一種優化的單步進液壓插銷式升降系統的控制策略

（上海衡拓船舶設備有限公司，上海 200031）

0 引言

自升式平臺是指具有活動樁腿且其主體能沿支撐于海底的樁腿升至海面以上預定高度進行作業，并能將主體降回海面和回收樁腿的平臺[1]，其原理為：船體通過升降系統將樁腿伸入海底，當樁腿到達海底時，能將船身升離水面一定距離以承載船體重量，為海洋作業提供一個平穩的工作平臺[2]。插銷式升降系統廣泛用于需要頻繁升降的平臺，升降油缸在平臺升降時提供提升力并具有一定的液壓緩沖作用，插銷對平臺具有鎖定功能，極大地提高了平臺的安全性能。液壓插銷式升降系統具有空間占比小、自重輕和成本低的優點[3]。升降系統作為自升式平臺中的關鍵部分，在平臺的設計制造中和使用中歷來受到高度重視，其性能的優劣直接影響平臺的安全使用效果[4]。單步進液壓插銷式升降系統作為一種比較傳統的形式，在液壓升降系統中仍占據較大的比重。然而平均速度慢、效率低成為了掣肘該型升降系統發展的重要因素，因此，如何提高效率成為了該型升降系統設計者的重要課題。

本文以某海洋施工平臺（圖1）為例，介紹液壓插銷式升降系統的升降機構、原理、傳統控制策略和優化控制策略。

圖1 海洋施工平臺

1 升降系統組成

該平臺的升降系統由升降機構、液壓設備和電控設備組成，如圖2所示。

圖2 升降系統構成

平臺共有4條樁腿，每條樁腿含1套升降機構，每套升降機構包括1個固定環梁和1個活動環梁，每個環梁中設有 4個插銷；固定環梁與平臺連接固定，活動環梁由總共 4個升降油缸驅動上下活動，活動環梁由導向板導向，結構形式如圖3所示。

液壓設備根據布置位置可分為液壓泵站和控制閥組。液壓設備共2套液壓泵站，每套泵站可驅動2套升降機構，左、右舷各 1套；控制閥組安裝在樁邊，分為升降控制回路和插銷控制回路。

電控設備根據分布分為集控臺、電機啟動柜、泵站控制箱和樁邊操作箱。

圖3 單步進液壓插銷式升降系統升降機構

2 單樁升降原理

本文以提升平臺為例，介紹傳統單步進液壓插銷式升降系統單樁邏輯控制方法，如圖4所示。

闡述圖4中每個步驟的狀態如下：

步驟①中，固定環梁及活動環梁插銷處于插銷狀態，升降油缸處于縮回狀態；

步驟②中，固定環梁處于拔銷狀態，活動環梁處于插銷狀態，升降油缸處于縮回狀態；

步驟③中，固定環梁處于拔銷狀態，活動環梁處于插銷狀態，升降油缸伸出；

步驟④中，固定環梁及活動環梁插銷處于插銷狀態，升降油缸處于伸出狀態；

步驟⑤中，固定環梁處于插銷狀態，活動環梁處于拔銷狀態，升降油缸處于伸出狀態；

步驟⑥中，固定環梁處于插銷狀態，活動環梁處于拔銷狀態，升降油缸縮回；

步驟⑦中，固定環梁及活動環梁插銷處于插銷狀態，升降油缸處于縮回狀態。

提升平臺的一個運行周期為①?⑦，下降平臺的一個運行周期為⑦?①。

圖4 單步進液壓插銷式升降系統單樁邏輯控制示意圖

3 傳統控制策略

為避免由于傾斜引起的海洋平臺側翻事故，需要海洋平臺保持水平狀態上升或下降[5]。在傳統方法中，單步進液壓插銷式升降系統的控制策略如下文所述。

將平臺的4條樁腿分別命名為1#、2#、3#及4#樁。

以提升平臺為例，當 4條樁腿的固定環梁都處于拔銷狀態，控制系統以某條樁腿的位置為標定位置，如1#樁位置，其他3條樁腿控制系統均是以1#樁位置為指令信號的位置控制系統，同時會根據與預設值的位置相差的大小整定控制系統參數，如圖5所示。

圖5 固定環梁都拔銷時的控制策略框圖

當某條樁腿的固定環梁插銷時，如 1#樁插銷，其他樁腿停在當前位置，等待 1#樁腿活動環梁拔銷、升降油缸回程、活動環梁插銷、固定環梁拔銷到位后，所有的樁腿再同時運動，如圖6所示。

