船艉開槽型安裝船及其運動特性數值分析

劉旭平，唐友剛，張少洋

天津大學建筑工程學院水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津300072

0 引 言

由于海洋平臺結構物逐漸向大型化方向發展，浮吊法越來越不能滿足超大型導管架和平臺組塊的安裝需求。浮托法作為起源于20 世紀90年代的海上組塊安裝方法，以其整體安裝迅速、海上調試時間短、彌補起重船資源不足等優勢得到大力發展。

目前國內有濱海308、海洋石油228、海洋石油229 等浮托安裝船，雖然這些安裝船具備足夠大的浮托能力，但是對于東海海域以長周期涌浪為主的海洋環境適應性較差，很難有效滿足在東海海域實施平臺上部模塊的安裝需求。因此，加快東海海洋油氣資源開發利用必須研制新的安裝船船型以及新的浮托安裝方法。

Technip 公司于2006年在馬來西亞的Kikeh安裝項目中首次采用了雙船浮托法進行SPAR 平臺上部模塊的安裝［1］。Allseas 公司開發的安裝船Pieter Schelte 采用雙體船安裝方法進行上部模塊的安裝［2］。

本文借鑒雙船浮托安裝與雙體船浮托安裝的思想，提出一種新型的船艉開槽型海洋工程安裝船，結合中國東海海域以長周期涌浪為主的海洋環境，對安裝船在安裝上部模塊時的系泊狀態進行運動響應分析。

1 船艉開槽型安裝船結構特征

安裝船的特點是在船艉部分設置U 形槽口，槽口的尺寸根據在東海海域施工建設的導管架樁腿間距確定，并在槽口內側設置防撞護舷，可以防止由于安裝船運動過大對導管架樁腿造成的損傷。施工時，船艉槽口夾在導管架樁腿周圍，將上部模塊與導管架定位對接。采用該開槽型安裝船安裝上部模塊的方法為外浮托法，以區別于傳統的T 型船內插到導管架樁腿之間的施工方法［3］。外浮托法安裝船可以突破導管架樁腿間距的限制，使船可以更加寬大，一方面可以增加安裝船的載重能力，另一方面可以增加船的耐波性。設計安裝船船長200 m，型寬70 m，型深14 m，槽口長60 m，寬28 m。圖1 為安裝船安裝上部模塊施工過程示意圖，圖2 所示為安裝船開槽和主尺度。

2 外浮托法施工過程關鍵技術

2.1 安裝過程定位系泊系統設計

圖1 安裝導管架上部模塊Fig.1 The installation of jacket topside

圖2 安裝船開槽與主尺度Fig.2 Slot and principal dimensions of installation vessel

當安裝船到達導管架所在的海域附近時，需要等待適合進行安裝施工的環境條件，安裝船在等待期間以及上部模塊安裝施工期間，均需要布置系泊定位系統［4］。系泊系統需具備適應一定環境條件的能力，能將安裝船在安裝過程中的運動幅值限制在一定范圍內，并且不會發生破斷。系泊系統采用輻射狀八錨布錨方式，船艏和船艉的左右舷各設置2 根系泊纜。定位錨采用Stevpris MK5 錨，該錨為海洋工程專用錨，其抓重比可達30 以上，錨重為15 t。設計環境條件考慮風、浪、流同向。圖3 為系泊系統的布錨方式以及風、浪、流入射角示意圖。

圖3 安裝船系泊纜布置Fig.3 Arrangement of installation vessel mooring system

2.2 組塊對接過程控制

選擇合適的施工作業天氣進行組塊的海上安裝，使用拖輪牽引安裝船，將上部模塊運輸到待安裝的導管架附近，布置系泊纜等定位裝置。在定位裝置和緩沖裝置的輔助下，安裝船船艉槽口緩慢“夾住”導管架樁腿，在此過程中不斷調節系泊纜的長度，以保持系泊纜張緊。當駁船槽口完全“夾”在導管架外圍后，利用定位裝置再次調節安裝船水平位置，使上部模塊的樁腿對接單元（LMU）進入導管架樁腿的捕捉半徑［5］。對準后，通過對安裝船壓載艙加壓載水，同時配合潮汐水位的下降，使安裝船緩慢下沉，將上部模塊的質量逐漸轉移到導管架之上。當質量部分轉移到導管架后，繼續給安裝船加壓載，使上部模塊與駁船的甲板支撐單元（DSU）分離，完成上部模塊從安裝船到導管架的載荷轉移［6］。最后用拖輪將安裝船拖離導管架。

