雙船聯(lián)合舉升多體協(xié)同作業(yè)系統(tǒng)橫搖穩(wěn)性評估

李德江,鄧興旗,趙樹杰,孟 珣

(1.中國海洋大學工程學院,山東 青島 266100; 2.煙臺中集來福士海洋工程有限公司,山東 煙臺 264035)

海洋平臺上部組塊的安裝/拆除作業(yè)是海洋資源開發(fā)全生命周期的重要環(huán)節(jié),其中海上吊裝和海上浮托作業(yè)技術被廣泛應用于上部組塊施工過程。相比于吊裝,浮托作業(yè)具有舉升容量大、成本低的優(yōu)勢,是萬噸級上部組塊一體化安裝/拆除作業(yè)的首選方案[1]。為了滿足不同作業(yè)需求,多類浮托技術應運而生,根據(jù)涉及的駁船類型可分為3類:單駁船浮托[2]、雙體船浮托[3]和雙駁船浮托[4]。

單駁船浮托技術是最早應用、也是最常用的海洋平臺浮托施工作業(yè)技術,但需要基礎支撐結構有足夠大的頂部開口以允許駁船駛入,因此會受到既有平臺結構形式的限制。與單駁船浮托技術相比,雙體船浮托作業(yè)具有更大的舉升能力,其船體在船首或船尾設置U形開口槽,船體能從平臺結構兩側進入。最具代表性雙體作業(yè)船為Allseas的“Pioneering Spirit”[5],該船于2016年8月完成了北海海域Yme-MOPU導管架基礎的拆除作業(yè)[3]。相比于前兩者,雙駁船浮托具有更高的靈活性,每艘作業(yè)船舶可在非一體化浮托作業(yè)期開展運輸、吊裝等其他獨立作業(yè),從而提高船舶利用率。當兩艘獨立駁船協(xié)同作業(yè)時,雙船與上部組塊間以有運動補償?shù)倪B接方式組成一個復雜的多體系統(tǒng),雙船運動的不同步性使其橫搖穩(wěn)性與單駁船浮托技術和雙體船浮托技術明顯不同。海上浮托作業(yè)對海洋環(huán)境條件敏感[6-8],波高和波浪周期的變化會使上部組塊和船舶的運動變得顯著[9],從而增加失穩(wěn)風險。為了減少操作中橫搖失穩(wěn)風險,大多數(shù)單駁船與雙體船浮托作業(yè)工程中[4,10],駁船和上部組塊之間都采用剛性連接構件連接以限制其相對運動。雖然剛性連接可以保證系統(tǒng)的橫搖穩(wěn)性,但需要對上部組塊進行加強設計,以滿足加強件和結構核心受力區(qū)域在安裝時的強度要求。Koo等[11-12]對Spar平臺的浮托作業(yè)進行了數(shù)值分析和試驗分析,發(fā)現(xiàn)上部組塊承受了較大的波浪動力荷載,從而影響了結構的強度設計。Dessi等[13]使用剛性模型和彈性連接模型對上部組塊的響應進行了試驗分析,發(fā)現(xiàn)結構間的彈性連接會導致系統(tǒng)產生較大的橫搖運動。近年來,有學者開始對典型工況下雙船的運動特性進行分析[14-19],但這些研究多基于舉升系統(tǒng)和組塊間的剛性連接假定。

對于舉升系統(tǒng)與上部組塊間采用柔性連接形式的雙駁船浮托作業(yè)多體系統(tǒng),Zhao等[20-21]指出該類型系統(tǒng)橫搖耦合響應對舉升作業(yè)狀態(tài)具有重要影響。本文采用數(shù)值模擬和模型試驗結合的方式,研究柔性連接形式的雙船聯(lián)合舉升多體協(xié)同作業(yè)系統(tǒng)在不確定海況中的多體橫搖穩(wěn)性問題,并給出該系統(tǒng)上部組塊橫搖穩(wěn)定性極限準則的快速分析方法與預測手段。

1 雙船聯(lián)合舉升多體協(xié)同作業(yè)系統(tǒng)及作業(yè)過程

超大型海上油田設施拆解作業(yè)是一項涉及多領域的系統(tǒng)性工程,技術含量高、作業(yè)風險大,需要充分考慮拆解作業(yè)的安全和環(huán)保等要素要求。本文研究的多功能起重船是全球首制的超大型海上油氣設施一體化拆解和安裝、海上風電裝置安裝等多功能裝備,主要由2艘起重船組成,配備DP3動力定位系統(tǒng),可選擇配置帶運動補償?shù)呐e升臂系統(tǒng),總起重能力最高可達3萬t。雙船聯(lián)合進行一體化拆解和安裝的作業(yè)模式具有操作靈活、高效的特點,但其可調的舉升系統(tǒng)外沿臂以及舉升頭和甲板支撐配備運動補償使得作業(yè)過程中上部組塊和船體多體耦合運動機制復雜,明顯不同于傳統(tǒng)浮托作業(yè)中采用剛性連接假定的單剛體穩(wěn)性概念。針對待拆解模塊不同尺度特征,舉升點之間距離的選擇對橫搖穩(wěn)性影響為本文關注重點。

