optional sensor of a conventional type, such as an acceleration-recording device, the output of which is integrated, so that it provides a speed signal or a vertical displacement sensor, where the output is differentiated to indicate a speed signal. A sensor for vertical displacement is shown in fig. 7, and comprises a cable 92, which is attached to a plumb line 94 on the seabed at one end, runs upwards over a track disc 96 on the platform's deck 13 and at the other end is attached to the platform's deck, so that rotation of the disc's axis is directly proportional to the vertical heave displacement of the platform. The rotation of the track disk shaft drives the arm of a potentiometer 98, so that an output signal is given in a wire 100, which is directly proportional to the vertical platform displacement. This output signal is differentiated by a differentiation circuit 102, so that a speed signal is emitted in an output line 104, which is directly proportional to the first derivative of the platform displacement (i.e. the speed of the platform) and which has a direction or polarity determined by the direction (up or down) of the platform displacement.

Som vist i fig. 6, mates hastighetssignalet i ledning 104 til en forsterkningskontrollkrets 106, som avgir en inngang til en differansekrets 108. Et ballastsignal i en ledning 110 As shown in fig. 6, the speed signal in line 104 is fed to a gain control circuit 106, which provides an input to a difference circuit 108. A ballast signal in a line 110

fra ballastvannføleren 88 ifølge fig. 5 danner den andre inngang til differansekretsen 108. Dette ballastsignal er proporsjonalt med den verdi med hvi*lken det aktuelle vannivå over-eller underskrider en middelvannstand (eller med vann-volumet over eller under middel-vannivået) for en ballasttank med jevnt tverrsnitt og har en retning eller polaritet som bestemmes av om. det faktiske vannivå befinner seg over eller under middelstanden. Differansekretsen 108 avgir et differanse-utgangssignal som er proporsjonalt med den algebraiske forskjell mellom de to inngangene. Dette differansesignal forsterkes av en forsterk-er 112 og mates til en krets 114, som avgir et utgangssignal i ledningen 116 eller 118, bestemt av retningen eller polari-teten av differansesignalet fra differansekretsen 108. Ut-gangssignalet i ledningen 116 eller 118 går til ventilregulatoren 120 hhv. 122 for regulering av ventilen 78 hhv. 86, slik at vannivået i ballasttanken forandres i retning av å redusere differansesignalet fra kretsen 108. Utgangssignalene som mates til ventilregulatorene 120 hhv. 122 må ikke være proporsjonale from the ballast water sensor 88 according to fig. 5 forms the second input to the differential circuit 108. This ballast signal is proportional to the value by which the relevant water level exceeds or falls below a mean water level (or with the water volume above or below the mean water level) for a ballast tank with a uniform cross-section and has a direction or polarity determined by whether. the actual water level is above or below the mean level. The difference circuit 108 produces a difference output proportional to the algebraic difference between the two inputs. This difference signal is amplified by an amplifier 112 and fed to a circuit 114, which emits an output signal in the line 116 or 118, determined by the direction or polarity of the difference signal from the difference circuit 108. The output signal in the line 116 or 118 goes to the valve regulator 120 respectively 122 for regulating the valve 78 or 86, so that the water level in the ballast tank changes in the direction of reducing the differential signal from the circuit 108. The output signals which are fed to the valve regulators 120 and 122 must not be proportional

med differansesignalet fra differansekretsen 108, idet reguler-ingskretsen kan drives på konvensjonell på/av servokretsmåte. with the difference signal from the difference circuit 108, the control circuit can be operated in conventional on/off servo circuit fashion.

Forutsatt at plattformbevegelsen i et gitt øyeblikkAssuming that the platform movement at a given moment

er oppadrettet, vil en dempningskraft med passende retning fremkalles, hvis det faktiske vannivå i ballasttanken er høyere enn'middelstanden (positiv) med en verdi som er proporsjonal (for lineær dempning) med den oppadgående (positive plattformhastig-het. Hvis det faktiske vannivå ikke er høyt nok, er det positive plattformhastighetssignal større enn det positive ballastsignal og det fremkalles et positivt differansesignal av kretsen 108 is directed upwards, a damping force of appropriate direction will be induced, if the actual water level in the ballast tank is higher than the mean level (positive) by a value proportional (for linear damping) to the upward (positive platform speed. If the actual water level does not is high enough, the positive platform speed signal is greater than the positive ballast signal and a positive differential signal is produced by the circuit 108

som medfører at kretsen 114 betjener ventilregulatoren 120. Dermed åpnes ventilen 78 for senkning av trykket i kammeret 62 og trekking av mer vann inn i ballasttanken, inntil vannmengden der over middelstand er proporsjonal med den registrerte plattform-hastighet, hvorpå differansesignalet blir null og ventilen 78 lukkes. Hvis det faktiske vannivå i ballasttanken er for høyt og plattformhastigheten er positiv, vil differansesignalet bli negativt (det større, positive ballastsignal subtraheres alge-braisk fra det mindre, positive hastighetssignal), og bringer kretsen 114 til å betjene ventilregulatoren 122. Dermed åpnes ventilen 86 for økning av trykket i kammeret 62 slik at mer vann drives ut av ballasttanken, inntil differansesignalet igjen blir null. Reguleringssystemet drives på samme måte for nedadgående plattformhiving, hvor vannivået i ballasttanken er lavere enn middels vannstand. which causes the circuit 114 to operate the valve regulator 120. Thus, the valve 78 is opened to lower the pressure in the chamber 62 and draw more water into the ballast tank, until the amount of water there above the mean level is proportional to the recorded platform speed, whereupon the differential signal becomes zero and the valve 78 closes. If the actual water level in the ballast tank is too high and the platform speed is positive, the difference signal will become negative (the larger, positive ballast signal is algebraically subtracted from the smaller, positive speed signal), causing circuit 114 to operate valve controller 122. Thus, valve 86 opens. for increasing the pressure in the chamber 62 so that more water is driven out of the ballast tank, until the difference signal becomes zero again. The regulation system is operated in the same way for downward platform lifting, where the water level in the ballast tank is lower than the average water level.

