具有自由浮动能力的自安装张力腿平台重力锚设计与应用研究

本文针对张力腿平台(TLP)安装复杂、成本高的问题，介绍了集成重力锚的自安装式CENTEC-TLPv2平台创新设计。研究团队通过系统化设计方法，结合频域和时域分析，验证了平台在运输、安装和运行阶段的动态性能。该设计摒弃传统桩基锚固方式，采用可浮动重力锚，显著简化安装流程并降低全生命周期成本，为深水浮式风电开发提供重要技术参考。

　　

随着全球海上风电开发的加速推进，可再生能源领域正面临向深水区域扩张的技术挑战。虽然丹麦等国家在浅水区固定式基础风电技术方面取得领先，但葡萄牙和西班牙北部等深水海域仍存在巨大的未开发资源。当水深超过40米时，浮式风电成为经济可行的选择，这也使得拥有深水资源的国家成为浮式风电产业的前沿阵地。

浮式风电在制造、安装和运营方面增加了多重复杂性。其中一个主要问题来自安装程序，因为石油和天然气领域的平台作为单个单元设计和安装的经验无法很好地转化到浮式风电市场。在油气领域，单个平台采用高度专业化且高成本的船舶进行安装，而海上风电需要考虑大量单元的安装需求。因此，生产过程、安装、运营和维护程序需要考虑规模化生产，包括时间和成本问题。

ARCWIND项目是解决上述问题的工作之一，它为选定地点提供了三种经过实验验证的10兆瓦额定功率设计。这三种常见平台类型包括SPAR(单柱式平台)、驳船和TLP(张力腿平台)。每种类型都旨在解决相应类型的缺点。例如，Esteyco Spar设计利用两个可连接的主体以实现较低的运输吃水，允许湿拖到操作位置。SAITEC驳船由两个相连的圆柱体和一个单点系泊系统组成，具有与风和波浪方向对齐的优势。与传统的TLP设计不同，CENTEC-TLP可以以低吃水的驳船模式拖到位置，并降至较高的操作吃水。

浮式风电设计必须采用整体方法，考虑制造、安装和运营等方面找到最优解决方案。例如，在制造方面，一个想法是使用已经可以大规模生产的部件(例如单桩组件)，如Stiesdal TLP和GICON TLP。这种方法允许更快进入市场并更快交付所需材料。另一方面，考虑到使用特定部件和接头的限制，平台性能可能难以优化。当组件限制被移除时，专业设备制造商可能能够为性能更好的设计交付部件。使用现有设备(例如在造船厂焊接的平板)进行生产是使用大规模生产部件的替代方案。

除了生产过程，安装方法也必须优化，以实现更快的组装、拖曳简便性和成本控制。一般来说，拖曳简便性可以通过考虑平台的初始吃水需要足够低以允许港口侧组装，然后安全湿拖到位置来解决。对于更大的涡轮机，这种情况更加相关，操作吃水可能达到10米或更多，超过许多港口的限制。此外，对于TLP，额外的缺点是在没有系泊线时的不稳定性，需要额外措施。

CENTEC-TLP是一种经过实验验证的张力腿平台设计，旨在考虑上述问题同时保持船体形式的优势。该浮体可以湿拖到位置，并在操作中表现良好，拖曳也是如此。然而，该模型需要系泊线打桩。该设计还在每个角落使用三条系泊线，总共12条，这在成本方面是不利的。

解决打桩困难的一种方法是使用重力锚，通常是一个填充压载物的重块。重力锚还为TLP提供了几个优势，包括重垂直负载能力以及其设计简单和可靠性。然而，这种重力锚的一个显著缺点是其相当大的重量，需要大型驳船和重型起重设备进行运输和安装，使过程成本高昂。Adam等人开发了一种重力锚，具有压载舱，使重力锚在拖曳过程中能够漂浮。这种方法的一个关键优势是简化系泊安装过程。与吸力或打桩锚不同，重力锚可以通过简单降低到海床上来部署，从而避免对重型起重船、专业海上设备或复杂海床准备的需求。这大大减少了海上操作时间和相关的安装成本。

