双船联合举升多体协同作业系统横摇稳性评估.pdf

第 51 卷第 4 期2023 年 7 月河 海 大 学 学 报(自 然 科 学 版)Journal of Hohai University(Natural Sciences)Vol.51 No.4Jul.2023DOI:10.3876/j.issn.10001980.2023.04.015摇 摇 基金项目:国家自然科学基金面上项目(52071307);国家自然科学基金基础科学中心项目(52088102);山东省重点研发计划项目(2020CXGC010702)作者简介:李德江(1981),男,高级工程师,硕士,主要从事海洋工程结构设计研究。E鄄mail:dejiang.li cimc鄄通信作者:孟珣(1973),女,副教授,博士,主要从事海工装备浮式多体系统动力特性研究。E鄄mail:mengxun 引用本文:李德江,邓兴旗,赵树杰,等.双船联合举升多体协同作业系统横摇稳性评估J.河海大学学报(自然科学版),2023,51(4):115鄄122.LI Dejiang,DENG Xingqi,ZHAO Shujie,et al.Rolling stability evaluation of multi鄄body collaborative operation system for the twin鄄shipjoint liftingJ.Journal of Hohai University(Natural Sciences),2023,51(4):115鄄122.双船联合举升多体协同作业系统横摇稳性评估李德江1,2,邓兴旗1,赵树杰1,孟摇 珣1(1.中国海洋大学工程学院,山东 青岛摇 266100;2.烟台中集来福士海洋工程有限公司,山东 烟台摇 264035)摘要:基于 ADAMS 平台,构建特定场景双船联合举升多体协同作业系统虚拟样机,对新型一体化拆解作业双船联合举升过程中待拆除组块横摇稳性进行预测与评估。构建了该系统拓扑模型,使用几何参数描述系统中上部组块横摇运动特征;通过虚拟样机仿真探究了双船不同耦合运动情况时上部组块最危险失稳状态,并分析了上部组块重心至连接点连线垂直距离与水平距离比值对横摇角度的影响规律。结果表明:物理模型试验数据驱动的虚拟样机技术可以有效评估该系统运动特征,与几何拓扑模型得到的上部组块横摇失稳角度理论公式计算结果吻合;双船同相位横摇与反相位垂荡耦合运动时对上部组块横摇稳性影响最大;待拆除上部组块横摇失稳时的极限纵横比可以作为复杂多体系统横摇稳性评估参数,为实际工程方案选择提供参考。关键词:双船举升作业;多体耦合;横摇稳性;几何拓扑;虚拟样机中图分类号:P75摇 摇 摇 文献标志码:A摇 摇 摇 文章编号:10001980(2023)04011508Rolling stability evaluation of multi鄄body collaborativeoperation system for the twin鄄ship joint liftingLI Dejiang1,2,DENG Xingqi1,ZHAO Shujie1,MENG Xun1(1.College of Engineering,Ocean University of China,Qingdao 266100,China;2.CIMC Raffles Offshore Limited,Yantai 264035,China)Abstract:Based on the automatic dynamic analysis of mechanical systems(ADAMS),a virtual prototype of a multi鄄body collaborativeoperation system for the twin鄄ship joint lifting in specific scenarios is constructed to predict and evaluate the roll stability of the blocksto be removed during the new integrated dismantling operation of twin鄄ship joint lifting.The topological model of the system isconstructed,and geometric parameters are used to describe the rolling motion characteristics of the topside in the system.Through thevirtual prototype simulation,the most dangerous instability state of topside under different coupling motions of two vessels is explored,and the influence law of the ratio of vertical distance and