I fig. 8 er det vist et alternativt, hydrostatisk stabiliseringssystem til bruk i ett eller flere ben 15 for en halvt nedsenkbar plattform, som vist i fig. 1, for utøvelse av en antihivingskraft som er proporsjonal med den registrerte, vertikale hivingshastighet av plattformen. Hvert ben 15, der systemet er anordnet, er igjen åpent i bunnen mot det omgiven- In fig. 8, there is shown an alternative, hydrostatic stabilization system for use in one or more legs 15 for a semi-submersible platform, as shown in fig. 1, for exerting an anti-heave force proportional to the recorded vertical heave speed of the platform. Each leg 15, where the system is arranged, is again open at the bottom towards the surrounding

de sjøvann og forsynt med øvre og nedre tverrskott 128 og 130, som sammen med vannstanden 136 deler nedre parti av benet 15 i kamrene 132 og 134. En ballastvannføler 138 montert i kammeret 134 drives på samme måte som ballast-vann-nivåføleren 88 i fig. de seawater and provided with upper and lower transverse bulkheads 128 and 130, which together with the water level 136 divide the lower part of the leg 15 into chambers 132 and 134. A ballast water sensor 138 mounted in the chamber 134 is operated in the same way as the ballast water level sensor 88 in fig .

5. En luftpumpe 140, hensiktsmessig montert i eller nær benet5. An air pump 140, conveniently mounted in or near the leg

15 og fortrinnsvis ovenfor det omgivende vannivå 142, har en første kanal 144, som kommuniserer med kammeret 132 og en andre kanal 146, som kommuniserer med kammeret 134. I dette system er middels lufttrykk det samme i kamrene 132 og 134 og svarer til det omgivende trykk av sjøvannet utenfor benet 15 på samme dyp som middels vannstand i kammeret 134. Dette reduserer pumpens 140 nødvendige arbeid til et minimum. Pumpen 140 er i stand til å pumpe luft i en av to retninger. Den benyttes til å øke eller redusere lufttrykket i kammeret 134 og følgelig til å senke eller heve vannivået for oppnåelse av den nødvendige dempnings-kraf t . 15 and preferably above the ambient water level 142, has a first channel 144, which communicates with the chamber 132 and a second channel 146, which communicates with the chamber 134. In this system, the mean air pressure is the same in the chambers 132 and 134 and corresponds to the ambient pressure of the seawater outside the leg 15 at the same depth as the average water level in the chamber 134. This reduces the required work of the pump 140 to a minimum. The pump 140 is capable of pumping air in one of two directions. It is used to increase or decrease the air pressure in the chamber 134 and consequently to lower or raise the water level to achieve the required damping force.

Som vist i fig. 9, omfatter reguleringssystemet for regulering av pumpen 140 en vertikal-hastighets-føler, dannet av en vertikalhivingsføler 150 for avgivning av et utgangssignel (med en størrelse som er proporsjonal med forskyvningen og med en retning eller polaritet som bestemmes av forskyvningens retning) og en differensiator 152 for differensiering av utgangs-signalet, slik at det avgis et signal som er proporsjonalt med hivingshastigheten til forsterkningsregulatoren 154. Den effektive dempningskoeffisient av systemet kan lett varieres ved endring av forsterkningsregulatorens 154 forsterkning. En servo-regulator, som virker som differeansekrets 156 og mottar en inngang fra forsterkningsregulatoren 154 og en annen inngang fra ballastvann-nivåføleren 138, driver en servomotor 158 i en hhv. motsatt retning, avhengig av retningen av den algebraiske forskjell mellom de to inngangssignaler. Servomotoren 158 driver pumpen 140 i den ene eller annen retning, slik at vannivået 136 endres etter behov for opprettholdelse av antihivingskraften som utøves av ballastvannet proporsjonalt med den registrerte hivingshastighet av plattformen i det vesentlige på samme måte som beskrevet i forbindelse med fig. 6. As shown in fig. 9, the control system for controlling the pump 140 comprises a vertical speed sensor, formed by a vertical elevation sensor 150 for providing an output signal (with a magnitude proportional to the displacement and with a direction or polarity determined by the direction of the displacement) and a differentiator 152 for differentiating the output signal, so that a signal is emitted which is proportional to the heave speed of the gain regulator 154. The effective damping coefficient of the system can be easily varied by changing the gain of the gain regulator 154. A servo regulator, which acts as a differential circuit 156 and receives an input from the gain regulator 154 and another input from the ballast water level sensor 138, drives a servo motor 158 in a resp. opposite direction, depending on the direction of the algebraic difference between the two input signals. The servo motor 158 drives the pump 140 in one direction or the other, so that the water level 136 changes as needed to maintain the anti-heave force exerted by the ballast water in proportion to the registered heave speed of the platform in essentially the same way as described in connection with fig. 6.

Skjønt de her omtalte systemer fremkaller antihivingskrefter som er en lineær funksjon av (dvs. i fasemotsetning og proporsjonale med) plattformens hivingshastighet (Newton-dempning), kan det med fordel også benyttes antihivings-dempningskrefter som er en ikke-lineær funksjon av hivingshastigheten. For eksempel kan den dempende antihivingskraft gjøres proporsjonal med den følte hastighet i annen potens. Det vil da tilveiebringes forholdsvis svak dempning ved lave hastigheter og ekstra stor dempning ved større hastigheter. Den dempende anti hivingskraft kan således gjøres direkte proporsjonal med hastigheten for bestemte hastighetsverdier, ovenfor eller under hvilke dempningskraft-generatoren blir mettet (dvs. er ute av stand til eller ikke genererer ytterligere økt dempningskraft). Although the systems discussed here produce anti-heave forces that are a linear function of (i.e. in phase opposition and proportional to) the platform's heave speed (Newton damping), anti-heave damping forces can also be advantageously used that are a non-linear function of the heave speed. For example, the damping anti-heave force can be made proportional to the felt speed squared. Relatively weak damping will then be provided at low speeds and extra large damping at higher speeds. The damping anti-heave force can thus be made directly proportional to the speed for certain speed values, above or below which the damping force generator becomes saturated (ie is unable or does not generate further increased damping force).