1.1 雙船聯(lián)合舉升多體協(xié)同作業(yè)系統(tǒng)

雙船聯(lián)合舉升系統(tǒng)示意圖及其關鍵結構裝備如圖1所示,在整體坐標系中,x0軸沿船舶縱蕩方向,y0軸沿船舶橫蕩方向,z0軸沿船舶垂蕩方向。每艘作業(yè)船均配備先進的動力定位系統(tǒng),可限制船體在水平面內的漂移運動;快速舉升裝備設置于船體上甲板,根據(jù)舉升要求選擇舉升臂組隊數(shù)目。單個舉升臂系統(tǒng)結構如圖2所示,局部坐標系與整體坐標系方向一致,其可根據(jù)作業(yè)需求調整其外沿臂長度,舉升頭和甲板支撐配備運動補償系統(tǒng),主要包含3種運動補償模式:①舉升臂可沿著x0方向的滑軌水平移動,從而補償船體產生的縱蕩運動;②舉升臂可沿著y0方向的甲板支撐滑軌水平移動,從而補償船體產生的橫蕩運動;③舉升頭可沿著z0方向垂向移動,從而補償船體產生的垂蕩運動。

圖1 雙船聯(lián)合舉升多體協(xié)同作業(yè)系統(tǒng)示意圖

圖2 舉升臂系統(tǒng)結構

1.2 雙船聯(lián)合舉升作業(yè)過程

雙船聯(lián)合舉升作業(yè)過程主要步驟包括:①進船。雙船體從兩側分別靠近導管架基礎,就位后舉升系統(tǒng)連接上部組塊底部,此時上部組塊全部重量仍位于導管架支撐上,運動補償系統(tǒng)開始作業(yè),減少舉升臂和上部結構的碰撞;采用動力定位系統(tǒng)限制船體的水平位移。②壓載荷載轉移。通過排壓載作業(yè),將部分上部組塊重量轉移到雙船體。③快速舉升。在上部組塊轉移重量達到目標百分比后,快速舉升系統(tǒng)開始作業(yè),液壓桿快速抬升,可實現(xiàn)基礎與上部組塊的快速分離;該過程系統(tǒng)穩(wěn)性為本文關注重點。④退船。載有上部組塊的雙安裝駁船,從基礎結構正側駛出。⑤荷載轉移。采用壓載系統(tǒng)和快速舉升系統(tǒng)聯(lián)合作業(yè),完成上部組塊從作業(yè)駁船到運輸駁船的上部組塊轉移。⑥單船運輸。為減少雙船長距離運輸作業(yè)風險,采用運輸駁船,將上部組塊運送到作業(yè)碼頭。

2 虛擬樣機的建立與驗證

本文主要采用虛擬樣機方法對雙船聯(lián)合舉升多體協(xié)同作業(yè)系統(tǒng)的橫搖穩(wěn)性進行研究。由于各機械結構和液壓系統(tǒng)參數(shù)對該系統(tǒng)響應有較大影響,因而首先采用物理模型試驗數(shù)據(jù)驗證數(shù)值模型的準確性與可靠性,得到一致性結果后根據(jù)試驗中船體運動響應,采用數(shù)值外推方法模擬系統(tǒng)多體橫搖穩(wěn)性規(guī)律;最后建立系統(tǒng)簡化幾何拓撲模型,實現(xiàn)系統(tǒng)橫搖穩(wěn)性的快速分析與預測。

2.1 多剛體系統(tǒng)動力學方程

舉升作業(yè)船和上部組塊的運動可認為是剛體的非線性運動,基于牛頓第二定律,重心的剛體動力學方程為

(1)

(2)

式(1)和式(2)僅適用于局部坐標系原點與重心重合的情況,更一般的動力學方程為

(3)

(4)