在安裝船船艉夾住導管架和載荷轉移的過程中，安裝船的橫向運動不宜過大，以免船與導管架樁腿發生強烈碰撞，安裝船的垂向運動也需要限制，防止上部模塊與樁腿、安裝船之間的壓力超過LMU 和DSU 的承載能力［7］；另外，上部模塊的插尖與LMU 的相對運動必須在允許的范圍內（圖4），否則插尖難以進入導管架LMU 的捕捉半徑內，導致對接失敗。

圖4 插尖及LMU 位置Fig.4 Position of stabbing cone and LMU

3 數值計算

3.1 安裝船系泊運動響應計算理論

根據三維勢流理論以及邊界元法，計算得到頻域下安裝船的附加質量、輻射阻尼、幅值響應函數、一階波浪力傳遞函數等水動力參數。應用傅里葉逆變換、康明斯脈沖理論對系泊系統進行時域分析［8］。

對于有系泊系統的浮式結構物，其運動方程為

式中：M 為浮體的慣性質量矩陣；Ma為浮體的附加質量矩陣；C 為勢流阻尼矩陣；D1為線性阻尼矩陣，D2為二次阻尼矩陣；H(t)為系統的遲滯函數，，B（ω）為輻射阻尼矩陣，ω 為浮體運動頻率；K 為系泊系統回復剛度矩陣；x，x˙，x¨ 分別為浮體運動的位移矩陣、速度矩陣和加速度矩陣；等式可分解為一階波浪力Fwave（1）、二階波浪力Fwave（2）、風力Fwind、流力Fcurrent以及錨纜系泊力Fmoor等矩陣的組合。

3.2 計算模型

3.2.1 結構模型

安裝船重心縱向距船艏93 m，垂向距基線8.26 m，船繞重心處x，y，z 軸方向的慣性半徑分別為24.5 m，50 m 和50 m。考慮上部模塊，其縱向受風面積為828 m2，側向受風面積為1 748 m2，重量為15 000 t，受風面積中心垂向距基線28.6 m。系泊纜采用鋼芯圓股鋼絲繩，直徑92 mm，長度1 700 m，彈性模量1.13×1011N/m2，預張力70 t，破斷張力493 t，單位長度重35.1 kg/m。通過MOSES軟件建立安裝船與系泊系統耦合分析模型（圖5）。

圖5 安裝船與系泊系統耦合分析模型Fig.5 Coupling analysis model of installation vessel and mooring system

3.2.2 環境條件

東海海域波浪成分以長周期的涌浪為主，并伴有短周期的風生浪。涌浪與風浪的區別如表1所示。

表1 涌浪與風浪區別Tab.1 Differences between swell and wind-sea

涌浪在低頻區域的能量較高，可能會對海上系泊系統造成較大幅值的低頻運動，此外長周期涌浪和短周期風浪的疊加也會對海洋結構物產生較大擾動。涌浪可以用能量相對集中的波譜描述，工程上一般采用JONSWAP 譜描述［9］，取譜峰因子γ 為5。風浪譜也采用JONSWAP 譜描述，譜峰因子γ 為2.4。在MOSES 中采用2 種海浪疊加的形式組成混合浪，混合浪的波浪能量為低頻部分和高頻部分波浪能量的疊加，Hs可根據Rice 理論用能量疊加方式求得,則混合浪的總能量為