I fig. 10 er det vist et aktivt, hydrostatisk platt- • formstabiliseringssystem som vil være å foretrekke i mange situa-sjoner. Ved dette system benyttes en ballasttank 250 montert i et ben 15 i det vesentlige ved vannivået 252 for det vann plattformen flyter i og forsynt med en vannfylt ledning 254, som for-løper til bunnen av benet og er åpen mot det omgivende vann. En reversibel pumpe 256 er med en side forbundet med den omgivende atmosfære via ledningen 258 og med den annen side forbundet med ballasttanken 250 via en ledning 260. Ved denne anordning kreves således ikke noe separat luftkammer under trykk for reduksjon av pumpens belastning. Pumpen 256 kan reguleres av et reguleringssystem som er identisk med det som er vist i fig. 9. Som tidligere nevt, reguleres pumpen 256 som respons på differansen mellom den registrerte hivingshastighet av plattformen og vannets volum i ballasttanken 250 i forhold til middelvolumet registrert av en ballast-føler 262. In fig. 10 shows an active, hydrostatic platform stabilization system which will be preferable in many situations. In this system, a ballast tank 250 mounted in a leg 15 is used essentially at the water level 252 for the water in which the platform floats and provided with a water-filled line 254, which leads to the bottom of the leg and is open to the surrounding water. A reversible pump 256 is connected on one side to the surrounding atmosphere via line 258 and on the other side connected to the ballast tank 250 via a line 260. With this device, no separate pressurized air chamber is thus required to reduce the pump's load. The pump 256 can be regulated by a regulation system which is identical to that shown in fig. 9. As previously mentioned, the pump 256 is regulated in response to the difference between the registered lifting speed of the platform and the volume of water in the ballast tank 250 in relation to the mean volume registered by a ballast sensor 262.

I fig. 11A og 11B er det vist ytterligere et aktivt, hydrostatisk plattform-stabiliseringssystem, som kan anordnes utvendig på en eksisterende plattform, f.eks. av den type som vist i fig. 1, for oppnåelse av fordelene ved foreliggende oppfinnelse uten forandring av plattformens innvendige konstruksjon og uten forandring av de passive responseegenskaper av plattformen. Systemet kan benyttes med rimeligere luftpumper og krever ikke bruk av akkumulatorer for lagring av trykkluft. Dette system omfatter en tank 10, som er åpen mot vannet i bunnen og montert på et plattformben på et sted hvor det omgivende vann-nivå tilnærmet halverer tanksiden, som angitt ved 11. En vifte 12, f.eks. en sentrifugalvifte eller en annen viftetype med lavt trykk og stor volumeffekt, forsyner et kammer 18 i tanken med lufttrykk i slik mengde og med slike faser som kreves for undertrykkelse av plattformens bevegelse. Luftstrømmens krav til viften begrenser seg til det som skal til for utvikling av dempende reguleringskrefter. Som vist i fig. 11A, blir luft for til-veiebringelse av en nedadrettet, dempende reguleringskraft truk- ket ut fra kammeret 18 gjennom en ventil 14 og blåst ut i atmosfæren via en ventil 20. Som vist i fig. 11B, vil det for opprettelse av en oppadrettet, dempende reguleringskraft derimot trekkes luft inn fra atmosfæren via en ventil 16 og blåses inn i kammeret 18 via en ventil 22. Vannivået i tanken 10 vil for nedadrettede t reguleringskrefter være høyere enn det omgivende vannivå, mens det for oppadrettede reguleringskrefter vil være under det omgivende vannivå. Hvis ventilen 14, 16, 20 og 22 åpnes, tillates vannivået i tanken 10 å stige eller falle som respons på de vari-erende trykk fra bølger ved tankens basis. Anordningen av slike tanker vil således ikke endre plattformens passive responsegen-skaper. In fig. 11A and 11B there is shown a further active, hydrostatic platform stabilization system, which can be arranged externally on an existing platform, e.g. of the type shown in fig. 1, for achieving the advantages of the present invention without changing the platform's internal construction and without changing the passive response characteristics of the platform. The system can be used with less expensive air pumps and does not require the use of accumulators for storing compressed air. This system comprises a tank 10, which is open to the water at the bottom and mounted on a platform leg at a location where the ambient water level approximately bisects the tank side, as indicated at 11. A fan 12, e.g. a centrifugal fan or another type of fan with low pressure and high volume effect, supplies a chamber 18 in the tank with air pressure in such quantity and with such phases as is required to suppress the movement of the platform. The air flow's demands on the fan are limited to what is needed for the development of damping control forces. As shown in fig. 11A, air to provide a downward damping control force is drawn from the chamber 18 through a valve 14 and blown into the atmosphere via a valve 20. As shown in FIG. 11B, in order to create an upward, dampening regulating force, on the other hand, air will be drawn in from the atmosphere via a valve 16 and blown into the chamber 18 via a valve 22. The water level in the tank 10 will be higher than the surrounding water level for downward regulating forces, while that for upward regulating forces will be below the surrounding water level. If the valves 14, 16, 20 and 22 are opened, the water level in the tank 10 is allowed to rise or fall in response to the varying pressures from waves at the base of the tank. The arrangement of such tanks will thus not change the platform's passive response characteristics.

Som vist i fig. 12, hvor et parti av plattformens dekk 13- er bortbrutt av oversiktlighetshensyn, er tanken 10 festet til ytre omkrets av et ben 15. Tanken 10 kan ha enhver form som er forenelig med plattformens spesielle benkonstruksjon. Ved den sylindriske benkonstruksjon 15 er tanken halvmåneformet og ser ut som en fender ved benets vannlinje. As shown in fig. 12, where part of the platform's deck 13- has been broken away for reasons of clarity, the tank 10 is attached to the outer circumference of a leg 15. The tank 10 can have any shape that is compatible with the platform's special leg construction. In the case of the cylindrical leg construction 15, the tank is crescent-shaped and looks like a fender at the leg's waterline.

I fig. 13 er det vist en halvt nedsenkbar plattformIn fig. 13 a semi-submersible platform is shown

med en tank 10 festet til hvert av sine fire ben 4 2 mellom plattformens dekk 40 og pongtongene 44. Skjønt tankene 10 kan ha valgfri form, må de være store nok til å utvikle tilstrekkelige reguleringskrefter ved enhver posisjon for stabilisering av plattformen. For typiske plattformer på ca. 3716 m 2, vil tanker 10, som hver har et tverrsnittsareal på ca. 23,2 m 2 og står under et trykk på opp til ca. 0,4 kg/cm 2, gi den nødvendige dempende reguleringskraft. Tankene 10 bør også være slik kon-struert at deres bunner er nedsenket under de forskjellige over-flatetilstander av vannet der de tas i bruk. with a tank 10 attached to each of its four legs 42 between the platform's deck 40 and the pontoons 44. Although the tanks 10 can be of any shape, they must be large enough to develop sufficient regulating forces at any position for stabilizing the platform. For typical platforms of approx. 3716 m 2, tanks will 10, each of which has a cross-sectional area of approx. 23.2 m 2 and is under a pressure of up to approx. 0.4 kg/cm 2, provide the necessary damping control force. The tanks 10 should also be constructed in such a way that their bottoms are submerged under the different surface conditions of the water where they are used.

