，，

(1.能威(天津)海洋工程技術有限公司，天津 300392； 2.海洋石油工程股份有限公司，天津 300461)

0 引 言

浮托法是一種使用普通駁船配合必要的對接裝置，通過調(diào)整駁船壓載完成組塊重量轉(zhuǎn)移的方法。自1983年浮托法首次成功應用于Phillips Maureen項目[1]18 600 t上部組塊安裝以來，浮托法在海洋石油行業(yè)得到廣泛的應用和發(fā)展，各種浮托技術和方法層出不窮，例如：McDermott聯(lián)合ETPM開發(fā)的Smart-leg技術，JGP開發(fā)的Strand-jack 托舉技術，Sea Metric公司的TML系統(tǒng)，ALLSEA建造的Pioneering Spirit雙體船[2]等。其中,雙船浮托方法以其托舉噸位大，適用各種平臺尺寸及類型(固定式、浮式)等諸多優(yōu)點，引起廣泛關注，并成功應用于馬來西亞Kikeh Spar[2]上部組塊的安裝中。

近年來，油價走低，廢棄平臺的拆除和邊際油田開發(fā)等問題亟待解決。考慮傳統(tǒng)吊裝拆除方案的諸多缺點，雙船浮托法因其成本低、耗時短、可以整體拆除組塊并再利用于邊際油田開發(fā)[3-4]等優(yōu)點再次成為關注熱點。雙船浮托法的研究，尤其是在組塊整體拆除方面的研究，在國內(nèi)仍處于起步階段。雙船浮托法涉及多個浮體，相關研究表明，多浮體之間由于存在相互作用，在波浪中運動受到的波浪力和輻射力較單浮體更為復雜，有必要進行較為深入的分析研究，尤其要對多浮體系統(tǒng)運動時所受到的波浪力、輻射力和浮體間相互干擾的影響進行分析研究[5-6]。目前業(yè)內(nèi)對小間距雙浮體并靠的情況研究較多[5-6]，而對雙船浮托中需要考慮三浮體小間距并靠的情況以及相應時域分析方面的研究則較少。

本文以雙船浮托整體棄置平臺組塊過程中的過駁階段為研究對象，考察3條駁船并靠情況下的水動力特性，并在此基礎上進行時域分析，重點探討不同環(huán)境載荷方向及波高變化對過駁階段的影響，為雙船浮托法及其在組塊整體拆除領域的設計、研究和應用提供一定的參考。

1 雙船浮托法方案介紹

典型的雙船浮托法整體棄置平臺組塊方案如圖1所示，包括以下階段：(1)待命階段。2艘浮托船(駁船A和駁船C)通過錨泊系統(tǒng)定位在目標平臺兩側(cè)，運輸船(駁船B)通過錨泊系統(tǒng)及輔助拖船定位在目標平臺前方，等待合適的氣候窗并為拆除做好準備。(2)預對接階段。如果預測的環(huán)境條件在設計環(huán)境條件范圍內(nèi)，2艘浮托船通過收放錨纜及拖船輔助同步靠近目標平臺，繼續(xù)移動浮托船，直到傍靠在預先固定在導管架上的碰球。(3)拆除對接階段。切割分離導管架與上部組塊，2艘浮托船同步排載，使浮托船上的樁腿耦合器(Leg Mating Unit，LMU)與組塊樁腿逐步對接、壓縮，將上部組塊的重量由導管架轉(zhuǎn)移到2艘浮托船上。(4)退船階段。通過收放錨纜，將2艘浮托船和組塊從導管架區(qū)域移出，到達設定位置后，等待運輸船前移。這個過程需要增加額外的對接纜繩系統(tǒng)(連接浮托船與導管架主腿)來限制船舶的運動。(5)進船階段。通過錨纜及輔助拖船，移動運輸船進入2艘浮托船中間區(qū)域，直到運輸船上組塊支撐結(jié)構(Deck Support Unit，DSU)與組塊主腿插件對齊。(6)過駁階段。運輸船排載，使運輸船上DSU主動迎合組塊主腿插件，之后保持運輸船吃水不變，同步壓載2艘浮托船，將組塊重量由2艘浮托船逐步轉(zhuǎn)移到運輸船。(7)單船運輸階段。重量轉(zhuǎn)移后，拖船輔助2艘浮托船遠離運輸船，焊接運輸船上組塊固定，并由運輸船將組塊運輸至目的地。

圖1 雙船浮托法方案

其中過駁階段分析涉及物體較多(包含2艘浮托船、1艘運輸船和1個組塊)，考慮外力復雜(包括風力、波浪力、流力、橫向護舷力、錨纜力、LMU 3個方向的作用力)，判定參數(shù)多(三船及組塊的運動、錨纜力、橫向護舷力、LMU 3個方向的作用力及相對運動、DSU相對運動)，同時該階段也是整個雙船浮托拆除方案中至關重要的階段。因此，本文以轉(zhuǎn)移對接階段為例，介紹雙船浮托法的數(shù)值模擬方法及過程。

