深水鉆井立管建模與角度安全控制

王 芳，白 勇，徐 鋒

（1. 杭州電子科技大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，浙江 杭州 310018；2. 浙江大學(xué) 建筑工程學(xué)院，浙江 杭州 310058；3. 武漢第二船舶設(shè)計(jì)研究所，湖北 武漢 430064）

深水鉆井立管建模與角度安全控制

王 芳1，白 勇2，徐 鋒3

（1. 杭州電子科技大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，浙江 杭州 310018；2. 浙江大學(xué) 建筑工程學(xué)院，浙江 杭州 310058；3. 武漢第二船舶設(shè)計(jì)研究所，湖北 武漢 430064）

從水面鉆井平臺與水下立管聯(lián)合作業(yè)的安全角度出發(fā)，提出一種將鉆井立管的力學(xué)響應(yīng)限制特性引入水面平臺動力定位閉環(huán)控制中的位置保持方法，實(shí)現(xiàn)水面鉆井平臺（或船舶）基于立管角度響應(yīng)的動態(tài)定位。利用有限元方法建立包括立管系統(tǒng)質(zhì)量、系統(tǒng)剛度、結(jié)構(gòu)阻尼和水動力載荷在內(nèi)的立管運(yùn)動控制模型。聯(lián)合水面浮體和水下立管的低頻運(yùn)動特性建立水面浮體運(yùn)動偏移與水下立管頂端角度及末端角度的相對運(yùn)動關(guān)系模型。在此基礎(chǔ)上，設(shè)計(jì)基于立管運(yùn)行響應(yīng)的動力定位控位方法，實(shí)現(xiàn)對立管頂端角度及末端角度的安全控制。仿真結(jié)果表明，所提出的方法可行，在外界突變的環(huán)境載荷瞬時(shí)作用于水面浮體時(shí)，能更快地跟蹤新的期望最優(yōu)位置，保證鉆井立管運(yùn)行在安全界限內(nèi)。

動力定位；位置保持；鉆井立管；鉆井平臺

0 引 言

深水浮式結(jié)構(gòu)物在深海油氣資源勘探方面有著不可或缺的作用。作為深海油氣資源開發(fā)必備的關(guān)鍵技術(shù)，合理而準(zhǔn)確地控位是各類海洋工程船舶和平臺在海上安全作業(yè)的前提，直接關(guān)乎海上鉆井、修井、鋪管及補(bǔ)給支持等作業(yè)的安全與成敗。無論是近海的系泊定位[1]，還是深海的動力定位[2-3]，水面浮式結(jié)構(gòu)物控位的根本目的都是保證連接水下井口與水面浮體的鉆井立管或生產(chǎn)立管的各運(yùn)行參數(shù)在安全范圍內(nèi)，使海上鉆井及修井等作業(yè)安全、持續(xù)進(jìn)行。隨著油氣資源開發(fā)不斷向深海拓展，鉆井立管入水深度將達(dá)到千米級，使鉆井立管在未知的深海環(huán)境中保持正常的形態(tài)和應(yīng)力載荷是各類海上移動式鉆井裝置在深海作業(yè)面臨的一大挑戰(zhàn)[4]。

目前使深水鉆井立管頂端接頭處角度及海底井口端接頭處角度保持在安全范圍內(nèi)的途徑主要有提升頂端張緊力[5]和通過系泊或動力定位實(shí)現(xiàn)控位[6-8]2種。

1) 提升立管頂端的張緊力雖然可減少立管的變形及立管頂端接頭處和末端接頭處的角度偏移，但會導(dǎo)致立管水下部分承受較大的應(yīng)力，這對立管的強(qiáng)度或材料提出更高的要求，會使作業(yè)成本大幅度提高。此外，該方法只能應(yīng)對流載荷引起的較小角度的偏移，無法應(yīng)對浮體運(yùn)動引發(fā)的較大角度的偏移，且立管頂部張緊力的提升有最大值的限制。