Ventilene og viftene for tankene 10 kan reguleres avThe valves and fans for the tanks 10 can be regulated by

et dynamisk reguleringssystem av den type som er vist i fig. 6.a dynamic regulation system of the type shown in fig. 6.

Ved et. slikt system, som vist i fig. 14, kan en fjernstyrings-By a. such a system, as shown in fig. 14, a remote control can

enhet (RU) 46 avgi ordresignaler til ventilene og viftene, som deretter retter lufttrykk slik at de nødvendige dempende reguleringskrefter utvikles for stabilisering av plattformen. Fjern-styreingsenheten (RU) 46 mottar også feedback-signaler som in-formerer en on-line computer om reell-tidsstatus av trykket i tankene 10, mens computeren utfører matematiske operasjoner for unit (RU) 46 issue command signals to the valves and fans, which then direct air pressure so that the necessary damping control forces are developed to stabilize the platform. The remote control unit (RU) 46 also receives feedback signals that inform an on-line computer of the real-time status of the pressure in the tanks 10, while the computer performs mathematical operations for

undertrykkelse av plattformens bevegelse.suppression of platform movement.

Noen av de aktive, hydrostatiske stabiliseringssystem-er som er omtalt ovenfor eller derés ballasttank-deler kan mon-teres i plattformens pongtonger i stedet for i benene. Andre systemer, som aktive hydrodynamiske og passive systemer kan også, benyttes for generering av en hastighets-proporsjonal dempningskraft som effektivt motvirker hivingssvingningene ved plattformresonans. Et slikt passivt system kan omfatte en strammet kabel, som i en ende er festet til sjøbunnen, passerer over en sporskive montert på et stempel, som avstøttes av en sylinder festet til plattformdekket, og i den andre ende er festet til plattformdekket. Sylinderen, som er fylt med olje under stempelet' og forsynt med en luftet luftmasse over stemplet, er via en ledning med en strømnings-strupende åpning forbundet med et olje-magasin under trykk. Når plattformen heves i nærvær av en forstyrrende bølge, tenderer stemplet til å beveges ned i sylinderen, men: hemmes delvis av hindringen for oljestrømning fra sylinderen til magasinet. Stemplet virker således mellom sporskiven og den strammede kabel for økning av spenningen i kabelen og utøver økt nedadrettet kraft' mot den oppadbevegede plattform. Denne nedadrettede kraft som følge av den strupte åpning er en funksjon av plattformens oppadrettede hastighet. Når plattformen beveges nedad, vil strekket i kabelen reduseres og trykkoljen i magasinet tendere til å bevege stemplet oppad for utligning av denne reduksjon av kabelstrekket. Men oljestrømmen fra magasinet til sylinderen er likeledes hemmet og den nedadrettede kraft som utøves mot plattformen av den strammede kabel og trykkoljen reduseres derfor. Derved tilveiebringes en netto oppadgående kraft komponent som er rettet den nedadgående hivingsbevegelse og likeledes er en funksjon av plattformens vertikale hastighet. De dempende antihivingskrefter som genereres av dette passive system kan gjøres til en lineær eller ikke-lineær funksjon av hastigheten, avhengig av typen av strupende åpning som benyttes mellom stemplet og oljemagasinet. Some of the active hydrostatic stabilization systems discussed above or their ballast tank parts can be mounted in the platform's pontoons instead of in the legs. Other systems, such as active hydrodynamic and passive systems, can also be used to generate a speed-proportional damping force that effectively counteracts the heave oscillations at platform resonance. Such a passive system may comprise a tensioned cable, which at one end is attached to the seabed, passes over a track disk mounted on a piston, which is supported by a cylinder attached to the platform deck, and at the other end is attached to the platform deck. The cylinder, which is filled with oil below the piston and provided with an aerated air mass above the piston, is connected via a line with a flow-throttling opening to an oil reservoir under pressure. When the platform is raised in the presence of a disturbing wave, the piston tends to move down into the cylinder, but: is partially inhibited by the obstruction to oil flow from the cylinder to the magazine. The piston thus acts between the track disc and the tensioned cable to increase the tension in the cable and exerts an increased downward force against the upwardly moving platform. This downward force resulting from the throttle opening is a function of the platform's upward velocity. When the platform is moved downwards, the tension in the cable will be reduced and the pressure oil in the magazine will tend to move the piston upwards to compensate for this reduction in the cable tension. But the flow of oil from the magazine to the cylinder is likewise inhibited and the downward force exerted against the platform by the taut cable and the pressure oil is therefore reduced. Thereby a net upward force component is provided which is directed to the downward lifting motion and is likewise a function of the platform's vertical speed. The dampening anti-heave forces generated by this passive system can be made a linear or non-linear function of speed, depending on the type of throat opening used between the piston and the oil sump.

De ovenfor omtalte systemer for opprettelse av dempende antihivings-reguleringskrefter som en funksjon av vertikal hivingshastighet muliggjør konstruksjon av en halvt nedsenkbar plattform med kortere, naturlig hivingsperiode enn normalt godtagbart. En slik konstruksjon utmerker seg ved forholdsvis større ben-tverrsnitt og forholdsvis mindre pongtong-tverrsnitt. Ved en slik konstruksjon er det mindre hivingsbevegelse ved bølgeperioder som er vesentlig kortere enn den naturlige hivingsperiode og plattformen har større, variabel dekklastkapasitet. Dessuten har plattformen mindre rulle- og stampebevegelser som følge av den reduserte pongtong-størrelse i forhold til ben-størrelsen. Rulling og stamping kan reduseres ytterligere ved anordning av de ovenfor omtalte systemer ved.hvert av de fire hjørneben for plattformen og ved utnyttelse av dem for ytterligere generering av reguleringskrefter for undertrykkelse av den vertikale bevegelse av hvert ben individuelt, som en funksjon av vertikal benhastighet. The above-mentioned systems for creating dampening anti-heave control forces as a function of vertical heave speed enable the construction of a semi-submersible platform with a shorter, natural heave period than is normally acceptable. Such a construction is distinguished by a relatively larger leg cross-section and a relatively smaller pontoon cross-section. With such a construction, there is less heave movement at wave periods that are significantly shorter than the natural heave period and the platform has a greater, variable deck load capacity. In addition, the platform has less rolling and stomping movements as a result of the reduced pontoon size in relation to the leg size. Rolling and stomping can be further reduced by providing the above-mentioned systems at each of the four corner legs of the platform and by utilizing them to further generate control forces to suppress the vertical movement of each leg individually, as a function of vertical leg speed.