在這種策略下，能夠保證當1#樁在固定環梁插銷、升降油缸回程時，平臺各樁腿的相對位置不會變化，始終在允許的傾斜范圍內，平臺不至于有傾覆危險。但這種策略的缺點同樣明顯，海洋平臺在海上的作業區域并不固定，需要不斷地進行移位作業，然而海床的狀況并不一致，平臺壓樁完畢后不能保證 4個樁壓入海床的長度一致，即 4個樁的銷孔可能不在一個水平面上。根據平臺升降一個節距的運行周期內，升降系統需等待固定環梁插銷和升降油缸回程的次數，將升降系統分四種工況：

1）工況 1：不等待工況。平臺所有樁腿銷孔分布在同一水平面內，升降系統在一個運行周期內無需等待（只需等待自身運行周期內的插拔銷及升降油缸回程）；

圖6 任一樁腿固定環梁插銷時的控制策略

2）工況2：等待一次工況。4條樁腿銷孔分布在2個水平面內，升降系統在一個運行周期內只需等待一次插拔銷及升降油缸回程；

3）工況3：等待兩次工況。4條樁腿銷孔分布在3個水平面內，升降系統在一個運行周期內需等待兩次插拔銷及升降油缸回程；

4）工況4：等待三次工況。平臺4條樁腿銷孔分布在 4個水平面內，升降系統在一個運行周期內需等待三次插拔銷及升降油缸回程。

圖7所示的入泥形式是傳統控制策略下最惡劣的情況，4條樁腿的銷孔都不在一個水平面。以 1#樁提升平臺為例，1#樁提升平臺一個節距，分別需要等待2#、3#、4#樁腿的固定環梁插銷及升降油缸回程，即3次插拔銷和升降油缸回程。

圖7 一種平臺樁腿入泥的形式

因此，平臺實際運動的平均速度為

式中：為平均升降速度；μ為升降系統升降過程工況 1比重值；V1為升降系統升降過程工況 1速度；β為升降系統升降過程工況2比重值；V2為升降系統升降過程工況2速度；α為升降系統升降過程工況3比重值；V3為升降系統升降過程工況3速度；η為升降系統升降過程工況4比重值；V4為升降系統升降過程工況4速度。

該海洋施工平臺在升降效用試驗中的升降速度為

V1=12 m/h；V2=10 m/h；V3=7.5 m/h；V4=5.6 m/h

相關參數為

S=1 600 mm；Δ=100 mm

式中：S為升降油缸行程；Δ為平臺傾斜允許范圍內的位置差。

假設升降油缸性能一致，且升降油缸運動停止時落在油缸全行程任意位置的概率是相同的。

根據上述參數，任意兩條樁腿銷孔分布在一個水平面內的概率為

δ=Δ/S=0.062 5

升降系統升降過程工況1比重值為

升降系統升降過程工況2比重值為

升降系統升降過程工況3比重值為

升降系統升降過程工況4比重值為

將上述參數帶入式（1）中，計算得

在該海洋施工平臺的升降效用試驗中發現，工況4在整個升降效用試驗中比重較大，導致單步進液壓插銷式升降系統平均速度大大降低，這也是國內該型升降系統平均速度始終保持在一個比較低的水平上的主要原因。

4 優化控制策略

4.1 優化控制策略I

基于平臺平均升降速度的計算公式，平臺傾斜允許范圍內的位置差Δ是影響平均升降速度的一個因素。將Δ=100 mm增加到Δ′=200 mm。

改進后的相關參數為

式中：Δ′為平臺傾斜允許范圍內的位置差。

根據上述參數，任意兩條樁腿銷孔分布在一個水平面內的概率為

升降系統升降過程工況1比重值為

升降系統升降過程工況2比重值為

升降系統升降過程工況3比重值為

升降系統升降過程工況4比重值為

將上述參數帶入式（1），計算得

與傳統控制策略相比，升降速度平均值提高了

式中：'λ為增加Δ后的速度差率。

4.2 優化控制策略II

從上述試驗結果可知，若減少升降過程中等待其他樁腿固定環梁插銷和升降油缸回程的次數，可以有效提高平臺平均升降速度，基于此結論，提出優化控制策略II。

在平臺壓樁完畢后，操作人員根據圖8所示HMI主界面顯示的平臺傾角，進行調平工作。

圖8 某海洋施工平臺升降系統監控界面主界面

調平工作完成后，控制系統記錄此時的各樁腿位置為相對零位，對樁腿重新分組，如圖9所示。

控制系統計算當前各樁腿升降油缸的位移，將位移差絕對值最小 2條樁腿編成一組，看成一個單元。如圖7所示海床狀態，設2#樁與3#樁位置差較小，則將 2#樁相對位置調至與 3#樁相對位置一致，并將 2#樁和3#樁看成一個單元，之后進入正常工作流程。但在實際情況中，編為一組的 2條（或以上）樁腿的升降設備性能不可能完全一致，所以在同樣指令信號的情況下，隨著時間的累積，2條樁腿的位置偏差也會越來越大，最后導致平臺的傾斜過大。那么，在這一組樁腿的內部，同樣需要保證其同步性能。