2) 控位主要依靠系泊或動力定位來調(diào)整浮體的運(yùn)動或位置，進(jìn)而減小立管頂端接頭處和末端接頭處的角度偏移。

(1) 由于系泊系統(tǒng)不能準(zhǔn)確控制浮式結(jié)構(gòu)物在某個自由度上的運(yùn)動或位移，因此根據(jù)作業(yè)海域的環(huán)境條件和氣候特征預(yù)先布置錨索，從宏觀上對主導(dǎo)風(fēng)浪或海流的作用力進(jìn)行阻尼抑制；

(2) 動力定位作為一種主動式定位方式，不受海洋結(jié)構(gòu)物工作水深的限制，分別對浮式結(jié)構(gòu)物水平面的縱蕩、橫蕩及艏搖等3個自由度的運(yùn)動實(shí)施控制，通過控制算法對水面浮體低頻運(yùn)動作出響應(yīng)。

因此，通過動力定位主動控位實(shí)現(xiàn)鉆井立管頂端接頭處角度和末端接頭處角度在深水區(qū)域的安全控制是目前較為可行的途徑。然而，已有的動力定位控制算法均未具體考慮立管運(yùn)行參數(shù)的安全域，只是將浮體盡可能地保持在海底井口上方，而浮體最優(yōu)位置通常是人工設(shè)定的，隨著海洋結(jié)構(gòu)物作業(yè)水深不斷增加，操作員將很難對最優(yōu)位置進(jìn)行判定。鑒于目前鉆井船舶或鉆井平臺上均配備有監(jiān)測立管角度的傳感器，在對立管進(jìn)行數(shù)學(xué)建模的基礎(chǔ)上將立管的主要運(yùn)動響應(yīng)因素引入動力定位閉環(huán)控制研究中，根據(jù)水面浮體與水下立管相對運(yùn)動的函數(shù)關(guān)系，引入立管運(yùn)動參數(shù)與定位精度指標(biāo)，設(shè)計(jì)動力定位最優(yōu)控制目標(biāo)函數(shù)，運(yùn)用最優(yōu)化理論進(jìn)行建模和求解。

1 鉆井立管安全工作要求

依靠動力定位實(shí)現(xiàn)控位的海洋鉆井平臺在深海區(qū)域進(jìn)行鉆探作業(yè)時(shí)，主要依靠自身的推力器系統(tǒng)產(chǎn)生抵抗外界環(huán)境載荷（風(fēng)、海流、波浪）所需的力和力矩，從而使其自身保持在特定的作業(yè)區(qū)域（見圖1）。理想情況下，鉆井平臺應(yīng)在綠色線區(qū)域內(nèi)進(jìn)行鉆探作業(yè)，此時(shí)鉆井立管在水面浮體端及海底井口端的角度保持在安全限制范圍內(nèi)；若鉆井平臺因發(fā)生較為嚴(yán)重的移位而進(jìn)入黃色線區(qū)域，則鉆探作業(yè)必須停止，相關(guān)人員準(zhǔn)備啟動緊急斷開程序[9]；若鉆井平臺進(jìn)入紅色線區(qū)域，則緊急斷開程序被觸發(fā)；若未能在鉆井平臺移出紅色區(qū)域前斷開鉆井立管與海底防噴器組的連接并關(guān)閉井口，則可能導(dǎo)致立管、放噴器組及井口被損壞，甚至出現(xiàn)井噴等重大事故。根據(jù)美國石油協(xié)會（American Petroleum Institute，API）的規(guī)定[10]：