horizontal distance from the center of gravity of topside to the connection pointon the rolling angle is given.The results show that the test data鄄driven virtual prototype technology can effectively evaluate the motioncharacteristics of the topside in the complex multi鄄body system,which is consistent with the theoretical formula of the rolling instabilityangle of the topside obtained from the geometric topology model.The coupling motion of the two vessels at the same phase rolling andanti鄄phase heave has the greatest influence on the rolling stability of the topside.The ultimate aspect ratio of the topside obtained by thevirtual prototype simulation can be used as the rolling stability evaluation parameters of the multi鄄body system,and provide a referencefor the selection of engineering schemes.Key words:twin鄄ship lifting operation;multi鄄body coupling;rolling stability;geometric topology;virtual prototype海洋平台上部组块的安装/拆除作业是海洋资源开发全生命周期的重要环节,其中海上吊装和海上浮托作业技术被广泛应用于上部组块施工过程。相比于吊装,浮托作业具有举升容量大、成本低的优势,是万吨级上部组块一体化安装/拆除作业的首选方案1。为了满足不同作业需求,多类浮托技术应运而生,根据涉及的驳船类型可分为 3 类:单驳船浮托2、双体船浮托3和双驳船浮托4。河 海 大 学 学 报(自 然 科 学 版)第 51 卷单驳船浮托技术是最早应用、也是最常用的海洋平台浮托施工作业技术,但需要基础支撑结构有足够大的顶部开口以允许驳船驶入,因此会受到既有平台结构形式的限制。与单驳船浮托技术相比,双体船浮托作业具有更大的举升能力,其船体在船首或船尾设置 U 形开口槽,船体能从平台结构两侧进入。最具代表性双体作业船为 Allseas 的“Pioneering Spirit冶5,该船于 2016 年 8 月完成了北海海域 Yme鄄MOPU 导管架基础的拆除作业3。相比于前两者,双驳船浮托具有更高的灵活性,每艘作业船舶可在非一体化浮托作业期开展运输、吊装等其他独立作业,从而提高船舶利用率。当两艘独立驳船协同作业时,双船与上部组块间以有运动补偿的连接方式组成一个复杂的多体系统,双船运动的不同步性使其横摇稳性与单驳船浮托技术和双体船浮托技术明显不同。海上浮托作业对海洋环境条件敏感6鄄8,波高和波浪周期的变化会使上部组块和船舶的运动变得显著9,从而增加失稳风险。为了减少操作中横摇失稳风险,大多数单驳船与双体船浮托作业工程中4,10,驳船和上部组块之间都采用刚性连接构件连接以限制其相对运动。虽然刚性连接可以保证系统的横摇稳性,但需要对上部组块进行加强设计,以满足加强件和结构核心受力区域在安装时的强度要求。Koo 等11鄄12对 Spar 平台的浮托作业进行了数值分析和试验分析,发现上部组块承受了较大的波浪动力荷载,从而影响了结构的强度设计。Dessi 等13使用刚性模型和弹性连接模型对上部组块的响应进行了试验分析,发现结构间的弹性连接会导致系统产生较大的横摇运动。近年来,有学者开始对典型工况下双船的运动特性进行分析14鄄19,但这些研究多基于举升系统和组块间的刚性连接假定。对于举升系统与上部组块间采用柔性连接形式的双驳船浮托作业多体系统,Zhao 等20鄄21指出该类型系统横摇耦合响应对举升作业状态具有重要影响。本文采用数值模拟和模型试验结合的方式,研究柔性连接形式的双船联合举升多体协同作业系统在不确定海况中的多体横摇稳性问题,并给出该系统上部组块横摇稳定性极限准则的快速分析方法与预测手段。1摇 双船联合举升多体协同作业系统及作业过程超大型海上油田设施拆解作业是一项涉及多领域的系统性工程,技术含量高、作业风险大,需要充分考虑拆解作业的安全和环保等要素要求。本文研究的多功能起重船是全球首制的超大型海上油气设施一体化拆解和安装、海上风电装置安装等多功能装备,主要由 2 艘起重船组成,配备 DP3 动力定位系统,可选择配置带运动补偿的举升臂系统,总起重能力最高可达3 万 t。