深水功能艙懸垂安裝過程動力學仿真研究

賈曉麗，愛吉木，劉書海，王 懿，彭 鶴

(中國石油大學(北京)a.機械與儲運工程學院；b.安全與海洋工程學院,北京 102249)

具有水下生產系統的油氣田開發模式因其節省費用，安全可靠，不受惡劣天氣影響等優點，成為了深海油氣田開發的主要模式[1-3]。深水油氣田的水下生產系統的很多重要技術都被國外所壟斷，如何突破這些壟斷，建立有自主產權的水下生產系統，成為重要的課題。新一代水下生產系統(如圖1)打破了傳統水下生產系統的全濕式方案，創建了基于深水功能艙的全干式和半干半濕式緊湊型垂直水下布局理念[4]。功能艙在陸上制造完畢后，經運輸、下放安裝、調試等環節，投入生產。功能艙的下放安裝過程的動力學分析是整個深海油氣田開發任務中的重要環節[5-6]。

圖1 新一代水下生產系統

功能艙在深海低溫高壓環境中工作，傳統的下放安裝法，例如鉆桿安裝法及吊機安裝法不再適用[7-8]。懸垂安裝法是巴西Petrobras公司針對超深海環境和較大質量設備的安裝而專門設計的一種快捷、簡便的安裝方法，更適用于新一代水下生產系統的安裝要求[9]。懸垂安裝法流程如圖2所示，在安裝地點，安裝纜索一端與功能艙相連，另一端與安裝船相連。運輸船用吊機將功能艙吊起，行駛一段距離，通過吊機將功能艙下放至飛濺區以下的一定深度(通常為50 m)；之后，吊機施放功能艙，因自身重力作鐘擺運動至指定海底安裝位置。由于功能艙受到拖曳力以及繩索和浮力模塊的阻尼作用，不會作往復鐘擺運動。本文把懸垂安裝過程分為3個階段，圖2中1位置是開始階段，2位置是懸垂階段，3位置是穩定階段[10-12]。

懸垂安裝法具有成本低、適用深水、避免共振且對安裝船舶要求較低，施工方便等優點。但是，其安裝過程受力復雜，必須通過仿真模擬、水池試驗或海上模型試驗等方法驗證，才能進一步提高實際工程安全性和可靠性。Petrobras公司最早采用懸垂安裝法成功將280 t和200 t的管匯安裝到1 845 m和1 900 m水深的位置[13]。隨后，多國研究人員都對懸垂安裝法進行了仿真研究。國內學者利用Fluent等軟件對懸垂下放法安裝耦合系統進行模擬[14-18]。然而，懸垂安裝法的實際案例仍然較少。

圖2 深海石油生產系統中功能艙的懸垂安裝過程

本文采用ANSYS-AQWA有限元軟件對懸垂安裝系統進行船-纜-功能艙多體建模。因安裝水深不適用拋錨定位，所以采用理想化的動力定位進行安裝船定位。根據DNV-RP-C205規范[19]，設立模擬海況數據作為安裝環境條件[20]。通過與已發表文獻進行對比，驗證模型的有效性，實現新一代水下生產系統功能艙懸垂安裝過程的多體三維時域耦合仿真。分析波浪有義波高、功能艙質量及功能艙重心高度等參數對下放過程中纜索張力、功能艙軌跡和姿態的影響，并對本文模型的安全性進行初步評估，研究結果可對實際工程提供一定的理論指導。

1 懸垂安裝系統建模

懸垂安裝系統是由安裝船、纜索、功能艙組成的多體系統[21]。定義船艏柱與基線交點為坐標原點，基線沿船艉方向為x軸正方向、船體甲板垂直剖面向內為y軸正方向、以船艏柱向上為z軸正方向。以Hallin Marine公司所產的工程船為參考設計MPV(Multi-Purpose Vessel)船，船體模型的基本參數如表1所示。通過AQWA-AGS Line Plan編寫AQWA型線文件，實現安裝船計算模型的建立，限制安裝船縱、橫蕩及艏搖從而模擬理想化的動力定位。編輯并讀取型線文件，以其為基礎建立MPV水動力學計算模型。依據本文要求，在AGS Line-Plan界面進行單元網格劃分，建立吃水5.6 m、最大網格單元長度為6 m的水動力計算MPV船模型，如圖3所示。

表1 MPV安裝船基本參數

圖3 在AQWA AGS Lines-Plan中建立的MPV船模型

因功能艙結構較MPV船簡單，可以使用直接編輯功能艙dat文件的形式建立其幾何網格模型。使用若干TUBE莫里森(Morison)管單元、一個PMAS質量單元和一個DISC碟形單元建立功能艙艙體結構模型。為了避免因功能艙艏搖轉動導致仿真輸出數據中縱搖轉變為橫搖，建立由8個TUBE單元組成的方框固定在模型外側，限制功能艙艏搖運動，使得仿真結果更加準確。在功能艙dat文件中設置ZLWL水線位置卡片，并設置功能艙釋放的初始位置為水面。將dat文件導入經典AQWA程序中運行，即可在AQWA-AGS Line Plan中獲得功能艙幾何網格模型，如圖4所示。