圖1 深水鉆井平臺作業(yè)區(qū)域示意

1) 連接鉆探時(shí)，鉆井立管頂端接頭處角度tα的平均值＜2°，最大值＜4°；海底井口端接頭處角度bα的平均值＜1°，最大值＜4°；

2) 非連接鉆探時(shí)，鉆井立管頂端接頭處角度tα的最大值＜9°；海底井口端接頭處角度bα的最大值＜9°。

2 深水鉆井立管運(yùn)動建模

鉆井立管在作業(yè)時(shí)通常被簡化為一根橫向受力的垂向長梁。其頂端受張緊力的作用，有效張力沿管長分布于整根立管，并跟隨水面浮體運(yùn)動；底端被視為與海底井口端固定；側(cè)面主要受海流載荷的作用。這里只考慮立管的二維運(yùn)動，記在大地坐標(biāo)系下的EEX Z平面內(nèi)立管頂端接頭處的角度為tα，底端接頭處的角度為bα。為獲得立管頂端接頭處和末端接頭處的角度值，采用有限元（FEM）方法對其進(jìn)行離散化處理[11]。圖2為鉆井立管離散節(jié)點(diǎn)與單元示意，將立管離散為n個單元（n+1個節(jié)點(diǎn)），海底底端為第1個節(jié)點(diǎn)，水面浮體為第n+1個節(jié)點(diǎn)，頂端張緊力作用在第n+1個節(jié)點(diǎn)上。在立管運(yùn)動坐標(biāo)系下，定義節(jié)點(diǎn)i在RX 軸方向和RY軸方向上的位置分別為ix及iz，各單元的傾角可表示為

圖2 鉆井立管離散節(jié)點(diǎn)與單元示意

由此，立管的每個單元對應(yīng)2個節(jié)點(diǎn)，每個節(jié)點(diǎn)對應(yīng)2個自由度，則大地坐標(biāo)系下整根立管的位置向量可表示為

由于只考慮立管的二維運(yùn)動情況，即只考慮水面浮體的縱蕩運(yùn)動對立管角度的影響，而大地坐標(biāo)系的x軸方向與海底固定坐標(biāo)系的x軸方向一致，因此立管局部坐標(biāo)系下的位置與海底固定坐標(biāo)系或大地固定坐標(biāo)系下的位置的相互轉(zhuǎn)換均通過式（3）完成。

若只考慮二維情況，忽略y軸方向的位移，則可得二維轉(zhuǎn)換矩陣為

對應(yīng)每個單元立管的轉(zhuǎn)換矩陣為

2.1 立管系統(tǒng)質(zhì)量矩陣

每個立管單元的質(zhì)量矩陣均由立管的結(jié)構(gòu)質(zhì)量、慣性流體質(zhì)量及附加質(zhì)量組成，即

在局部坐標(biāo)系下，立管單元的結(jié)構(gòu)質(zhì)量矩陣表示為式(7)中：sρ為立管材料密度；A為立管的橫截面積；il為立管單元的長度；fρ為立管內(nèi)部液體的密度；intA為立管的內(nèi)截面面積；wρ 為立管外部流體的密度；eA為立管的外截面面積；mC 為附加質(zhì)量系數(shù)。

根據(jù)式(5)，將局部坐標(biāo)系下的立管單元質(zhì)量矩陣轉(zhuǎn)換到大地坐標(biāo)系下，可得

最后可得鉆井立管在大地坐標(biāo)系下的系統(tǒng)質(zhì)量矩陣為

2.2 立管系統(tǒng)剛度矩陣

在局部坐標(biāo)系下，單元立管的剛度矩陣由彈性剛度Eik 和幾何剛度Gik 組成，即

式(10)中：E為立管的楊氏模量；iP為單元立管的有效張力，為無外力作用下立管單元的初始長度；il為外力作用下立管單元的實(shí)際長度，

根據(jù)式(5)對局部坐標(biāo)系下的單位立管剛度矩陣進(jìn)行轉(zhuǎn)換，最終得到大地坐標(biāo)系下整根立管的剛度矩陣為

2.3 結(jié)構(gòu)阻尼力

立管所遭受的阻尼力包括結(jié)構(gòu)阻尼力和水動力阻尼力，其中，結(jié)構(gòu)阻尼力相對較小，水動力阻尼力在載荷建模中考慮。這里只考慮立管的結(jié)構(gòu)阻尼力，近似采用Rayleigh阻尼模型來表示，即