双船联合进行一体化拆解和安装的作业模式具有操作灵活、高效的特点,但其可调的举升系统外沿臂以及举升头和甲板支撑配备运动补偿使得作业过程中上部组块和船体多体耦合运动机制复杂,明显不同于传统浮托作业中采用刚性连接假定的单刚体稳性概念。针对待拆解模块不同尺度特征,举升点之间距离的选择对横摇稳性影响为本文关注重点。图 1摇 双船联合举升多体协同作业系统示意图Fig.1摇 Schematic diagram of multi鄄body collaborative operation system for twin鄄ship joint lifting1.1摇 双船联合举升多体协同作业系统双船联合举升系统示意图及其关键结构装备如图 1 所示,在整体坐标系中,x0轴沿船舶纵荡方向,y0轴沿船舶横荡方向,z0轴沿船舶垂荡方向。每艘作业船均配备先进的动力定位系统,可限制船体在水平面内的漂移运动;快速举升装备设置于船体上甲板,根据举升要求选择举升臂组队数目。单个举升臂系统结构如图2 所示,局部坐标系与整体坐标系方向一致,其可根据作业需求调整其外沿臂长度,举升头和甲板支撑配备611第 4 期李德江,等摇 双船联合举升多体协同作业系统横摇稳性评估图 2摇 举升臂系统结构Fig.2摇 Structure diagram oflifting arm system运动补偿系统,主要包含 3 种运动补偿模式:淤举升臂可沿着 x0方向的滑轨水平移动,从而补偿船体产生的纵荡运动;于举升臂可沿着 y0方向的甲板支撑滑轨水平移动,从而补偿船体产生的横荡运动;盂举升头可沿着 z0方向垂向移动,从而补偿船体产生的垂荡运动。1.2摇 双船联合举升作业过程双船联合举升作业过程主要步骤包括:淤进船。双船体从两侧分别靠近导管架基础,就位后举升系统连接上部组块底部,此时上部组块全部重量仍位于导管架支撑上,运动补偿系统开始作业,减少举升臂和上部结构的碰撞;采用动力定位系统限制船体的水平位移。于压载荷载转移。通过排压载作业,将部分上部组块重量转移到双船体。盂快速举升。在上部组块转移重量达到目标百分比后,快速举升系统开始作业,液压杆快速抬升,可实现基础与上部组块的快速分离;该过程系统稳性为本文关注重点。榆退船。载有上部组块的双安装驳船,从基础结构正侧驶出。虞荷载转移。采用压载系统和快速举升系统联合作业,完成上部组块从作业驳船到运输驳船的上部组块转移。愚单船运输。为减少双船长距离运输作业风险,采用运输驳船,将上部组块运送到作业码头。2摇 虚拟样机的建立与验证本文主要采用虚拟样机方法对双船联合举升多体协同作业系统的横摇稳性进行研究。由于各机械结构和液压系统参数对该系统响应有较大影响,因而首先采用物理模型试验数据验证数值模型的准确性与可靠性,得到一致性结果后根据试验中船体运动响应,采用数值外推方法模拟系统多体横摇稳性规律;最后建立系统简化几何拓扑模型,实现系统横摇稳性的快速分析与预测。2.1摇 多刚体系统动力学方程举升作业船和上部组块的运动可认为是刚体的非线性运动,基于牛顿第二定律,重心的刚体动力学方程为m咬xg=Fg(1)Igd棕dt+棕 伊 Ig棕=Mg(2)式中:m 为刚体的质量;咬xg为重心的加速度矩阵;Ig为关于重心的惯性矩矩阵;棕 为角速度向量;Fg为刚体受到的外力矩阵;Mg为关于重心的外力矩矩阵。式(1)和式(2)仅适用于局部坐标系原点与重心重合的情况,更一般的动力学方程为m咬x+mCTd棕dt伊 r()g+mCT棕 伊(棕 伊 rg)=F(3)Id棕dt+棕 伊 I棕+mrg伊(C咬x)=M(4)式中:I 为惯性矩矩阵;F 为外力矩阵;M 为相对于原点的外力矩矩阵;rg=(xg,yg,zg)T为重心向量;咬x 为加速度矩阵;C 为地固坐标系和局部坐标系之间的传递矩阵。2.2摇 双船联合举升多体协同作业系统虚拟样机基于 ADAMS(automatic dynamic analysis of mechanical systems)平台建立描述双船协同举升过程中运动特征的虚拟样机,探讨船体运动和快速举升系统引起的上部组块的横摇稳性运动规律。实际作业船举升系统都配备运动补偿装置,通过液压驱动实现举升臂系统沿纵荡方向、横荡方向和垂荡方向的运动补偿,用以释放举升作业过程中多体耦合运动而产生的巨大载荷。本文基于原型及物理模型试验参数将运动补偿装置等效为横荡方向和垂荡方向弹簧阻尼系统,忽略纵荡方向运动补偿对系统横摇稳性的影响,整体系统虚拟样机如图 3 所示。2.3摇 数值模拟试验验证选用模型水池试验中 3 种典型作业海况进行横摇稳性研究。模型水池试验如图 4 所示,模型缩尺比为1 颐 50,该模型中每艘船配备了动力定位系统,使用弹簧和阻尼系统对举升臂的主动补偿系统进行等效简化,711河 海 大 学 学 报(自 然 科 学 版)第 51 卷图 3摇 双船联合举升多体协同作业系统虚拟样机Fig.3摇 Virtual prototype of multi鄄body collaborativeoperation system for twin鄄ship joint lifting图 4摇 双船举升作业模型试验Fig.4摇 Model test of twin鄄shiplifting operation环境条件设置见表 1。