2.2 雙船聯(lián)合舉升多體協(xié)同作業(yè)系統(tǒng)虛擬樣機

基于ADAMS(automatic dynamic analysis of mechanical systems)平臺建立描述雙船協(xié)同舉升過程中運動特征的虛擬樣機,探討船體運動和快速舉升系統(tǒng)引起的上部組塊的橫搖穩(wěn)性運動規(guī)律。實際作業(yè)船舉升系統(tǒng)都配備運動補償裝置,通過液壓驅動實現(xiàn)舉升臂系統(tǒng)沿縱蕩方向、橫蕩方向和垂蕩方向的運動補償,用以釋放舉升作業(yè)過程中多體耦合運動而產生的巨大載荷。本文基于原型及物理模型試驗參數(shù)將運動補償裝置等效為橫蕩方向和垂蕩方向彈簧阻尼系統(tǒng),忽略縱蕩方向運動補償對系統(tǒng)橫搖穩(wěn)性的影響,整體系統(tǒng)虛擬樣機如圖3所示。

圖3 雙船聯(lián)合舉升多體協(xié)同作業(yè)系統(tǒng)虛擬樣機

2.3 數(shù)值模擬試驗驗證

選用模型水池試驗中3種典型作業(yè)海況進行橫搖穩(wěn)性研究。模型水池試驗如圖4所示,模型縮尺比為1∶50,該模型中每艘船配備了動力定位系統(tǒng),使用彈簧和阻尼系統(tǒng)對舉升臂的主動補償系統(tǒng)進行等效簡化,環(huán)境條件設置見表1。在水池試驗中,波浪采用 JONSWAP海浪譜。選取海況Ⅰ和海況Ⅱ下的雙船時域運動,將雙船的垂蕩和橫搖運動作為虛擬樣機的驅動,得到上部組塊橫搖運動的仿真數(shù)值,并與試驗結果進行對比,如圖5所示。表2對比了在海況Ⅰ和海況Ⅱ下試驗和仿真得到的上部組塊橫搖幅值。

表1 模型試驗的海況

圖4 雙船舉升作業(yè)模型試驗

圖5 上部組塊橫搖運動仿真結果與試驗結果對比

由圖5可見試驗結果與仿真結果相吻合,說明本文建立的數(shù)值模型可實現(xiàn)上部組塊橫搖運動的準確仿真模擬。由表2可知,模型試驗與數(shù)值仿真的結果存在一定誤差,這是由于試驗結果是2個船體在6個自由度真實耦合運動下的響應,而仿真結果是施加2個船體橫搖和垂蕩最危險組合運動驅動。

3 系統(tǒng)橫搖穩(wěn)性評估

雙船與上部組塊之間通過等效的彈簧阻尼連接形成了復雜的多體系統(tǒng),在作業(yè)過程中,雙船的相對獨立運動增加了多體系統(tǒng)橫搖穩(wěn)態(tài)的不確定性。舉升船與上部組塊之間柔性連接,使得系統(tǒng)具有復雜的運動狀態(tài)。通過建立系統(tǒng)橫搖穩(wěn)性的幾何拓撲模型,可更容易描述雙船與上部組塊在耦合運動下的位置關系;并可由該模型推導上部組塊的橫搖角度計算公式,完成危險工況下系統(tǒng)橫搖穩(wěn)性的理論計算與仿真結果對比。

3.1 橫搖穩(wěn)性幾何拓撲模型

以上部組塊左傾狀態(tài)為例,系統(tǒng)內多體之間位置關系如圖6所示。圖6中,O1為船1的重心,O2為船2的重心;A為船1與上部組塊的連接點,B為船2與上部組塊的連接點;r2為連接點到船體重心的水平距離,h2為連接點到船體中心的垂向距離;θ1為船1的橫傾角,θ2為船2的橫傾角,θ為上部組塊的橫傾角;Δh為雙船之間的垂蕩距離。

圖6 上部組塊與雙船之間的位置關系

根據(jù)圖6所示的4種情況,上部組塊和雙船的橫搖角以及船2相對于船1的垂蕩距離之間的關系可以表示為

h2cosθ1+r2sinθ1+2r1sinθ=Δh+r2sinθ2+h2cosθ2

(5)

h2cosθ1+r2sinθ1+2r1sinθ=Δh+h2cosθ2-r2sinθ2

(6)

h2cosθ1-r2sinθ1+2r1sinθ=Δh+r2sinθ2+h2cosθ2

(7)

h2cosθ1-r2sinθ1+2r1sinθ=Δh+h2cosθ2-r2sinθ2

(8)

在舉升作業(yè)過程中,雙船的相對運動導致上部組塊產生橫傾角θ。根據(jù)θ所處的不同區(qū)間,上部組塊的狀態(tài)可以分為圖7所示的3種狀態(tài)。圖7中,O為上部組塊的重心,r1為連接點到上部組塊重心的水平距離,h1為上部組塊重心到連接點連線AB的距離,FA為連接點A處的受力,FB為連接點B處的受力,mtg為上部組塊的重力,la和lb為力臂,α為FB與AB之間的夾角,β為FA與AB之間的夾角。