2 數(shù)值計算理論

2.1 坐標系及環(huán)境載荷方向定義

為了描述波浪中船舶和組塊的運動響應，引入3個右手直角坐標系：(1)大地坐標系。O-xgygzg，原點位于平均海平面，z軸豎直向上。(2)隨船坐標系。Oa-xayaza，Ob-xbybzb和Oc-xcyczc，原點O位于船頭船中基線位置，坐標軸正方向與大地坐標系一致。(3)組塊坐標系。Ot-xtytzt，原點O位于組塊第一水平層，坐標軸指向與大地坐標系一致，坐標系及環(huán)境方向的定義如圖2所示。

圖2 坐標系及環(huán)境方向定義

2.2 頻域計算理論

根據(jù)勢流理論，假設流場中的流體為不可壓縮、無黏、無旋的理想流體，多浮體由無航速的3個浮體組成，其中一個浮體M的速度勢可以寫成

(1)

浮體在頻域下的運動方程為

(2)

式中：Mij為第i個浮體的質(zhì)量矩陣；Cij為第i個浮體的靜回復力矩陣；Fi為第i個浮體所受波浪力；Aij為附加質(zhì)量矩陣；Bij為阻尼矩陣；ζj為每個浮體的6個自由度運動。

2.3 時域運動方程

在各種載荷作用下，考慮系泊系統(tǒng)的多浮體動力方程為

=Fw1+Fw2+Fw+Fc+Fe

(3)

式(3)可以通過逐步積分的數(shù)值方法求解，求解方法為Newmark方法[7]。采用MIT開發(fā)的WAMIT水動力分析軟件[8]，對相互干擾的多浮體的水動力系數(shù)進行求解；采用Ultramarine開發(fā)的MOSES分析軟件[7]進行時域響應分析。

3 數(shù)值模型

3.1 船型參數(shù)及有限元模型

船舶的主尺度及重量信息見表1，表中重心縱向坐標(LCG)、重心橫向坐標(TCG)和重心垂向坐標(TCG)均參考圖2所示的船體坐標系。

表1 浮托船與運輸船主要參數(shù)

駁船B與駁船A/C船側(cè)間距為1 m。圖3為3艘駁船計算水動力的WAMIT模型和時域分析的MOSES模型。

圖3 WAMIT模型和MOSES模型

3.2 錨泊系統(tǒng)

錨泊系統(tǒng)由14條錨纜組成，如圖3b)所示。按照錨纜的功能，選取3種不同的纜繩材料。纜繩材料屬性見表2，各錨纜組成見表3。錨泊系統(tǒng)的能力校核按照“0032/NDGuidelineforMooring[9]”標準的要求進行，安全系數(shù)取2.00。

表2 纜繩材料

表3 錨纜組成

3.3 橫向護舷LMU和DSU

橫向護舷、LMU和DSU都屬于MOSES模型中特殊的連接形式(只在受壓時產(chǎn)生作用力)，按照各自的性質(zhì)，在MOSES模型中用線性或非線性的彈簧表示。橫向護舷布置在駁船B與駁船A/C相鄰的船側(cè)位置，LMU布置在駁船A/C的內(nèi)側(cè)船邊，DSU布置在駁船B的甲板上，橫向護舷、LMU和DSU各有3對，布置如圖4所示。設計參數(shù)見表4。LMU的受力變形曲線如圖5所示。

圖4 MOSES模型中的橫向護舷、LMU和DSU的模擬

表4 設計參數(shù)

圖5 LMU受力變形曲線

3.4 環(huán)境條件

參考渤海海域常規(guī)單船浮托的設計海況，選取以下4種環(huán)境條件作為時域分析的輸入條件，見表5，其中作業(yè)水深為20 m。

表5 環(huán)境條件

4 分析結(jié)果

4.1 頻域分析

駁船A/C的頻域水動力計算結(jié)果如圖6所示。駁船B的頻域水動力計算結(jié)果如圖7所示?？梢钥闯觯簡未?°浪向下的橫搖響應為0；而在三船系統(tǒng)中，由于相互影響，3船均出現(xiàn)了明顯的橫搖運動響應，而且駁船A/C的運動幅值遠大于駁船B。由圖6a)可以看出：由于0°浪向時駁船A/C相對于浪向?qū)ΨQ，所以駁船A/C的橫搖運動響應相同。由圖6b)、圖6c)、圖7b)、圖7c)可以看出：由于遮蔽效應，在橫浪作用下，相較單船，駁船C(迎浪)的運動響應幅值增大，駁船A(背浪)和B的運動響應幅值減小，但是駁船B的運動響應在某些頻率出現(xiàn)突變。由圖6d)、圖6e)、圖7d)、圖7e)可以看出：相較單船，由于三船的相互影響，三駁船的橫搖附加質(zhì)量和橫搖阻尼均呈現(xiàn)先小后大最終持平的趨勢，而且在某些頻率會發(fā)生突變。由圖6d)、圖6e)可以看出：雖然相比單船發(fā)生了變化，但是駁船A和C的橫搖附加質(zhì)量和橫搖阻尼仍相等；由圖6f)和圖7f)可以看出：相較單船，由于相互影響，三駁船受到的一階波浪力幅值減小，但是在某些頻率會發(fā)生突變，超過單船。由圖6f)可以看出：由于遮蔽效應，駁船C(迎浪)所受的力比駁船A(背浪)大。三駁船系統(tǒng)對水動力參數(shù)的相互影響主要在波浪周期范圍內(nèi)(3～15s)，其他周期影響較小。