圖4 功能艙幾何網格模型

纜索建模以編輯dat文件的形式完成。主要思路是使用MOOR卡片，使用COMP命令定義多成分纜，ECAT定義多個纜索的物理特性，NLID定義纜索在MPV船以及功能艙的連接點，分別連接在安裝船末端以及功能艙頂端。使用LINE定義線彈性繩，使用ECAH命令定義纜索的水動力系數。船-纜-功能艙模型分別完成后均導入經典AQWA中運行，即可在AQWA-AGS Line Plan中獲得懸垂安裝系統幾何網格模型，如圖5所示。

圖5 懸垂安裝系統幾何網格模型

2 模型驗證

使用文獻[22]中參數，采用上述建模思路進行建模驗證。文獻[22]中使用PID控制器仿真安裝船動力定位。本文模型則將動力定位系統理想化。根據文獻[22]，下放物體參數、纜索參數和環境載荷參數如表2～4所示，采用JONSWAP波浪譜。

表2 下放物體基本參數[22]

表3 纜索基本參數[22]

表4 波浪載荷參數[22]

使用文獻[22]數據進行仿真后得到下放物體沿z軸方向速度-時間歷程曲線，如圖6所示。由圖6可知，下放物脫離纜索2時刻，兩者在z方向速度最大誤差為1.4 m/s。在100 s時，時間-歷程曲線基本重合。文獻[22]數據在550 s后進入穩定階段，但仍然有震蕩情況產生，而模型仿真數據并沒有過大的震蕩產生。分析原因是由于模型將動力定位系統理想化導致的。仿真結果與對比文獻中下放物z方向速度-時間歷程曲線變化趨勢基本相同，數據基本相符。

圖6 下放物z方向速度-時間歷程曲線

圖7為下放物縱搖-時間歷程曲線，仿真結果與文獻[22]中下放物縱搖-時間歷程變化趨勢基本相同，數據基本相符。在吊放纜索解脫后，文獻[22]中的數據出現較強縱搖震蕩，直至170 s，而模型仿真數據中并未出現太大震蕩，原因是本文模型將動力定位系統理想化導致的。

圖7 下放物縱搖-時間歷程曲線

圖8為纜索張力-時間歷程曲線。本文模型與文獻[22]中纜索張力數據變化趨勢基本相同，曲線基本重合，本文仿真結果與文獻[22]數據相符。在穩定階段，文獻[22]數據有一定的震蕩，而本文模型仿真數據震蕩不劇烈，原因是本文模型中將動力定位系統理想化導致的。

綜上所述，本文模型的動力定位理想化模擬對本模型和文獻[22]之間的數據產生了少量的誤差，但文獻[22]數據與模型仿真數據基本相符，證明本文的建模方法可行，可以對功能艙的懸垂安裝過程進行仿真。

圖8 纜索張力-時間歷程曲線

3 數值模擬仿真

3.1 模型參數及邊界條件

在確定模型可行性后，使用STRT卡片中的POS命令定義初始位置的設置，MPV船的重心在整體坐標系中的坐標為(38,0,2)，功能艙起始位置坐標為(1 380,0,-51)。計算步長和步數分別設置為0.2 s和7 000次。根據DNV-RP-C205規范，設立模擬海況數據作為安裝環境條件。使用ENVR卡片中的CPRF命令對剖面流速及方向進行設置，CPRF命令支持對不同水深對應不同流速和不同流動方向的設置。因理想化了動力定位系統，所以不再對風載荷進行額外設置。使用SPEC卡片中SEED命令設置波浪種子數，波浪種子是時域分析下的波浪載荷隨機性指標。使用JONH命令定義JONSWAP波浪譜。波浪載荷參數如表5所示，海流載荷參數如表6所示。

表5 波浪載荷參數

表6 海流速度

使用表7與表8參數分別確定功能艙和纜索。使用PROP卡片對仿真輸出內容進行設置，PPRV命令設定輸出的pos文件記錄頻率，PREV命令設置lis文件中輸出的時域計算結果記錄頻率。

表7 功能艙基本參數

表8 主纜索基本參數

3.2 關鍵參數影響分析

圖9為懸垂安裝過程不同有義波高下安裝纜索張力-時間歷程曲線。功能艙質量設置為500 t，波浪有義波高分別設置為0.5、1.0、2.0 m。

a 全局時歷曲線 b A處局部時歷曲線

由圖9a可知，不同有義波高的張力-時間歷程曲線形狀與變化趨勢基本相同，吊放纜索2解脫后，安裝纜索張力均逐漸增大，500 s時趨于平穩并接近最大值。由圖9b可知，安裝纜索張力曲線的振動波幅隨波浪有義波高的增大而增大，纜索張力最大值也隨之增大，分別為1.390×106、1.396×106和1.410×106N。