通过使用重力锚，设计了自安装式张力腿平台的新版本CENTEC-TLPv2，以解决打桩和安装困难的问题。"自安装TLP"指的是张力腿平台(TLP)，设计用于部署，无需重型起重船或海床打桩操作。相反，系统利用一个在运输过程中可以漂浮并在现场 submerged 的重力锚，实现简化模块化安装过程。对于这种整合，设计应关注生命周期的更广泛部分，包括三个阶段：安装、操作和退役。在初始阶段，平台需要与放置在下面的重力锚一起拖到位置。然后，安装程序应发生，重力锚被降低，随后TLP调整到操作吃水。这种设置将是平台的操作条件。TLP还应能够在没有锚的情况下显示良好的拖曳动力学，以确保安装程序期间的安全。三阶段设计的优势是TLP在拖曳和返回岸上进行主要部件更换时独立于重力锚。在其生命周期结束时(例如20年)，平台可以在没有锚的情况下退役，锚可能在长期沉降在海床上后失去其初始设计特性。

这项工作的主要技术方法包括：采用参数化三维建模软件进行平台结构设计，结合HAMS(水动力分析模块)进行势流频域求解，使用NREL的FAST软件进行时域耦合分析。研究基于葡萄牙海洋技术与工程中心(CENTEC)开发的专用设计系统，整合了质量特性计算、系泊响应分析和动态性能验证功能。环境数据来源于西班牙Ribadeo海域的实测海洋环境数据，包括散射图和50年一遇的极端条件参数。

平台运动特性研究表明，在安装状态下，TLP的主要安全问题与系泊线有关。它们必须始终保持张力以避免系泊松弛和相关当线路重新张紧时的冲击载荷。此外，线路不应断裂。初始张力由公式T₀ = (?ρ - M_t)·g/n_t给出，其中n_t是系泊线数量，每条线上的张力(T₀)是浮力(?ρ)与结构质量M_t之差函数。ρ和g分别代表水的密度和重力加速度。

平台然后将主要受到波浪和风力的激励并相应响应。响应必须保持在受限范围内(即在垂荡中几厘米，在纵摇中小于一度)，以避免失去系泊线张力。导致损失的主要原因之一是进入共振，导致运动放大。对于初步设计，共振频率可以在频域中使用公式ω_nij = √(C_tij/(M_ij+A_ij))估算。每个模式的自然频率(ω_ij)随结构总质量(包括质量M_ij和水动力附加质量分量A_ij)以及刚度C_ij而变化。设计值必须避免5-25秒的一阶波浪频率和转子的频率。

刚度来自静水分量(C_hij)和系泊分量(C_mij)的总和。系泊线刚度矩阵可以使用Clauss和Birk描述的方法获得。对于TLP，较短的系泊线意味着较短的纵荡自然周期。从运动中心到系泊线的距离扩展表示在纵摇和横摇中更高的刚度。

在初始阶段，系泊线张力损失可以使用运动方程估算。当平台纵摇和垂荡时，导缆孔位置将改变。在初始设计阶段，对于已知的一组具有弹性的系泊线，由于这种运动导致的张力损失(T_loss)可以通过T_loss = (EA/Lm)δz估算，其中EA是轴向刚度，Lm是系泊线的拉伸长度，δz是导缆孔位置上的运动。

在后期阶段，必须使用系泊线的动态模型(例如有限元，如Uzunoglu和Guedes Soares)评估系泊线张力。在这种情况下，根据DNV ST-0119，张力应保持正值，假设后果等级为2并实施极限状态(ULS)系数后：1.5·T_mean + 2.25·T_dyn < 0。此外，系泊线应保持 below 其断裂极限。在这种情况下，DNV指出系泊线的特征能力可以估算为S_c = 0.95·S_mbs，其中S_c是极限，即比生产商定义的值低5%(S_mbs)，但它没有为系泊线设计提供快速指导。为此目的，API基于初始张力提供以下公式：F_break ≥ 3.34·T₀。初始张力和线路的断裂张力分别由F₀和F_b表示。在这项工作中，API用于设计过程，以确保每条腱的断裂强度 below 初始张力，这通过3.34的安全裕度增加。

纵摇、横摇和垂荡模式对TLP的系泊线响应有显著影响，这些模式中的运动，就像其他模式一样，浮动平台受到粘性和势阻尼效应的影响。因为粘性分量难以估算，在初始设计阶段通常假设临界阻尼的1-3%(例如，Lopez-Pavon和Souto-Iglesias；Yan等人)。然而，考虑到系泊线响应的敏感性，高估这个数字可能通过潜在掩盖真实场景中的松弛腱情况导致有利的设计结果。此外，除非在共振中，TLP的运动由惯性力主导(O'Kane等人)。结合这两个因素，除非其值可以以一定确定性获得，否则在设计阶段排除粘性阻尼是一种可靠且保守的方法。因此，在CENTEC-TLPv1的设计和实验测试中使用的这种经过验证的方法也在这里通过排除粘性阻尼来实现。