式(12)中：系數(shù)1a和2a可通過引入阻尼比率nξ與頻率nω的函數(shù)關(guān)系式來求解，即

由于同一個阻尼比率通常對應(yīng)系統(tǒng)的2種頻率（nω和mω），因此1a和2a的計(jì)算式可簡化為

2.4 水動力載荷

深水鉆井立管遭受到的載荷主要來自于水面浮體的運(yùn)動及水動力載荷（主要為海流載荷），運(yùn)用改進(jìn)Morison方程計(jì)算單位管長的水動力載荷為

式(15)中：wv和wv˙為水質(zhì)點(diǎn)的速度與加速度；r˙和r˙˙為水面浮體的運(yùn)動速度與加速度；dC為阻力系數(shù)；mC為慣性系數(shù)；outD 為立管外徑。由于附加質(zhì)量的影響已在系統(tǒng)質(zhì)量矩陣中予以考慮，同時(shí)波浪誘導(dǎo)運(yùn)動在深水中不予考慮，因此式(15)中只有第1項(xiàng)考慮海流與水面浮體運(yùn)動影響的拖曳阻尼，最終單位管長的水動力載荷hf表示為

沿管長方向?qū)挝还荛L的水動力載荷進(jìn)行積分，可得該單元所承受的水動力載荷；同理，經(jīng)過坐標(biāo)轉(zhuǎn)換，可得整個立管在大地坐標(biāo)系下的水動力載荷向量hydroF 。

綜上，通過有限元離散分析求得立管的系統(tǒng)質(zhì)量矩陣、剛度矩陣、結(jié)構(gòu)阻尼矩陣及水動力載荷，最終可得整根立管的運(yùn)動方程為

由于立管第1個節(jié)點(diǎn)與第n+1個節(jié)點(diǎn)的約束條件部分已知，即第1個節(jié)點(diǎn)固定于海底，第n+1個節(jié)點(diǎn)x方向上的位移為水面浮體的縱向位移，因此將這些已知節(jié)點(diǎn)在矩陣中對應(yīng)的行與立管的位置列向量相乘得到的項(xiàng)移到式(17)等號右邊作為水面浮體運(yùn)動的影響可得立管所有自由節(jié)點(diǎn)的運(yùn)動方程為式(18)中：

3 立管角度安全控位方法

根據(jù)以往海上移動鉆井設(shè)施動力定位的經(jīng)驗(yàn)，水面浮體的期望位置dη并未考慮水下立管頂端接頭處和末端接頭處的角度響應(yīng)，始終保持在海底井口上方。這里提出的控制方法將鉆井作業(yè)的2個重要運(yùn)行參數(shù)（即立管在水面浮體端及海底井口端的角度響應(yīng)）在動力定位控位循環(huán)中予以考慮。由已推導(dǎo)出的考慮水面浮體運(yùn)動的立管模型可知，鉆井立管的運(yùn)動響應(yīng)主要受浮體的運(yùn)動和海洋環(huán)境載荷（主要是海流載荷）的影響。文獻(xiàn)[12]指出，若立管運(yùn)動的固有頻率遠(yuǎn)不在水面浮體的低頻運(yùn)動范圍內(nèi)，則立管模型中的慣性項(xiàng)和動態(tài)阻尼項(xiàng)可忽略。由于式(17)只考慮剛度項(xiàng)，因此可近似假設(shè)立管在每個控制節(jié)拍內(nèi)的位移增量 rΔ與水面浮體在水平面的位移增量vesselrΔ 在一定的海流條件下線性相關(guān)，立管角度控制模型可表示為

由此，立管頂端接頭處和末端接頭處角度增量的變化[12]可表示為

式(20)中：系數(shù)txc，txc，bxc ，byc 可通過有限元分析計(jì)算得到；ndof為自由節(jié)點(diǎn)的自由度數(shù)。

為使立管頂端角度和末端角度維持在立管安全運(yùn)行范圍內(nèi)，定義關(guān)于立管角度的代價(jià)函數(shù)為

式(21)中：tw和bw分別為立管頂端角度及末端角度的權(quán)重系數(shù)。

通過對代價(jià)函數(shù)求水面浮體位移增量分量的一次導(dǎo)數(shù)，可得到使代價(jià)函數(shù)最小的水面浮體位移增量分量為

若海流與水面浮體的運(yùn)動僅發(fā)生在xOz平面且沿著Ox方向，則最優(yōu)增量位移的方向?yàn)?°，水面浮體最優(yōu)增量位移為

水面浮體最優(yōu)的期望位置最終表示為

4 仿真試驗(yàn)