式中：Hs為混合浪的有效波高；Hs1為低頻部分波浪的有效波高；Hs2為高頻部分波浪的有效波高；ρ 為海水密度；g 為重力加速度。

取東海海域水深110 m，海流為均勻流，流速1 m/s，風速指水面以上10 m 處1 h 的平均風速，取10 m/s。計算工況組合如表2 所示，每種工況下均計算0°，45°，90°，135°和180°方向的風浪流。

表2 計算環境條件Tab.2 Calculational environment conditions

4 安裝船/系泊系統分析

4.1 安裝船/系泊系統靜力特性

浮體及系泊系統的靜力特性是進行時域動力響應分析的基礎，圖6 為系泊系統的靜位移剛度曲線。從圖中可以看出該系泊系統的剛度曲線幾乎呈線性，符合一般深水錨泊系統的靜力特性。

圖6 系泊系統靜位移曲線Fig.6 Static offset curves for mooring system

4.2 安裝船運動幅值響應算子

以波頻載荷為主的一階波浪是波浪力的主要成分，會導致浮體相應的波頻運動。其產生機理是入射波浪在遭遇系泊浮體時，產生復雜的波浪繞射現象。一階波浪力就是考慮了繞射影響后的入射波系對靜止安裝船的作用力。作用力包括入射波波浪力和繞射波波浪力。基于線性波浪理論，在單一頻率規則波的作用下，一階波浪力的幅值正比于入射波的波幅。因此，一階波浪力的計算結果通常以幅值響應算子RAO 的形式給出，幅值響應算子RAO代表單位波高作用下的系統響應。

安裝船在垂蕩、橫搖以及縱搖3 個波頻運動的RAO 如圖7 所示。

圖7 給出了各個浪向角下，安裝船系泊狀態的3 個主要運動垂蕩、橫搖、縱搖運動的幅值響應算子。根據計算結果可以看出：垂蕩、橫搖以及縱搖3 個主要運動都具有較強的波頻運動特性；垂蕩運動響應幅值的極值出現在波浪周期為10～12.5 s 之間，橫搖運動響應幅值的極值出現在波浪周期為11 s 附近，縱搖運動在斜浪的時候運動響應較大，其極值出現在波浪周期為12 s 附近；安裝船的垂蕩運動響應幅值隨波浪周期的增大而增大，在長周期范圍內趨于平緩；安裝船不同浪向下運動響應的波浪敏感周期不同。

4.3 安裝船系泊狀態時域運動響應

安裝船在安裝上部模塊的過程中，與導管架LMU 對接的上部模塊插尖的運動幅值不能過大，否則插尖位置超出LMU 的捕捉半徑，導致上部模塊不能與導管架樁腿有效對接，為此必須進行插尖位置運動響應的計算校核。計算安裝船系泊狀態下的運動響應，考慮風浪流的聯合作用，計算條件如表2 所示。為滿足環境條件的各態歷經性取計算時長為3 h。對插尖位置六自由度的運動響應最大值進行統計，此處僅列出風浪流方向為0°，45°，90°時的統計值，如表3～表5 所示。

圖7 安裝船在垂蕩、橫搖及縱搖運動下的響應幅值曲線Fig.7 RAO curves of heave，roll and pitch

表3 0°運動響應極值Tab.3 Maximum motion response at 0°

表4 45°運動響應極值Tab.4 Maximum motion response at 45°

表5 90°運動響應極值Tab.5 Maximum motion response at 90°

從安裝船的垂蕩、橫搖以及縱搖這3 個波頻運動看，東海海域的涌浪對安裝船的波頻運動的影響占主導作用，而風浪的影響微乎其微。具體來說，對于方向為0°和45°的情況，只有風浪作用時（工況5），波頻運動響應僅占涌浪風浪聯合作用時的3%左右；當涌浪不變（工況1～4），改變風浪成分時，波頻運動響應極值的變化幅度也僅僅只有10%左右；對于橫浪情況（表5），安裝船的波頻運動響應對風浪的敏感性變大，但影響幅度仍然在很小的范圍內。