圖6 駁船A/C頻域水動力計算結(jié)果

圖7 駁船B頻域水動力計算結(jié)果

4.2 時域分析

采用MOSES模型進行時域分析，模擬時長為4 000 s，步長為0.2 s，前400 s結(jié)果不采集。

4.2.1 環(huán)境方向的敏感性分析

以環(huán)境條件B為例，研究環(huán)境方向?qū)﹄p船浮托方案的影響。圖8為該影響的統(tǒng)計結(jié)果，可以看出：駁船及組塊的運動幅值艏浪最小、斜浪次之、橫浪最大；三駁船的運動同步性艏浪最好、橫浪最差，LMU和DSU相對運動的變化趨勢與駁船運動同步性變化趨勢一致；在橫浪和斜浪情況下，迎浪駁船(駁船C)的運動幅值明顯大于背浪駁船(駁船A)；DSU的垂向運動幅值沒有超過表4所示的初始垂向間隙，DSU處沒有發(fā)生碰撞，故沒有碰撞力；迎浪側(cè)錨纜(#1，#2，#3，#4，#5)的張力艏浪最小、斜浪次之、橫浪最大；背浪側(cè)錨纜(#6，#7，#8，#9，#10)的張力艏浪最大、斜浪次之、橫浪最??；迎浪側(cè)錨纜張力比背浪側(cè)錨纜張力大；船間交叉纜(#11，#12，#13，#14)對環(huán)境方向的變化不敏感，其張力變化較??；LMU的側(cè)向力、垂向力和橫向護舷力艏浪最小、斜浪次之、橫浪最大。就整體而言，雙船浮托法對環(huán)境方向的變化比較敏感。

圖8 環(huán)境方向?qū)﹄p船浮托方案影響的統(tǒng)計結(jié)果

4.2.2 波高敏感性分析

根據(jù)時域分析結(jié)果可知：雙船浮托法對浪向的變化比較敏感。為更好地設計方案，需要進一步研究其在艏浪、斜浪和橫浪各方向作業(yè)的許可環(huán)境條件，對應的判斷標準為表2和表4中錨纜、橫向護舷、LMU許可載荷以及LMU和DSU捕捉半徑。

圖9為波高敏感性的分析結(jié)果，可以看出：隨著波高的增大，LMU水平相對運動、DSU水平相對運動、LMU側(cè)向力、LMU最小垂向力、橫向護舷力以及A類錨纜和B類錨纜的張力均趨向或超過許可值。通過判斷可以得到雙船浮托方案各方向作業(yè)許可環(huán)境條件，見表6。

表6 各方向的作業(yè)許可環(huán)境條件

圖9 波高敏感性分析結(jié)果

5 結(jié)論及建議

以雙船浮托組塊拆除方案中的關鍵步驟作為研究對象，計算了三船系統(tǒng)的水動力系數(shù)，對方案中的關鍵步驟進行時域分析，并重點研究浪向及波高對方案的影響，得出以下結(jié)論:

(1) 通過計算三船系統(tǒng)的水動力系數(shù)，與單船相比發(fā)現(xiàn)，艏浪時，三船均出現(xiàn)一定的橫向運動，且駁船A/C運動響應一致，而單船時橫向運動為0；橫浪時，相較單船情況，迎浪側(cè)駁船運動幅值增大，背浪側(cè)駁船運動幅值減??；由于三船間的相互影響，駁船的附加質(zhì)量和阻尼會在某些頻率發(fā)生突變，駁船A/C的附加質(zhì)量和阻尼仍相等；三駁船對水動力的相互影響主要在波浪周期范圍內(nèi)(3～15s)。

(2) 通過對方案關鍵步驟的時域分析發(fā)現(xiàn)，雙船浮托方案對環(huán)境方向的變化非常敏感，駁船及組塊的運動和系統(tǒng)中各連接的作用力在艏浪情況下最小，斜浪次之，橫浪情況下最大。通過對方案關鍵步驟的時域分析發(fā)現(xiàn)，隨著波高的增加，各校核參數(shù)趨于或超過許可范圍，艏浪作業(yè)許可波高為1.5 m，斜浪作業(yè)許可波高為1.0 m，橫浪作業(yè)許可波高為0.5 m。

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[2] WANG A M,JIANG X Z.Latest Progress in Floatover Technologies for Offshore Installations and Decommissioning[J].The International Society of Offshore and Polar Engineers,2010:9-20.

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