圖7 不同橫傾角時上部組塊的狀態(tài)

根據(jù)力矩平衡原理,給出力矩平衡方程:

∑MA=0

(9)

在該幾何拓撲模型中,上部組塊的重力與連接點B處的力的合力力矩等于0,所以

mtg(r1cosθ-h1sinθ)-FB2r1sinα=0

(10)

或者表示為

mtgla-FBlb=0

(11)

其中

la=r1cosθ-h1sinθlb=2r1sinα

當上部組塊處于臨界狀態(tài)時,如圖7(b)所示,力臂la=0;如果上部組塊的橫傾角度繼續(xù)增加,則將發(fā)展為傾覆狀態(tài),如圖7(c)所示,此時力臂la為

la=h1sinθ-r1cosθ

(12)

3.2 耦合運動參數(shù)化分析

將表1中海況Ⅲ條件下模型試驗測得的雙船時域運動響應作為驅動施加給虛擬樣機,分析典型假設條件下上部組塊橫搖的耦合響應特性,表3給出了雙船在不同運動特性下的5個仿真工況。

表3 仿真工況

由圖8可知,雙船的同相位橫搖運動會使上部組塊產生較大的橫搖,橫搖幅值為6.45°;而雙船的反相位橫搖運動對上部組塊的影響很小。

圖8 工況1、工況2船體橫搖運動與上部組塊橫搖運動時程曲線

由圖9可知,雙船的同相位垂蕩運動對上部組塊的橫搖運動影響很小,而雙船的反相位垂蕩運動會使上部組塊產生較大的橫搖。

圖9 工況3、工況4船體垂蕩運動與上部組塊橫搖運動時程曲線

由圖8(c)和圖9(c)可知,工況1和工況4會使上部組塊產生較大的橫搖,這2種工況的組合工況(工況5)下上部組塊的橫搖運動時程曲線如圖10所示,上部組塊的橫搖幅值為7.14°。雙船同相位橫搖和反相位垂蕩耦合運動對上部組塊的橫搖運動影響最大,其中工況5雙船同相位橫搖和反相位垂蕩耦合運動是上部組塊發(fā)生橫搖失穩(wěn)的最危險工況。

圖10 工況5上部組塊橫搖運動時程曲線

3.3 橫搖穩(wěn)性與極限作業(yè)能力分析預測

基于參數(shù)化數(shù)值仿真模擬結果,選擇最危險的工況5,改變h1/r1,通過ADAMS虛擬仿真得到上部組塊不同的h1/r1值對應的最大橫傾角(圖11),并且對比本文建立的橫搖穩(wěn)性快速分析幾何拓撲模型,探討雙船舉升系統(tǒng)的極限作業(yè)能力。

圖11 上部組塊最大橫傾角仿真與理論數(shù)值

圖11為ADAMS數(shù)值仿真結果和理論模型結果的對比,可見在一定范圍內(h1/r1≤2),虛擬樣機仿真結果與本文建立的幾何拓撲模型實現(xiàn)上部組塊最大橫傾角的估計值規(guī)律一致。由于本文理論模型沒有計入運動補償系統(tǒng)的影響和系統(tǒng)的動態(tài)響應過程,在上部組塊大縱橫比情況下,理論模型低估了上部組塊最大橫傾角度。初始h1/r1的值為1時,上部組塊的最大橫傾角為7.23°;隨著h1/r1的不斷增大,上部組塊的最大橫傾角不斷增大;當h1/r1>4.2時,上部組塊會發(fā)生傾覆而失穩(wěn)。

4 結 論

a.以物理模型試驗和虛擬樣機交叉驅動方式可以高效準確得到上部組塊橫搖運動的時域響應規(guī)律,驗證舉升系統(tǒng)中的主動補償裝置簡化合理性。

b.雙船的同相位橫搖與反相位垂蕩耦合運動對上部組塊的橫搖運動影響最大。

c.h1/r1一定范圍內(h1/r1≤2)本文建立的幾何拓撲模型可實現(xiàn)上部組塊橫傾角的準確估計。

d.上部組塊橫搖失穩(wěn)時極限縱橫比h1/r1可以作為多體系統(tǒng)橫搖穩(wěn)性評估參數(shù)。

e.由于本文理論模型沒有計入運動補償系統(tǒng)的影響和系統(tǒng)的動態(tài)響應過程,所以在上部組塊縱橫比較大的情況下,理論模型低估了上部組塊橫傾角度,需進一步修正完善。