En plattform med et av de ovennevnte stabiliserings-systemer for dempning av uønsket, svingende hivingsbevegelse ved plattformens resonansbølgeperiode kan like fullt utføre hivingsbevegelse ved ikke-resonans-bølgeperioder som skyldes det mindre hivingsmaksimum i området P for hivingsresponskurven 21 A platform with one of the above-mentioned stabilization systems for dampening unwanted, oscillating heave motion at the platform's resonant wave period can equally perform heave motion at non-resonant wave periods due to the smaller heave maximum in the area P of the heave response curve 21

i fig. 2. Ifølge et annet trekk ved oppfinnelsen illustrerer fig. 15 en forbedret, halvt nedsenkbar plattformskonstruksjon som vesentlig reduserer hivingsresponsen i området P av kurven 21. Ved denne forbedrede, halvt nedsenkbare plattform er et dekk 41 understøttet av fire ben 43,45,47 og 49 og av pongtonger in fig. 2. According to another feature of the invention, fig. 15 an improved, semi-submersible platform construction which significantly reduces the heave response in the area P of the curve 21. In this improved, semi-submersible platform, a deck 41 is supported by four legs 43,45,47 and 49 and by pontoons

51 og 53 med ujevnt tverrsnitt for forbindelse av de nedre ender av benene 43, 45 hhv. 47, 49, hvorved pongtongene er nedsenket under vannlinjen. Pongtongen 51 har f.eks. partier 57 51 and 53 with uneven cross-section for connection of the lower ends of the legs 43, 45 respectively. 47, 49, whereby the pontoons are submerged below the waterline. Pongtongen 51 has e.g. parties 57

og 59 som forløper utenfor benene 43, 45 med en strekning L og et parti 55 som forløper innenfor de nevnte ben og har et mindre tverrsnitt og følgelig et mindre fortrengningsvolum pr. lengdeenhet enn de ytre partier 57 og 59. De indre og ytre partier av pongtongen 53 er forøvrig likt utformet. and 59 which extends outside the legs 43, 45 with a stretch L and a part 55 which extends within the said legs and has a smaller cross-section and consequently a smaller displacement volume per length unit than the outer parts 57 and 59. The inner and outer parts of the pontoon 53 are otherwise similarly designed.

Det har vist seg at det ved en bendiameter på ca.It has been shown that with a leg diameter of approx.

12,1 m og en bensentrum til bensentrum-avstand på ca. 60,8 m oppnås effektiv reduksjon av plattformhivingen i området P av kurven 21 i fig. 2, når hver pongtong har et indre parti 55 med ca. 7,9 m diameter og ytre partier 57 og 59 med ca. 10,3 m diameter hver når sentrene for de to ben som er forbundet ved hver pongtong er anordnet ca. 1/4 av pongtongens totale lengde innenfor pongtongendene og når avstanden L, med hvilken hver pongtongs ytre partier strekker seg utenfor de respektive ben, 12.1 m and a leg center to leg center distance of approx. 60.8 m, effective reduction of the platform heave is achieved in the area P of the curve 21 in fig. 2, when each pontoon has an inner part 55 with approx. 7.9 m diameter and outer parts 57 and 59 with approx. 10.3 m diameter each when the centers of the two legs connected at each pontoon are arranged approx. 1/4 of the total length of the pontoon within the pontoon ends and reaching the distance L by which the outer parts of each pontoon extend beyond the respective legs,

er ca. 24,3m. Den totale lengde av hver pongtong bør være ca. 121 m. is approx. 24.3 m. The total length of each pontoon should be approx. 121 m.

Det skal bemerkes at pongtongene kan ha andre former og dimensjoner enn de som er omtalt ovenfor. Generelt har en plattformkonstruksjon et referansepunkt, rundet hvilket kon-• struksjonens sektorer er anordnet. Innenfor hver sektor er It should be noted that the pontoons may have other shapes and dimensions than those discussed above. In general, a platform construction has a reference point, around which the construction's sectors are arranged. Within each sector is

et parti av en pongtonglengde tildelbart til alle ben som er festet til pongtongen i vedkommende seksjon. Ifølge oppfinnelsen bør pongtongkonstruksjonen være slik at det effektive sentrum for dynamisk kraft som påvirker det tildelte parti av pongtongen innen en sektor for lange bølger med en bølgeperiode på f.eks. 20 sekunder, vil ligge utenfor tyngdesentret for benforskyv-ningen knyttet til vedkommende sektor. Dette kan gjøres ved for-lengelse eller diameterøkning av de utenforliggende partier av pongtongene. I fig. 15 er plattformens referansepunkt betegnet ved punkt 31 og sektorene svarer til de fire kvadranter av dekkets 41 overflate. Tyngdesentret for ben 45 som er anordnet i en sektor, er ved benets lengdeakse og det effektive dynamiske kraftsentrum som påvirker pongtongpartiet A som kan tilordnes ben 4 5 og er anbrakt i samme sektor, er anordnet utenfor benets 45 tyngdesentrum langs pongtongens 51 lengdeakse. Hvis det anordnes ytterligere et ben 33 mellom 4 3 og 4 5 (og likeledes mellom 47 og 49), er den ene lengdehalvdel 35 av ben 33 tilordnet til den ene halvdelen A av pongtongen 51. Ved denne utformning vil tyngdesentret for ben 4 5 og den ene halvdel 35 av ben 33 ligge mellom lengdeaksene for ben 33 og 45 langs pongtongen 51. Det effektive dynamiske kraftsentrum som påvirker pongtongpartiet A er fortsatt anbrakt utenfor tyngdesentret for ben 45. a portion of a pontoon length allocable to all legs attached to the pontoon in that section. According to the invention, the pontoon construction should be such that the effective center of dynamic force affecting the allocated part of the pontoon within a sector for long waves with a wave period of e.g. 20 seconds, will lie outside the center of gravity for the leg displacement associated with the sector in question. This can be done by extending or increasing the diameter of the outer parts of the pontoons. In fig. 15, the platform's reference point is denoted by point 31 and the sectors correspond to the four quadrants of the deck's 41 surface. The center of gravity for leg 45, which is arranged in a sector, is at the leg's longitudinal axis and the effective dynamic center of force affecting the pontoon part A, which can be assigned to leg 4 5 and is located in the same sector, is arranged outside the leg 45's center of gravity along the pontoon's 51 longitudinal axis. If a further leg 33 is arranged between 4 3 and 4 5 (and likewise between 47 and 49), one length half 35 of leg 33 is assigned to one half A of the pontoon 51. With this design, the center of gravity for legs 4 5 and one half 35 of leg 33 lies between the longitudinal axes of legs 33 and 45 along the pontoon 51. The effective dynamic center of force affecting the pontoon part A is still located outside the center of gravity of leg 45.