在水池试验中,波浪采用 JONSWAP 海浪谱。选取海况玉和海况域下的双船时域运动,将双船的垂荡和横摇运动作为虚拟样机的驱动,得到上部组块横摇运动的仿真数值,并与试验结果进行对比,如图 5 所示。表 2 对比了在海况玉和海况域下试验和仿真得到的上部组块横摇幅值。表 1摇 模型试验的海况Table 1摇 Sea states of the model test海况波浪有义波高/m谱峰周期/s浪向/(毅)风速/(m/s)流速/(m/s)玉1890101域11290101芋2.512180101图 5摇 上部组块横摇运动仿真结果与试验结果对比Fig.5摇 Comparison between simulation results and test results of topside rolling motion表 2摇 上部组块横摇幅值对比Table 2摇 Comparison of magnitude of topside rolling motion海况最大值最小值试验结果/(毅)仿真结果/(毅)误差/%试验结果/(毅)仿真结果/(毅)误差/%玉0.560.7126.23-0.47-0.5618.97域2.132.213.62-1.96-1.65-15.61由图 5 可见试验结果与仿真结果相吻合,说明本文建立的数值模型可实现上部组块横摇运动的准确仿真模拟。由表 2 可知,模型试验与数值仿真的结果存在一定误差,这是由于试验结果是 2 个船体在 6 个自由度真实耦合运动下的响应,而仿真结果是施加 2 个船体横摇和垂荡最危险组合运动驱动。3摇 系统横摇稳性评估双船与上部组块之间通过等效的弹簧阻尼连接形成了复杂的多体系统,在作业过程中,双船的相对独立运动增加了多体系统横摇稳态的不确定性。举升船与上部组块之间柔性连接,使得系统具有复杂的运动状态。通过建立系统横摇稳性的几何拓扑模型,可更容易描述双船与上部组块在耦合运动下的位置关系;并可由该模型推导上部组块的横摇角度计算公式,完成危险工况下系统横摇稳性的理论计算与仿真结果对比。811第 4 期李德江,等摇 双船联合举升多体协同作业系统横摇稳性评估3.1摇 横摇稳性几何拓扑模型以上部组块左倾状态为例,系统内多体之间位置关系如图 6 所示。图 6 中,O1为船 1 的重心,O2为船 2的重心;A 为船 1 与上部组块的连接点,B 为船 2 与上部组块的连接点;r2为连接点到船体重心的水平距离,h2为连接点到船体中心的垂向距离;兹1为船 1 的横倾角,兹2为船 2 的横倾角,兹 为上部组块的横倾角;驻h 为双船之间的垂荡距离。图 6摇 上部组块与双船之间的位置关系Fig.6摇 Positional relationships between topside and twin vessel根据图 6 所示的 4 种情况,上部组块和双船的横摇角以及船 2 相对于船 1 的垂荡距离之间的关系可以表示为h2cos兹1+r2sin兹1+2r1sin兹=驻h+r2sin兹2+h2cos兹2(5)h2cos兹1+r2sin兹1+2r1sin兹=驻h+h2cos兹2-r2sin兹2(6)h2cos兹1-r2sin兹1+2r1sin兹=驻h+r2sin兹2+h2cos兹2(7)h2cos兹1-r2sin兹1+2r1sin兹=驻h+h2cos兹2-r2sin兹2(8)摇 摇 在举升作业过程中,双船的相对运动导致上部组块产生横倾角 兹。根据 兹 所处的不同区间,上部组块的状态可以分为图 7 所示的 3 种状态。图 7 中,O 为上部组块的重心,r1为连接点到上部组块重心的水平距离,h1为上部组块重心到连接点连线 AB 的距离,FA为连接点 A 处的受力,FB为连接点 B 处的受力,mtg 为上部组块的重力,la和lb为力臂,琢 为FB与 AB 之间的夹角,茁 为FA与 AB 之间的夹角。图 7摇 不同横倾角时上部组块的状态Fig.7摇 Status of topside at different heeling angles根据力矩平衡原理,给出力矩平衡方程:移MA=0(9)911河 海 大 学 学 报(自 然 科 学 版)第 51 卷摇 摇 在该几何拓扑模型中,上部组块的重力与连接点 B 处的力的合力力矩等于 0,所以mtg(r1cos兹-h1sin兹)-FB2r1sin琢=0(10)或者表示为mtgla-FBlb=0(11)其中la=r1cos兹-h1sin兹摇 摇 lb=2r1sin琢摇 摇 当上部组块处于临界状态时,如图 7(b)所示,力臂 la=0;如果上部组块的横倾角度继续增加,则将发展为倾覆状态,如图 7(c)所示,此时力臂 la为la=h1sin兹-r1cos兹(12)表 3摇 仿真工况Table 3摇 Simulation cases工况船体运动状态1双船只有同相位横摇运动2双船只有反相位横摇运动3双船只有同相位垂荡运动4双船只有反相位垂荡运动5双船同相位横摇和反相位垂荡耦合运动3.2摇 耦合运动参数化分析将表 1 中海况芋条件下模型试验测得的双船时域运动响应作为驱动施加给虚拟样机,分析典型假设条件下上部组块横摇的耦合响应特性,表 3 给出了双船在不同运动特性下的 5 个仿真工况。