為驗(yàn)證所提方法的有效性，以“海洋石油981”深水鉆井平臺為研究對象進(jìn)行動態(tài)模擬仿真[13]。仿真中，鉆井立管的長度為1500m，立管外徑為0.25m，管壁厚度為0.025m，楊氏模量E=2.1×105MPa，頂部張力為2500kN，立管在長度方向上被離散為10個單元。鉆井立管主要遭受的海洋環(huán)境載荷為海流載荷，海流載荷隨水深的分布情況見表1，其中 Vc= 0.93m/s 為鉆井平臺作業(yè)工況下遭受的海流平均速度值。鉆井平臺作業(yè)工況下的系統(tǒng)矩陣參數(shù)為

表1 深海鉆井立管的海流載荷隨水深的分布情況

仿真時(shí)，立管頂端角度和末端角度控制選取為相同的權(quán)值，即tw=b1.0w= 。在作業(yè)工況下，風(fēng)載荷的平均速度為23.2m/s，方向?yàn)?°。海洋鉆井平臺水平北向的位移和水平東向的位移見圖3及圖4。

由試驗(yàn)結(jié)果可知：

1) 由于海洋平臺最優(yōu)位置的選取考慮鉆井立管頂端接頭處和末端接頭處的角度響應(yīng)，因此期望位置點(diǎn)不是永遠(yuǎn)保持在井口上方的（0m，0m）點(diǎn)，而是根據(jù)當(dāng)前海況綜合考慮鉆井立管頂端接頭處和末端接頭處角度的安全限值動態(tài)地變化著。

2) 當(dāng)海洋鉆井平臺突然遭受風(fēng)載荷時(shí)，風(fēng)前饋控制器會及時(shí)抵消一部分風(fēng)載荷的影響，同時(shí)以最小化立管頂端接頭處和末端接頭處角度為目標(biāo)的平臺期望位置將發(fā)揮作用，使海洋平臺不斷地向著能保證立管在當(dāng)前海況下持續(xù)安全運(yùn)行的區(qū)域運(yùn)動，盡量控制立管頂端接頭處和末端接頭處的角度值在安全范圍內(nèi)。北向最大偏差在2.5m左右，東向最大偏差在1.0m左右。

圖3 鉆井平臺北向位移

圖4 鉆井平臺東向位移

鉆井立管頂端接頭處和末端接頭處角度值的時(shí)歷響應(yīng)見圖5～圖7。立管頂端接頭處角度分量txα 和tyα分別為立管頂端角度在xOz平面及yOz平面的投影角度；立管末端接頭處角度分量bxα 和byα 分別為立管末端角度在xOz平面及yOz平面的投影角度。立管頂端接頭處和末端接頭處最終合成角度的大小取為

圖5 鉆井立管頂端角度時(shí)歷響應(yīng)

圖6 鉆井立管末端角度時(shí)歷響應(yīng)

由試驗(yàn)結(jié)果可知：當(dāng)風(fēng)載荷開始作用于水面浮體時(shí)，立管頂端角度和末端角度均發(fā)生較大幅度的偏移，由于風(fēng)的作用方向?yàn)?o，因此txα 和bxα 的偏移較tyα 和 αby大，αtx和 αbx分別在風(fēng)載荷開始作用于水面浮體時(shí)出現(xiàn)一個偏移峰值。通過數(shù)據(jù)分析得到當(dāng)前海況下立管在頂端和底端柔性接頭處的轉(zhuǎn)角的平均值與最大值（見表2和表3），最終αt與 αb的平均值均小于API規(guī)定的安全限值。