Fig. 16 illustrerer hivingskraft som en funksjon av bølgeperioden for den halvt nedsenkbare plattform ifølge fig. 15, idet en bølgetopp passerer, hvorved virkningene av små mot-standskrefter som påvirker plattformen er neglisjert. Kurven 61 representerer den totale bølgekraft som påvirker benene, mens kurven 63 representerer den totale kraft som påvirker pongtongene. Summen av disse to kurver er vist som kurve 65. Det vil ses at kurve 65 har en negativ pukkel (som angir netto nedadrettet kraft på plattformen) med et maksimum i området P" ved en bølgeperiode på ca. 13 sekunder. Fig. 16 illustrates heaving force as a function of wave period for the semi-submersible platform of Fig. 15, as a wave crest passes, whereby the effects of small resistance forces affecting the platform are neglected. Curve 61 represents the total wave force affecting the legs, while curve 63 represents the total force affecting the pontoons. The sum of these two curves is shown as curve 65. It will be seen that curve 65 has a negative hump (indicating net downward force on the platform) with a maximum in the area P" at a wave period of about 13 seconds.

Som det vil fremgå av referansen til fig. 3, bidrar de forskjellige deler av pongtongene ujevnt til den totale dynamiske pongtongkraft - analysert med henblikk på en bølgetopp som opptrer ved plattformens sentrum. Spesielt vil de indre partier bidra med mer dynamisk kraft pr. volumenhet, fordi de befinner seg ved bølgetoppen, mens de utvendige partier bidrar med mindre dynamisk kraft pr. volumenhet, fordi de befinner seg nær bølge-dalene. Kraftfordelingen av det parti av pongtongen som befinner seg i en avstand på 1/4 bølgelengde fra bølgetoppen er null. Med den pongtongform som er vist i fig. 15 er pongtongforskyvningen innenfor benene mindre enn pongtongforskyvningen utenfor disse. As will be apparent from reference to fig. 3, the different parts of the pontoons contribute unevenly to the total dynamic pontoon force - analyzed in terms of a wave peak occurring at the center of the platform. In particular, the inner parts will contribute with more dynamic power per volume unit, because they are located at the top of the wave, while the outer parts contribute less dynamic force per volume unit, because they are located close to the wave valleys. The force distribution of the part of the pontoon that is at a distance of 1/4 wavelength from the wave crest is zero. With the pontoon shape shown in fig. 15, the pontoon displacement inside the legs is less than the pontoon displacement outside them.

I nærvær av en bølge vil de indre partier av pongtongene således bidra med en mindre andel av den totale, dynamiske pongtongkraft enn om pongtongene hadde jevt tverrsnitt over hele lengden. Der-til kommer at pongtonglengden og formen medfører at bølgekreft-er som påvirker de forskjellige deler av pongtongene er ute av fase. I nærvær av en bølgetopp vil den totale, dynamiske pong-tongkraf t følgelig reduseres, slik at hivingen i området P<1>reduseres. In the presence of a wave, the inner parts of the pontoons will thus contribute a smaller proportion of the total, dynamic pontoon force than if the pontoons had an even cross-section over the entire length. In addition, the length and shape of the pontoon means that wave forces affecting the different parts of the pontoons are out of phase. In the presence of a wave crest, the total dynamic pong-tong force will consequently be reduced, so that the heave in the area P<1> is reduced.

En hivingsresponskurve 39 for en halvt nedsenkbar plattform, som den som er vist i fig. 15, er illustrert i fig. 2 for sammenligning med hivingsresponskurven 21 for en konvensjonell, halvt nedsenkbar plattform av den type som er vist i fig. 1. Denne sammenligning illustrerer den betydelige bedring i hivingsrespons for korte, ikke-resonansbølgeperioder i området ca. 9-15 sekunder (i dette området kan utvendig genererte dempningskrefter utøves med mindre effekt enn i resonansbølgeperio-den på ca. 18 sekunder). Ved den konvensjonelle plattform ifølge fig. 1 er hivingsresponsen ved en 13 sekunders bølgeperiode 0.4. Den vertikale plattformforskyvning som følge av 9,1 meters-bølger er ca. 3,6 m (en ikke godtagbart stor forskyvning, som ville hindre bruk av plattformen for oljeboring). I motsetning er hivingsresponsen på samme bølgeperiode mindre enn 0,2 ved den forbedrede plattform ifølge fig. 15, hvilket gir en vertikal forskyvning på mindre enn ca. 1,8 m ved ca. 9,4 m bølger. Denne forskyvning liggen innenfor et godtagbart område for boring utenfor kysten. Hivingsresponskurven 39 for den forbedrede plattform ifølge fig. 15 oppnås i nærvær av bølger mot baug og akter. Hivingsresponsen på bølger på skrå mot akterenden viste seg å være noe større, skjønt fortsatt betydelig mindre enn hva som er tilfelle ved en plattform av konvensjonell konstruksjon. A heave response curve 39 for a semi-submersible platform, such as that shown in FIG. 15, is illustrated in fig. 2 for comparison with the heave response curve 21 for a conventional semi-submersible platform of the type shown in FIG. 1. This comparison illustrates the significant improvement in heave response for short, non-resonant wave periods in the range of approx. 9-15 seconds (in this area, externally generated damping forces can be exerted with less effect than in the resonance wave period of approx. 18 seconds). At the conventional platform according to fig. 1 is the heave response at a 13 second wave period 0.4. The vertical platform displacement as a result of 9.1 meter waves is approx. 3.6 m (an unacceptably large displacement, which would prevent the use of the platform for oil drilling). In contrast, the heave response to the same wave period is less than 0.2 in the improved platform of fig. 15, which gives a vertical displacement of less than approx. 1.8 m at approx. 9.4 m waves. This displacement is within an acceptable range for offshore drilling. The heave response curve 39 for the improved platform of FIG. 15 is achieved in the presence of waves towards the bow and stern. The heave response to waves sloping towards the stern was found to be somewhat greater, although still considerably less than is the case with a platform of conventional construction.