运输和安装的简便性需要在低吃水时具有自由浮动能力和良好的动态行为。吃水要求来自港口。高于10米的值将超过几个港口限制，并且有安全裕度，保持在5米以下的吃水将允许使用大多数港口。

对于这种TLP设计，自由浮动条件可以分为两种：有重力锚和没有重力锚。在这两种情况下，平台必须可拖曳。平台要达到正的GM，详细查看以下公式提供了必要的背景：GM = KB + BM - KG。GM(稳心高度)必须在有和没有锚的情况下都为正，并且吃水保持低。因此，在低吃水时，龙骨和浮心之间的距离不能大于5米的吃水限制。另一方面，KG值(从龙骨到重心的距离)必然导致GM显著减少，给定涡轮机的高度和相关重心(例如，塔顶 above 90米对于10兆瓦涡轮机)。因此，获得正GM的唯一方法是增加水线面积。这种方法借鉴了半潜式运输情况，它在运输中使用浮筒。

在这些条件下，结构将暴露于波浪和风力。风力可以进一步分为两个：F_wind = F_tower + F_rotor。塔载荷是阻力载荷，可以使用DNV估算，假设它是一个圆柱体。羽毛叶片上的气动载荷可以使用涡轮机数据或运行相应模拟与羽毛叶片计算。然后，在静态情况下引起的纵摇响应可以使用θ₅₅ = (F_rotor + F_tower)/C₅₅估算。

CENTEC-TLPv2的重力锚假定在TLP下携带。安装时，锚必须保持定位并抵抗发生的系泊线力。为此，系泊线总力的上限是必要的，以便重力锚可以设计为承受这种张力。计算中的断裂极限也提供了可靠的锚负载极限。假设锚负载等于系泊线断裂极限表示系泊线的断裂极限将是结构的主要问题，而不是从其位置提升锚。在这种情况下，可以提供以下极限方程：F_anchor ≥ 3.34·T₀。初始张力(T₀)从结构和作用在结构上的浮力之间的差异获得。使锚保持在适当位置的载荷也有三个分量：F_anchor = F_s + F_B + F_Y + F_O。第一个分量是锚的结构F_s。这个分量随锚材料和尺寸而变化。压载物的重量F_B可以通过改变压载材料来调整。F_Y是浮力分量。接触表面还导致时间和海床相关的突围力F_O，需要将锚从海床分离。它们需要单独考虑，并且在这项工作中没有评估。

除了结构响应，平台的钢板厚度定义了其响应，因为它定义了质量项。在这项研究中，使用了DNV，所有组件被假定为主要结构，因为它们提供了最保守的方法。钢密度假定为8500 kg/m³，而不是原始的7850 kg/m³值。增加密度以考虑内部支撑组件也用于DTU 10兆瓦的塔设计。

系统化设计过程表明，在其生命周期中，TLP应该为操作、安装和拆卸情况设计，按功能重要性排序。最高重要性是操作阶段，因为它是平台的主要功能。在这里，共振特性和运动需要令人满意。这个阶段之后是具有锚的安装设计。虽然运输不是主要功能，但简便的运输和安装简化了操作，并意味着显著的成本节约，直到平台变得可操作。拆卸情况是第三重要的。在结构寿命结束时，它将从安装位置移除，并尽可能被报废。在操作和拆卸之间可以添加一个临时阶段，作为将平台带到岸上进行维修。

设计过程应遵循相同的的重要性顺序。首先，结构应设计为提供与涡轮机一起的满意性能。然后，重力锚可以添加在下面，并且它可以浮动。然后，对于拆卸阶段，有两个选项。重力锚可以被视为一个留在海床上的单独主体，或带回岸上。在这个阶段，提升一个老化的结构，将其重新配对到船体，并依赖它进行浮动可能会带来不可预见的问题。因此，决定设计一个在有和没有锚的情况下稳定的张力腿平台。

设计过程的全部需要一个3D模型，水动力系数和质量特性依赖于此。然后它需要一组可以解决设计问题的软件。例如，ANSYS机械APDL模型可以提供质量特性，但无法计算水动力系数。这个问题源于大多数软件是分析软件的事实。它们旨在分析给定一组设计变量的结果。将它们用于设计目的是高度低效的。