圖7 鉆井立管頂端角度和末端角度時(shí)歷響應(yīng)

表2 立管頂端接頭處角度

表3 立管底端接頭處角度

為對比不同方法的控制效果，進(jìn)行仿真對比試驗(yàn)。所采用的對比控制方法不考慮水下鉆井立管的角度響應(yīng)，水面鉆井平臺的期望位置始終保持在井口上方，設(shè)為（0m，0m）點(diǎn)。采用上述環(huán)境載荷加載條件和權(quán)值設(shè)置條件，得到對比試驗(yàn)的結(jié)果（見圖8和圖9）。

圖8 對比控制下的北向位移

圖9 對比控制下的東向位移

由對比試驗(yàn)結(jié)果可知：

1) 在外界瞬時(shí)載荷突然作用時(shí)（風(fēng)載荷在180s左右加載），考慮立管角度響應(yīng)的控位方法能比傳統(tǒng)不考慮立管角度響應(yīng)的控制方法更快地跟蹤新的期望最優(yōu)位置，控制效果較好。

2) 由于風(fēng)載荷在0°方向加載，因此浮體北向的位置偏差較東向大，最大北向瞬時(shí)偏差約為2.8m，最大東向瞬時(shí)偏差約為0.5m，控位偏差比不考慮角度響應(yīng)的控位方法要小。

3) 不考慮立管角度響應(yīng)的傳統(tǒng)控制方法始終以井口正上方為固定期望位置，實(shí)質(zhì)上要求浮體始終跟蹤一個全局靜態(tài)最優(yōu)點(diǎn)，未考慮浮體當(dāng)前遭受的瞬時(shí)或穩(wěn)態(tài)環(huán)境載荷，不同的環(huán)境載荷配置對立管角度響應(yīng)具有不同的影響。對于推進(jìn)器系統(tǒng)而言，全局最優(yōu)點(diǎn)不一定可達(dá)（跟蹤），而考慮鉆井立管角度響應(yīng)的動態(tài)局部最優(yōu)點(diǎn)既可減少當(dāng)前海洋環(huán)境條件下推進(jìn)器系統(tǒng)的不必要磨損，又能保證立管各運(yùn)行參數(shù)控制在安全界限內(nèi)。

5 結(jié) 語

本文對考慮鉆井立管角度響應(yīng)的動力定位控位方法進(jìn)行研究。結(jié)合不同控位方式的特性對水面鉆井平臺和水下鉆井立管安全作業(yè)要求進(jìn)行分析，結(jié)果表明，通過動力定位模式控制水下鉆井立管頂端角度和末端角度更為可行。通過對水面浮體和水下立管進(jìn)行運(yùn)動建模，得出兩者相對運(yùn)動的影響關(guān)系，特別是水面浮體的縱蕩運(yùn)動、橫蕩運(yùn)動及位移對立管角度的影響。在動力定位模式下，以最小化立管角度為目標(biāo)，結(jié)合當(dāng)前海況，對浮體最優(yōu)期望位置實(shí)現(xiàn)動態(tài)尋優(yōu)和定位，以此代替以往不考慮立管狀態(tài)的固定期望位置點(diǎn)。仿真試驗(yàn)結(jié)果表明，所提出的方法是有效的；通過與已有方法相比較，證明了該方法的優(yōu)越性。將立管角度的實(shí)時(shí)響應(yīng)定量引入到動力定位的閉環(huán)控制中，可有的放矢地提升主動定位的精度和性能，為深海高精度控位模式與方法研究提供新的思路。下一步將開展模型試驗(yàn)研究，進(jìn)一步驗(yàn)證其有效性。

[1] 金鴻章，蘇曉宇，于安，等. 基于錨鏈切換的平臺自動錨泊定位系統(tǒng)設(shè)計(jì)[J]. 電機(jī)與控制學(xué)報(bào)，2014, 18 (5)∶ 93-98.

[2] 馬剛，孫麗萍. 基于總體坐標(biāo)法的大變形錨泊線的靜力分析[J]. 哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報(bào)（英文版），2014, 35 (6)∶ 674-478.