從安裝船縱蕩、橫蕩以及艏搖3 個水平方向的運動看，改變風浪成分時，安裝船的運動響應表現出了對風浪的較強敏感性，同時僅有風浪作用下安裝船的運動響應極值占僅有涌浪作用時的50%以上。在水平方向上，長周期涌浪和短周期風浪聯合作用會對安裝船產生低頻波浪漂移力，同時風力、流力也會對安裝船產生低頻載荷。雖然這2 種載荷的數量級較小，但由于低頻載荷的周期與系泊安裝船水平運動的固有周期接近，并且由于安裝船平面內的順應性，導致阻尼相對不高，因此會使船體產生慢漂振蕩，所以其影響不容忽視。

在各浪向角，安裝船在風浪流的聯合作用下，上部模塊樁腿插尖位置的垂蕩運動響應極值均小于1 m［10］，可以有效防止組塊的插尖與導管架樁腿發生碰撞，滿足安裝要求。

4.4 系泊纜強度校核

為保證整個上部模塊安裝過程的安全性和可靠性，必須對所設計的系泊系統進行校核。在MOSES 中，采用準靜態方法對系泊系統進行分析。在準靜態分析中，系泊纜與安裝船的運動被分開考慮：先求解安裝船的運動；然后，假定系泊纜的頂部端點具有和安裝船相同的運動，再求解系泊纜的運動。但是求解安裝船運動時沒有考慮系泊纜的動力效應，即沒有計入系泊纜所受的水動力和慣性效應。根據API-RP-2SK［11］中關于系泊纜張力的規定，對于采用準靜態方法分析的系泊系統，錨纜的安全系數取2.0。計算環境條件為工況3 時的各根錨纜張力值，對錨纜強度進行校核，表6～表8 分別列出了0°，45°和90°時錨纜張力的平均值、均方根和最大值，并以最大值為標準進行了校核。

表6 0°錨纜張力校核Tab.6 Verification of maximum tensions of mooring lines at 0°

表7 45°錨纜張力校核Tab.7 Verification of maximum tensions of mooring lines at 45°

表8 90°錨纜張力校核Tab.8 Verification of maximum tensions of mooring lines at 90°

從表中可以看出，在風浪流為0°時，位于船艉的4 根系泊纜受力較大，但其安全系數滿足規范要求；在45°時，船艉右舷的2 根系泊纜受力較大，同時7 號纜的受力也較大，其強度均滿足要求；在90°時，安裝在船右舷的4 根系泊纜受力均較大，其中6 號纜的安全系數為2.2，但是仍然大于規范要求的最低安全系數2.0，故設計的系泊系統能夠滿足安裝船在海上進行浮托安裝作業的系泊要求。

5 結 論

本文提出了船艉開槽型海洋工程安裝船的概念設計以及作業時的系泊系統，分析了安裝船在系泊狀態下的頻域和時域運動響應特性，得出以下結論：

1）內浮托法安裝船的設計船寬受到導管架樁腿間距的限制，因此其運載能力提高程度有限，而采用船艉開槽的設計，安裝船的船寬可以根據工作海域的安裝需求進行設計，其船寬不受導管架樁腿間距的限制，因此其運載能力可以得到大幅提升。

2）對比不同浪向角、不同風浪、涌浪成分組合下安裝船在系泊狀態下插件處的3 h 運動響應，涌浪主要影響安裝船的3 個波頻運動，風浪對波頻運動的影響較小；安裝船在水平方向上的運動受到涌浪和風浪的聯合作用，涌浪和風浪對水平方向的運動均有較大影響，設計的安裝船插尖位置的垂蕩運動最大值能較好地滿足上部模塊的安裝要求。

3）在橫浪條件下，位于波浪來向一側的系泊纜受力最大，盡管設計系泊系統強度滿足規范要求，但要盡量避免在橫風、橫浪條件下進行上部模塊的安裝施工，或者在該側采用更高強度的系泊纜，防止施工時系泊纜破斷而導致安裝失敗。

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