因此，设计软件用于TLP(Uzunoglu和Guedes Soares)。它有自己的参数化3D建模器，可以求解质量特性，并使用HAMS进行势流频域求解，该求解在这种船体形式上与WAMIT给出几乎相同的结果(Uzunoglu等人)。设计代码可以在初始阶段计算系泊响应，并为NREL的FAST构建时域模型(Jonkman)。它检查整个设计环境(例如，安装区域的散射图和50年极端条件)的ULS标准(即，系泊线松弛和断裂)，并将结构分类为在该场景下工作或失败。这个系统在(Uzunoglu和Guedes Soares)中详细解释，用于第一个TLP设计(Uzunoglu和Guedes Soares)，其结果由Hmedi等人和Mas-Soler等人通过实验验证。示意图呈现在图2中。

设计过程可以描述如下：软件构建一个操作模型，然后计算其ULS特性。重力锚为每个功能变化计算，以在有和没有重力锚的情况下获得浮点。然后，它检查具有重力锚的运动动力学。最后，它制作一个没有重力锚的3rd模型，并检查其在运输中的运动动力学。这种方法在图3中说明。

平台设计研究表明，平台的船体形式包括四个由浮筒连接的立柱。大部分船体由矩形截面组成。矩形浮筒相对于圆柱形替代方案的优势：它们的水线面积不会随着结构垂荡而变化，这是拖曳情况下运动动力学的重要因素。立柱不会增加这种优势；然而，根据使用的技术，它们可能具有生产优势。此外，它们提供了额外的恢复力矩，这将相应地改变动力学。每个变量的影响可以如下列出。

外部环尺寸是运动动力学和质量特性的主要决定因素。增加整体尺寸意味着连接组件也需要增加；因此，它开始一系列尺寸改变。外部环尺寸变化的影响总结表明，最小的尺寸失去60%的张力，而最大的替代方案失去47.5%的初始张力。必须注意，系泊线的变化导致了一些改变。例如，垂荡自然周期下降然后继续增加。下降是由于增加的系泊线数量降低了预张力，因为更少的系泊线无法满足线路断裂标准。还应注意，运输中的纵摇RMS在最大尺寸时显示突然增加。这个峰值标志着结构进入共振，需要避免。增加外部环尺寸的主要缺点是质量。因为它调整一组组件的尺寸，质量显著增加。

当所有设计变量保持相同时，外部环尺寸有一个下限，由自由浮动要求定义。低于特定尺寸，浮筒停止提供足够的浮力来承载涡轮机。在这种情况下，立柱需要设计得更大，运输动力学和吃水将与初始设计完全不同。因此，外部环尺寸的上限和下限介于尺寸开始使运输模式进入共振和平台将失去自由浮动能力之间。

上立柱的主要功能是提供浮力，它们影响静水恢复，改变自然频率。研究表明，平台的操作自然频率随着其尺寸增加而下降 for 纵摇和垂荡。换句话说，平台变得更 stiff。这种变化与增加的恢复力有关。在ULS50案例中看到了显著变化。从立柱获得的体积和刚度增益导致对更高波浪的显著更高阻力(即，张力减少更低)。通过调整结构的内部环尺寸，类似的增益是可能的。然而，与外部环尺寸不同，上立柱不会触发不同组件中的尺寸变化。

整体质量随着每个尺寸增量而增加。具体来说，外部环尺寸增加50厘米增加40吨，上立柱直径类似增加导致四个立柱额外增加51吨。然而，单独比较质量并不能提供组件全球影响的全面理解。对于TLP，如表2所述，质量限制是标准之一，与系泊线张力和自然周期一起。因此，组件调整大小应基于所有标准集体评估，而不是孤立地。

例如，要实现ULS50张力减少50%，外部环尺寸必须增加到27.5米，增加480吨，并将运输中的纵摇RMS增加到0.88°。相反，实现相同的系泊行为改进(即，50% ULS50减少)可以通过将上立柱直径增加到4.5米来实现，这只增加255吨，并将运输中的纵摇RMS减少到0.23°。因此，所需的系泊增强可以通过优化上立柱直径而不是外部环尺寸以更小的质量增加实现。