[3] FOSSEN T I. Marine control systems∶ guidance, navigation and control of ships, rigs and underwater vehicles[M]. Trondheim, Norway∶ Marine Cybernetics AS, 2002∶ 100-121.

[4] 邊信黔，付明玉，王元慧. 船舶動力定位[M]. 北京：科學(xué)出版社，2011∶ 20-30.

[5] RUSTAD A M, LARSEN C M, SORENSEN A J. FEM modeling and automatic control for collision prevention of top tensioned riser[J]. Marine Structures, 2007, 21 (1)∶ 80-112.

[6] DO K D, PAN J. Boundary control of three-dimensional inextensible marine riser[J]. Journal of Sound and Vibration, 2009, 327∶558-571.

[7] SUZUKI H, WATANEBE K, YOSHID K. Operability improvement of deepsea riser by active control[C]. In Proceedings of OMAE’95, 14th International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering, 1995∶ 289-297.

[8] NGUYEN D H, NGUYEN D T, QUEK S T, et al. Control of marine riser end angles by position mooring[J]. Control Engineering Practice, 2010, 18∶ 1013-1021.

[9] 白勇，戴偉，孫麗萍，等. 海洋立管設(shè)計(jì)[M]. 哈爾濱：哈爾濱工程大學(xué)出版社，2014∶ 193-210.

[10] American Petroleum Institute. Recommended practice for design and analysis of station keeping systems for floating structures[S]. 2nd ed. API Recommended Practice 2SK, 1996.

[11] DAI W, GAO F, BAI Y. FEM analysis of deepwater drilling risers under the operability and hang-off working conditions[J]. Journal of Marine Science and Application. 2009, 8∶ 156-162.

[12] LEIRA B J, CHEN Q F, SORENSEN A, et al. Modeling of riser response for DP control[C]. Proceedings of OMAE’01, 20th International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering, 2001∶ 1-9.

[13] 王芳，萬磊，姜大鵬，等. 基于Vxworks的DP-3動力定位控制系統(tǒng)設(shè)計(jì)與分析[J]. 上海交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2012, 46 (2)∶ 217-223.

Modeling and Safety Control of Deepwater Drilling Riser Angles

WANG Fang1，BAI Yong2，XU Feng3
（1. School of Mechanical Engineering, Hangzhou Dianzi University, Hangzhou 310018, China; 2. College of Civil Engineering and Architecture, Zhejiang University, Hangzhou 310058, China; 3. Wuhan Second Ship Design and Research Institute, Wuhan 430064, China）

From the aspect of safe operation in collaboration with the drilling platform above the water and the risers beneath, this study proposes a station keeping method which considers the mechanical response constraints of the drilling risers in the dynamic positioning close-loop control, so as to achieve the dynamic positioning of the surface drilling vessel or platform based on the riser angle responses. A control model is established for riser motion with finite element method, which includes riser system mass, system stiffness, structure damping and hydrodynamic loads. The relative motion model between the movement of the surface floating body and the top and end angles of the underwater riser is established depending on their low frequency motion characteristics. In this way, the dynamic positioning control method is designed according to the riser motion response, and the safety control of the top and end angles of the risers is realized. Simulation result shows that the proposed method is feasible. The surface floating body can track the new expected optimal position more rapidly in case there are transient external environmental loads, and thus to ensure the riser operation within safety limits.

dynamic positioning; station keeping; drilling riser; drilling platform

P756.5；U674.38+1

A

2095-4069 (2017) 02-0010-08

10.14056/j.cnki.naoe.2017.02.002

2016-07-14

國家自然科學(xué)基金（51509193）；浙江省自然科學(xué)基金（LQ15E090007）

王芳，女，講師，1985年生。2012年畢業(yè)于哈爾濱工程大學(xué)船舶與海洋結(jié)構(gòu)物設(shè)計(jì)制造專業(yè)，主要從事深海浮式結(jié)構(gòu)物動力定位技術(shù)研究。