在圖10的策略中，以2#樁和3#樁分組為例。當平臺所有樁腿固定環梁都處于拔銷狀態時，設置2#樁腿位置為標定高度，2#樁腿以1#樁腿位置為指令信號，3#樁腿以2#樁腿位置為指令信號，這樣系統就組成了一個多級隨動系統。

圖9 優化的分組方法示意圖

圖10 優化的控制策略

當某條樁腿處于固定環梁插銷狀態時，如1#樁固定環梁插銷，其他樁腿都停在當前位置，等待1#樁升降油缸回程到位、固定環梁拔銷到位后，所有的樁腿再同時運動；但當2#樁固定環梁插銷時，3#樁并不停止，而是根據圖10框內的策略繼續保持與2#樁的同步，進入插銷及升降回程過程。

這樣，在系統調試完成后，既能保證平臺始終運動在允許的傾斜范圍內，又能保證被分成一組的 2條樁腿的同步性。

與傳統控制策略比較，優化后的升降系統每運動一個周期，最多只需要等待 2次升降油缸回程和固定環梁插銷，即去除了工況4。

因此，平臺實際運動的平均速度為

該海洋施工平臺在升降效用試驗中的升降速度為

V1=12 m/h；V2=10 m/h；V3=7.5 m/h

相關參數為

S=1 600 mm；Δ=100 mm

假設升降油缸性能一致，且升降油缸運動停止時落在油缸全行程內的概率是相同的。

根據上述參數，任意 2條樁腿銷孔分布在一個水平面內的概率為

那么，升降系統升降過程工況1比重值為

升降系統升降過程工況2比重值為

升降系統升降過程工況3比重值為

將上述參數帶入式（2），計算得

與傳統控制策略相比，升降速度的加權平均值提高了。

式中：λ′′為優化分組后的速度差率。

4.3 優化控制策略III

綜合考慮優化策略I和優化策略II，在增加平臺傾斜允許位置差Δ的同時對樁腿進行優化分組。

優化后的相關參數為

根據上述參數，任意 2條樁腿銷孔分布在一個水平面內的概率為

升降系統升降過程工況1比重值為

升降系統升降過程工況2比重值為

升降系統升降過程工況3比重值為

將上述參數帶入式（2），計算得

與傳統控制策略相比，升降速度平均值提高了。

式中：λ′′′為優化分組并增加Δ后的速度差率。

對比傳統控制策略、優化控制策略I、優化控制策略II及優化控制策略III的平均升降速度，如表1所示。表中G為樁腿組數。

表1 各控制策略下的相關參數

從上述結果分析，平臺升降平均速度的小大取決于每個工況下的速度V、任2條樁腿銷孔分布在一個水平面內的概率δ及每個工況速度的比重值，然而提高每個工況下的速度意味著增加系統的設計及建造成本，本文不做考慮。本文優化策略從兩個角度出發：1）考慮增加任意 2條樁腿銷孔分布在一個水平面內的概率δ（即Δ），從而增加了其他工況的比重值；2）考慮消除速度最低的工況、對樁腿進行優化分組，增加其他工況下的比重值進而達到了增加平均速度的目的。

根據上述計算結果，在優化的控制策略下，有效提高了升降系統的平均速度，縮短了平臺的升降作業周期并滿足系統優化設計經濟性的要求。

5 結論

本文闡述了某單步進液壓插銷式升降系統的傳統控制策略，在傳統控制策略下，系統的平均升降速度=5.964 m/h；為了解決單步進液壓插銷式升降系統平均速度低的問題，在傳統控制策略的基礎上，提出了優化方案：采用優化控制策略I，′=6.338 7 m/h，平均升降速度提高了 6.304%；采用優化控制策略 II，，平均升降速度提高了30.99%；采用優化控制策略III，′′=8.117 2 m/h，平均升降速度提高了36.13%。優化控制策略減少了升降系統運行中的等待時間，提高了平臺的平均升降速度，提升了平臺的作業效率。本文可為升降系統控制程序設計人員提供參考。

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