其他可以调整大小的组件是浮筒直径、龙骨深度、下立柱高度和下立柱直径，导致的变化呈现。从这组数据中，浮筒在运输动力学方面的影响突出。扩大浮筒使纵摇响应恶化。然而，它们也应该足够大以提供自由浮动浮力。这些关注提供了浮筒尺寸的上限和下限。

龙骨深度是另一个具有无法从频域分析获得的影响的因素：龙骨应位于足够深的位置，以在高波事件情况下停止浮筒的暴露。暴露下立柱或浮筒将导致突然失去浮力，应谨慎处理。

了解船体尺寸组件的影响允许三个选择来决定最终尺寸：优化算法、暴力测试和经验。优化算法总是一个选项；然而，目标必须精确设置。对于这种情况，主要指标将是在有和没有锚的情况下的运动动力学、操作响应、所有三种情况下的共振特性以及平台质量。然后，将需要适当的优化算法(例如，梯度下降，将避免所有三种设计情况中的局部最大值和最小值)。这种设置将需要关于优化算法的单独详细研究。

替代方案是使用敏感性研究来调整基线模型，依靠来自初始设计和实验数据的经验。这种方法是这项工作范围内的首选选项。导致平台运动动力学差异的组件的全球概述可用。平台的最终尺寸在表中给出。这种尺寸选择符合初始设计。其整体尺寸为47.5米，浮筒宽度和高度为4.75米和4米。给定这些参数， resulting 质量数据在表中提供。在有和没有锚的情况下，平台的显著特性在表中。平台具有浅吃水，在两种情况下都高达4米。自然频率在一阶波浪激励力的下限和上限范围内(即，5-25秒)。因此，设计要求得到满足。

锚尺寸和负载研究表明，锚作为一个单独的部分尺寸，与船体下部几何相同，由下立柱和浮筒组成。锚考虑可以填充MagnaDense 2 09-08 EN, 23-06, LKAB Minerals，其密度为5.1 t/m³。这种材料设计为倒入锚中；因此，它不需要在预安装时使锚压载。锚的尺寸在表中给出。锚负载研究表明，当压载时，锚的总质量为6224吨。使用上述方程，锚的基础提升负载约为59E03 kN，包括质量和浮力分量。如所述，这个数字需要通过突围力增加以从海床提升锚，这取决于速度、海床材料和时间。突围力不包括在这里，因为海床条件未知。

resulting 最大值必须抵消由系泊线上的动态负载引起的力。锚负载承载能力在具有高风和波浪的操作情况以及50年极端场景中很重要。预计这两种情况会导致最大的系泊负载。

系泊线设置研究表明，设计过程遵循逐步方法。一旦船体几何在操作模式中设置，每个角落只设置一条系泊线，使用系泊线的最小商业可用直径。如果应用的安全裕度与初始张力结合超过断裂强度，则系泊线的直径增加。这个循环重复，直到所选材料的最大商业可用直径尺寸达到。如果最大直径无法符合断裂要求，则每个角落的系泊线数量增加。

DTU 10兆瓦涡轮机规格中的注释平台重心偏移 resulting 来自机舱和毂。这种偏移，结合与TLP相比涡轮机的重质量，导致逆风和顺风线路中系泊线响应的差异，如Uzunoglu和Guedes Soares例证。在半潜式或驳船的情况下，可以使用压载获得零重心偏移。对于TLP，压载顺风立柱也是一个有效选项。然而，可以使用不对称系泊线长度复制这种解决方案。为此目的，顺风系泊线缩短，逆风系泊线延长，直到获得所需的倾斜。这种方法在CENTEC-TLPv2的设计中遵循。

系泊线材料特性数据显示，系泊线是商业可用的螺旋股电缆。每个船体角落有两个连接，直径为14.1厘米。最终浮体设计有八条系泊线，从Uzunoglu和Guedes Soares描述的初始设计降低，因为系泊线是具有最高相关成本的组件之一。这种减少是船体重新设计以符合这一特定目标以及更新系泊线材料及其物理特性(如断裂强度)的可用性的函数。这种设置为表中的自然频率提供最终检查。

操作环境研究表明，TLP的设计环境在ARCWIND项目中决定为Ribadeo。位置在加利西亚地区，西班牙北部。位置的决定取决于其到港口的距离、靠近可以提供影响的地点以及类似原因，在Díaz和Guedes Soares和Diaz等人中详细说明。该地区有前途的风资源也使其成为最有利的地点之一。关于TLP设计，主要组件是散射图和相关的风速总结在表中。相关的安装深度为132米。Ribadeo的50年极端条件显示显著波高为11.05米，使用Gumbel分布估算，在ARCWIND项目内。然而，对50年条件的检查遵循DNV-GL，将限制提高到12.5米。