Ytterligere forbedring av hivingsresponsen på tverr-bølger kan som vist i fig. 17, oppnås ved bruk av en plattform med et dekk 69 som er avstøttet av to ben 73 festet til en pongtong 77 og to ben 75 festet til en pongtong 79, hvor pongtongene er anordnet slik at deres midtlinjer 81 og 83 er for-skjøvet utad til siden med en strekning S fra midtlinjene 85 hhv. 87 av tilordnede ben. Således er det effektive, dynamiske kraftsentrum (og ved aksialt symmetriske pongtonger det effektive sentrum for fortrengningsvolum) for hver pongtong plassert utenfor sentrum av de tilordnede ben. Strekningen S mellom midtlinjen for hver pongtong og tilsvarende bensentrum er fortrinnsvis ca. 3,6 til ca. 4,5 m for de ben- og pongtongdimensjoner som er angitt i forbindelse med plattformen i fig. 15. Pongtonger som er forskutt på denne måte, produserer dynamiske krefter som er mer ute av fase med henblikk på et referansepunkt i plattformens sentrum og med henblikk på hverandre enn de som fremkalles ved anordningen ifølge fig. 15, hvorved den totale dynamiske pongtongkraft reduseres i nærvær av tverrbølger. Further improvement of the heave response to transverse waves can, as shown in fig. 17, is achieved using a platform with a deck 69 supported by two legs 73 attached to a pontoon 77 and two legs 75 attached to a pontoon 79, the pontoons being arranged so that their center lines 81 and 83 are offset outwards to the side with a stretch S from the center lines 85 or 87 of assigned legs. Thus, the effective dynamic center of force (and in the case of axially symmetrical pontoons the effective center of displacement volume) for each pontoon is located off the center of the associated legs. The distance S between the center line of each pontoon and the corresponding leg center is preferably approx. 3.6 to approx. 4.5 m for the leg and pontoon dimensions indicated in connection with the platform in fig. 15. Pontoons displaced in this manner produce dynamic forces which are more out of phase with respect to a reference point at the center of the platform and with respect to each other than those produced by the arrangement of fig. 15, whereby the total dynamic pontoon force is reduced in the presence of transverse waves.

Fig. 18 illustrerer en annen plattform for oppnåelse av forbedret hivingsrespons i nærvær av tverrbølger. I dette tilfelle er et dekk 91 avstøttet av to ben 93 som er festet til en pongtong 97 og to ben 95 som er festet til en pongtong 99. Benene 93 og 95 er tilstrekkelig utadskrådd til at man oppnår Fig. 18 illustrates another platform for achieving improved heave response in the presence of transverse waves. In this case, a tire 91 is supported by two legs 93 which are attached to a pontoon 97 and two legs 95 which are attached to a pontoon 99. The legs 93 and 95 are sufficiently inclined outwards to achieve

de samme resultater som ved en forskyvningsavstand S som nevnt ovenfor. Det parti av hvert ben som befinner seg under vannlinjen 101 virker som pongtong, fordi det har fullstendig nedsenkede øvre og nedre flater utsatt for dynamiske bølgekrefter som illustrert ved den eksempelvise økning av benvolumet 103. the same results as with a displacement distance S as mentioned above. The portion of each leg below the waterline 101 acts as a pontoon, because it has fully submerged upper and lower surfaces exposed to dynamic wave forces as illustrated by the exemplary increase in leg volume 103.

Figurene 19A og 19B illustrerer en plattform som omfatter utadskrådde pongtonger 115 for oppnåelse av redusert hivingsrespons i nærvær av bølger fra enhver retning (f.eks. mot baug, akter, skrått mot akter og skrått mot baug). I dette tilfelle er et dekk 111 avstøttet av fire ben 113, som hver er festet til en pongtong 115, som forløper diagonalt utad i flukt med en diagonal akse 117 for dekket, slik at det effektive sentrum for dynamisk pongtongkraft 121 flyttes utenfor midtlinjen Figures 19A and 19B illustrate a platform comprising outward sloping pontoons 115 to achieve reduced heave response in the presence of waves from any direction (eg bow, stern, aft and bow). In this case, a deck 111 is supported by four legs 113, each of which is attached to a pontoon 115, which extends diagonally outwardly in line with a diagonal axis 117 of the deck, so that the effective center of dynamic pontoon force 121 is moved off the center line

119 for hvert respektive ben med en strekning S'. Benene 113 kan være vertikale eller utadskrådde i flukt med de diagonale akser 117. Ved denne anordning kommer de-dynamiske pongtongkrefter mer ute av fase med henblikk på et referansepunkt i sentrum av plattformen og med henblikk på hverandre, slik at den totale dynamiske pongtongkraft reduseres og hivingsresponsen bedres i nærvær av bølger fra alle retninger. 119 for each respective leg with a stretch S'. The legs 113 can be vertical or outwardly inclined in line with the diagonal axes 117. With this arrangement, the dynamic pontoon forces are more out of phase with respect to a reference point in the center of the platform and with respect to each other, so that the total dynamic pontoon force is reduced and the heave response is improved in the presence of waves from all directions.

Claims

1. Method for reducing unwanted movement of a floating structure, characterized in that it is subjected to a damping control force which is a function of the rate of change of at least one displacement component in the unwanted movement of the structure.

2. Method as stated in claim 1, characterized in that the speed of at least one heaving, rolling or pounding component in unwanted movement of the structure caused by wave motion is recorded and that the structure is subjected to a damping regulating force which is a function of Q g in phase opposition to the recorded speed.

3. Method as stated in claim 2, where the structure comprises a semi-submersible structure with a resonance period and with a deck that is supported above the water by several partially submerged columns or legs attached to the deck and by several completely submerged pontoons attached to the legs, characterized by that the registration includes registration of the vertical speed of the heaving component in the unwanted movement of the structure at wave periods that essentially correspond to the structure's resonance period and that the force exercise means that the structure is exposed to a damping control force at wave periods that essentially correspond to the structure's resonance period a function of and in phase opposition to the recorded vertical velocity of the heave component of the unwanted motion of the structure.

4. Semi-submersible floating structure for use in water, comprising a deck, legs attached to the deck and arranged for partial immersion in the water, pontoons attached to the legs and arranged for complete immersion in the water, whereby legs and pontoons support the deck above the water surface, characterized in that a damping regulation device is arranged for the exercise of a damping regulation force on the structure which is a function of the rate of change of at least one displacement component in the unwanted movement of the structure caused by the wave motion of the water.