由图 8 可知,双船的同相位横摇运动会使上部组块产生较大的横摇,横摇幅值为 6.45毅;而双船的反相位横摇运动对上部组块的影响很小。图 8摇 工况 1、工况 2 船体横摇运动与上部组块横摇运动时程曲线Fig.8摇 Rolling motion of vessels and topside under case 1 and case 2由图 9 可知,双船的同相位垂荡运动对上部组块的横摇运动影响很小,而双船的反相位垂荡运动会使上部组块产生较大的横摇。图 9摇 工况 3、工况 4 船体垂荡运动与上部组块横摇运动时程曲线Fig.9摇 Heaving motion of vessels and rolling motion of topside under case 3 and case 4由图 8(c)和图 9(c)可知,工况 1 和工况 4 会使上部组块产生较大的横摇,这 2 种工况的组合工况(工况 5)下上部组块的横摇运动时程曲线如图 10 所示,上部组块的横摇幅值为 7.14毅。双船同相位横摇和反相位垂荡耦合运动对上部组块的横摇运动影响最大,其中工况 5 双船同相位横摇和反相位垂荡耦合运动是上部组块发生横摇失稳的最危险工况。3.3摇 横摇稳性与极限作业能力分析预测基于参数化数值仿真模拟结果,选择最危险的工况 5,改变 h1/r1,通过 ADAMS 虚拟仿真得到上部组块021第 4 期李德江,等摇 双船联合举升多体协同作业系统横摇稳性评估不同的 h1/r1值对应的最大横倾角(图11),并且对比本文建立的横摇稳性快速分析几何拓扑模型,探讨双船举升系统的极限作业能力。图 10摇 工况 5 上部组块横摇运动时程曲线Fig.10摇 Time series of rolling motion of topside under case 5图 11摇 上部组块最大横倾角仿真与理论数值Fig.11摇 Simulated and theoretical results ofmaximum heeling angles of topside摇 摇 图 11 为 ADAMS 数值仿真结果和理论模型结果的对比,可见在一定范围内(h1/r1臆2),虚拟样机仿真结果与本文建立的几何拓扑模型实现上部组块最大横倾角的估计值规律一致。由于本文理论模型没有计入运动补偿系统的影响和系统的动态响应过程,在上部组块大纵横比情况下,理论模型低估了上部组块最大横倾角度。初始 h1/r1的值为 1 时,上部组块的最大横倾角为 7.23毅;随着 h1/r1的不断增大,上部组块的最大横倾角不断增大;当h1/r14.2 时,上部组块会发生倾覆而失稳。4摇 结摇 摇 论a.以物理模型试验和虚拟样机交叉驱动方式可以高效准确得到上部组块横摇运动的时域响应规律,验证举升系统中的主动补偿装置简化合理性。b.双船的同相位横摇与反相位垂荡耦合运动对上部组块的横摇运动影响最大。c.h1/r1一定范围内(h1/r1臆2)本文建立的几何拓扑模型可实现上部组块横倾角的准确估计。d.上部组块横摇失稳时极限纵横比 h1/r1可以作为多体系统横摇稳性评估参数。e.由于本文理论模型没有计入运动补偿系统的影响和系统的动态响应过程,所以在上部组块纵横比较大的情况下,理论模型低估了上部组块横倾角度,需进一步修正完善。参考文献:1 LIU G S,LI H J.Offshore platform integration and float over technologyM.Singapore:Springer,2017.2 YANG Y,WANG A M,YUAN R H,et al.Design considerations for challenging floatover installation of Liwan 3鄄1 mega topsideswith a T鄄shaped barge C/In the twenty鄄fourth International Ocean and Polar Engineering Conference.Busan:CompanyManagement Offshore Oil,2014:689鄄699.3 CASTRO B A,BIRKENES T,OOSTERVELD H.Removal of topside units in a single lift:therepsolyme field case studyC/ASME 2018 37th International Conference on Ocean,Offshore and Arctic Engineering.Madrid:The American Society ofMechanical Engineers,2018:77825.4 VERNES N,DONIA S,GINKEL A V,et al.Aasta hansteen hull鄄topsides dry transport and dual barge mating 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