平台响应动力学研究表明，在以下部分中，呈现TLP在所有阶段的动力学：拖到位置与重力锚、操作和寿命结束拖回拆卸。两种自由浮动条件可以在设计阶段的频域中检查。由于涡轮机在这些条件下停放，其影响不需要考虑。操作条件需要在时域中评估，其中功能涡轮机的全部效应包括在内。一般来说，风浪错位是另一个应评估用于海上风力涡轮机的因素。在不对称系泊长度设置的情况下，验证它是否对动力学产生负面影响被检查。为此原因，操作涡轮结果也给出 for 斜海15°。

运输到安装区域与重力锚的研究表明，在这个阶段，重力锚放置在结构下，锁定在位置，并拖曳。它位于水线以下，船体和锚之间的物理连接超出水动力设计范围。然而，最小化，假定锚的上部包括围绕锚的支撑面板。它们包括在质量模型中，并从水动力(即，势流)模型中排除。这样，平台"坐在锚上"。空锚本会有正浮力。然而，船体重量推向海床，而浮力将锚推向相反方向，将其锁定在位置。

与锚的平台运动响应表明，最大纵摇RAO达到约0.16°/m。除了这些运动，塔和涡轮阻力负载增加约0.7度的纵摇到平台。另一方面，垂荡接近1 m/m作为RAO作为波浪周期接近12秒。拖曳操作将由拖船进行，上述数字表明平台在拖曳与锚时将没有明显纵摇。这个结果并不令人惊讶，因为初始设计具有0.25的RAO，实验导致相同类型的纵摇运动 below 1°。拖曳到位置取决于拖船的性能。一般来说，平台不应成为波高 up to 3米的波浪中的限制因素。运动 breakdown 表中的数据阐明，从平台部分，纵摇足够低以避免施加限制。

垂荡，另一方面，有另一个意义。平台应避免通过保持浮筒 outside 水突然失去水线面积。与锚的吃水阐明，浮筒 outside 水 by 12%将不会在波浪 up to 3米时完全浸入水中。

安装和拖回港口的研究表明，安装程序一旦平台到达安装区域并且锚开始压载就开始。随着锚重量增加，平台的吃水也将增加。在这个阶段，平台和锚必须解耦，如果有任何结构组件保持它们在一起。一旦锚的质量超过其浮力，它将下降向海床。在这个阶段，TLP将解耦并开始单独浮动，其中系泊线连接但未张紧。随着锚以慢速向海床移动，可以假定具有准静态响应，并且平台和锚之间的唯一耦合将是系泊线张力，只要锚在中性浮力下压载，可以保持低或接近零。这种设置也是必要的，以防止锚达到可能造成结构损坏的降低速度。可以使用系泊线并提供锁定机制进行额外控制，如Adam等人考虑。

在重力锚解耦后，平台的浮动动力学仅依赖船体设计，导致运动动力学。纵摇RAO减少 for 较短周期， generally below 0.15 deg/m throughout 相关波浪频率范围。垂荡特性没有显著变化。具有固体运动动力学而不依赖锚的优势是TLP在安装程序期间保持安全。只要在安装程序期间可以通过拖曳拖船固定位置，它将具有最小的纵摇响应。

没有锚的垂荡RAO可能在分离时刻从结构角度引起兴趣。一旦锚离开TLP，注意垂荡模式可能是必要的，引入两个主体之间的物理相互作用(即，碰撞)。为此原因，允许拖曳的天气窗口和允许安装初始部分的天气窗口可能相同。这个特定时刻的动力学可能需要单独研究，最好是实验性的和额外的预防措施。

一旦锚到达海床，TLP表现出动态行为，如表所示，与锚完全解耦，没有张力，系泊线连接。以下安装程序是通过绞车系统增加系泊线张力来降低TLP。当TLP失去浮筒的水线支撑时，它已经获得一定水平的张力，并且不依赖静水恢复力。因此，它没有 under 倾覆风险。然后，需要一个系统来张紧系泊线并将船体降低到操作吃水，直到它们达到设计张力。这个操作可能需要部分压载TLP船体形式以降低绞车系统上的负载，如通常在油气平台中完成。

重新压载、降低TLP吃水