5. Semi-submersible, floating structure as stated in claim 4, characterized in that the damping regulation device comprises a sensor unit for recording the speed of at least one of the heaving, rolling and ramming components of the unwanted movement of the structure caused by wave motion , and a control device for exerting a damping control force on the structure which is a function of and in phase opposition to the recorded speed.

6. Semi-submersible, floating construction as stated in claim 5, where the construction has a resonance period, characterized in that the sensing device can be operated to register the vertical speed of the heaving component in the unwanted movement of the construction at wave periods which essentially correspond to the construction's resonance period and that the control device can be operated so that, at wave periods which essentially correspond to the structure's resonance period, it must exert a damping control force against this structure which is a function of and in phase opposition to the recorded vertical speed of the heave component in the unwanted movement of the structure.

7. Semi-submersible, floating construction as specified in claim 6, characterized by means for making the regulation device harmless at other wave periods which are not essentially equivalent to the construction's resonance period.

8. Semi-submersible, floating construction as stated in one of claims 4-7, characterized in that the damping regulation device comprises one or more ballast tanks in communication with the water and regulation means for emptying water from or drawing water into each ballast tank as a function of the velocity of at least one displacement component of the unwanted movement of the structure.

9. Semi-submersible, floating construction as stated in claim 8, characterized in that the legs comprise four main legs attached to the deck near the four corner parts of the deck,' that the pontoons comprise two pontoons, each of which is attached to a different pair of said main legs and that' damping regulation device comprises a separate ballast tank for each of the aforementioned main legs.

10. Semi-submersible, floating structure as stated in claim 8 or 9, characterized in that the regulation device comprises a speed recording means for recording the vertical speed of at least one displacement component in the unwanted movement of the structure, a ballast recording means for recording the volume of water in each ballast tank relative to an average water volume where a pump for emptying water or drawing water into each ballast tank, and a control loop responsive to the speed detecting means and to the ballast detecting means for regulating the pump, so that it varies the actual water volume in each ballast tank in relation to the average water volume as a function of the recorded vertical speed.

11. Semi-submersible, floating construction as stated in claim 10, characterized in that the pump varies the air pressure in each ballast tank to drive water from or draw water into each ballast tank.

12. Semi-submersible, floating construction as stated in claim 11, characterized in that the regulating body for each ballast tank comprises a first and a second air chamber under pressure, a first line for connecting the first air chamber with the ballast tank and a second line for connecting second air chambers with the ballast tank, that the pump comprises a pump for pumping air from the first air chamber to the second air chamber to maintain a pressure difference in the first and second air chambers, a first valve arranged in the first line and a second valve arranged in the second line, and that the control loop responds thereto speed recording device and the ballast recording device for regulating the first and second valve for variation of the air pressure in the ballast tank, so that the actual water volume in the ballast tank is varied in relation to the average water volume there as a function of the recorded vertical speed.

13. Semi-submersible, floating construction as specified in one of the preceding claims 8-12, characterized in that each ballast tank is arranged in the legs or pontoons.

14. Semi-submersible, floating construction as stated in claim 8, characterized in that each ballast tank is mounted on the outside of the legs.

15. Semi-submersible, floating construction as stated in claim 14, characterized in that the legs comprise four main legs attached to the deck near its four corners, that the pontoons comprise two pontoons which are each attached to a different pair of main legs and that the damping regulation device comprises a separate ballast tank which fits the contour of and is mounted on the outer surface of each main leg at a point where the surrounding water surface intersects the main legs.

16. ' Semi-submersible, floating construction as specified in claim 14 or 15, characterized in that each ballast tank comprises a valve arranged above the surrounding water surface, whereby the valve when it is open can allow the water level in the ballast tank to rise and fall freely and when it is closed can allow the air pressure in the ballast tank above the water surface to vary.

17. Semi-submersible, floating construction as stated in claim 16, characterized in that the regulating device comprises a pump for varying the air pressure in each ballast tank and means for regulating the pump and the valves for varying the air pressure in each ballast tank as a function of the speed of at least one displacement component in the unwanted movement of the structure, so that water is expelled or drawn into each ballast tank.

18. Semi-submersible, floating construction as stated in one of claims 4-8, characterized in that the legs and pontoons can be distributed in sectors around a reference point for the construction, that the part of the leg in each sector has an effective displacement volume center and that the pontoon part in each sector has an effective center of dynamic pontoon force for waves impinging on it, which center is located outside the effective displacement volume center of the portion of the leg located in the same sector.

19. Semi-submersible, floating construction as stated in claim 18, characterized in that the legs comprise four main legs attached to the deck near four corner parts of the deck, that the pontoons comprise two pontoons arranged in parallel, and that each pontoon is attached to an assigned, different pair of main legs, has an inner part, which extends between the associated main legs and has external parts with a larger displacement volume which extends outside the associated main legs.

20. Semi-submersible, floating construction as stated in claim 19, characterized in that each pontoon has external parts with a larger cross-sectional area than the internal part.

21. Semi-submersible, floating construction as stated in claim 19, or 20, characterized in that each pontoon is attached to assigned pairs of main legs at locations on these that have a distance of essentially one quarter and three quarters of the length of the pontoon from a end of the pontoon.

22. Semi-submersible, floating construction as specified in claim 18, characterized in that the legs comprise four main legs which are attached to the deck near its four corners, that the pontoons comprise two pontoons which are arranged in parallel, and that each pontoon is attached to an assigned different pair of main legs and is shifted outwards to the side from these, so that the center axis of the pontoon lies outside the center axes of the assigned main legs.

23. Semi-submersible, floating construction as set forth in claim 18, characterized in that the legs comprise four main legs which are attached to the deck near its four corner sections, that the pontoons comprise a separate pontoon attached to each main leg and that each pontoon has an effective center for dynamic pontoon force that lies outside the center axis of the assigned main leg.

24. Semi-submersible, floating construction as stated in claim 23, characterized in that each pontoon extends outwards from assigned main legs along a diagonal deck axis.

25. Semi-submersible, floating construction as stated in one of claims 22-24, characterized in that the main legs extend obliquely outwards from the deck.

26. Semi-submersible floating structure for use in water and comprising a deck, legs attached to the deck and arranged for partial immersion in the water and pontoons attached to the legs and arranged for complete immersion in the water, the legs and pontoons supporting the deck above the water surface and can be divided into sectors around a reference point for the construction, and where the part of the leg located in each sector has an effective center for displacement volume, characterized by the part of the pontoon located in each sector having an effective center for dynamic pontoon force for waves impinging on it, which is arranged outside the effective center of displacement volume of the part of the leg located in the same sector.