圖10為不同有義波高下功能艙xz平面內運動軌跡。

a 全局軌跡 b A處放大軌跡 c B處放大軌跡

由圖10a可知，功能艙從坐標點(1 380,0,-51)開始下放，做懸垂運動至指定安裝位置。在不同有義波高下，功能艙下放運動軌跡形狀基本相同，放大觀察發現，有義波高的改變對功能艙懸垂階段的軌跡影響十分微小。圖10b和10c分別為A處和B處的局部放大圖，由圖10c可知，在接近安裝位置的穩定階段，在有義波高為2.0 m時功能艙出現振幅約為0.1 m的垂蕩，而在有義波高為1.0 m及0.5 m時功能艙的振幅約為0.04 m和0.03 m。造成這一現象的原因是由于波浪影響安裝船垂蕩并通過纜索導致功能艙的垂蕩。隨著有義波高的增大，功能艙在穩定階段的垂蕩會更加劇烈。

圖11為不同有義波高下功能艙縱搖-時間歷程曲線。

由圖11a可知，在釋放時功能艙獲得一個較大的角加速度，并且在短時間內傾斜至最大值，有義波高的改變對功能艙縱搖-時間歷程曲線的形狀及整體趨勢影響不大。由圖11b可知，在不同有義波高下縱搖最大絕對值均為14.40°，且在下放初期有義波高的改變對功能艙縱搖的影響不大。由圖11c可知，在下放進行到中后期至穩定階段，隨著有義波高的增大，功能艙縱搖的振幅隨之增大。

a 全局縱搖時歷曲線 b A處局部縱搖時歷曲線 c B處局部縱搖時歷曲線

圖12為不同質量的功能艙懸垂下放纜索張力-時間歷程曲線，波浪有義波高為1 m。

圖12 功能艙質量對纜索張力-時間歷程曲線的影響

由圖12可知，釋放后安裝纜索張力均逐漸增大，500 s時接近最大值。功能艙質量對安裝纜索的張力影響較大，安裝纜張力隨功能艙質量的增大而增大，纜索最大張力值為1.200×106、1.397×106、1.495×106和1.593×106N，分別對應功能艙質量480、500、510和520 t。功能艙質量較大時，在懸垂階段安裝纜索張力-時間歷程曲線更加陡峭，說明張力變化更加劇烈。以纜索極限斷裂載荷(如表3)除以計算最大張力，得出纜索安全系數分別為2.48、2.12、2.00和1.86。

根據2008年公布的API-RP-2SK標準[26]，懸垂下放纜索最低安全系數取2.0。由此可知，在本文模型中功能艙的可下放最大參考質量為510 t，若下放質量更大的功能艙及其他設備，應當增加纜索強度。

圖13為不同質量的功能艙懸垂下放軌跡。由圖13可知，功能艙質量的增加對其下放整體軌跡形狀影響不大。但是，由于質量的增加使得纜索張力增大，導致了較大質量功能艙的軌跡更靠外側。

圖14為不同質量的功能艙懸垂下放過程縱搖-時間歷程曲線。由圖14可知，功能艙縱搖最大值隨其質量的增大而增大，其最大絕對值為13.37、14.40、14.89和15.35°，分別對應功能艙質量480、500、510和520 t。

圖13 功能艙質量對其下放軌跡影響

圖14 功能艙質量對其縱搖-時間歷程曲線的影響

圖15為不同重心高度的功能艙懸垂下放纜索張力-時間歷程曲線，波浪有義波高為1 m，功能艙質量為500 t。

由圖15可知，功能艙重心變化對安裝纜張力的影響不大，其最大值均為1.397×106N。

a 全局時歷曲線 b 局部時歷曲線

圖16為不同重心高度的功能艙懸垂下放軌跡。

圖16 功能艙重心高度對其下放軌跡影響

由圖16可知，功能艙重心變高對其下放整體軌跡形狀影響不大，在懸垂階段重心更高的功能艙軌跡曲線更靠外側。隨著下放的進行，軌跡曲線趨于相似，不同功能艙重心高度對其下放中期及穩定階段的軌跡影響不大。

圖17為不同重心高度的功能艙懸垂下放過程縱搖-時間歷程曲線。

由圖17可，知功能艙縱搖最大值隨其重心高度的增高而增大且影響較大，縱搖最大絕對值為14.40、16.25、19.33和26.02°，分別對應功能艙重心高度2.0、2.5、3.0和3.5 m。因功能艙外形為豎直圓柱形狀，重心的改變對其運動縱搖影響較大。當功能艙內設備無法承受較大縱搖角時，應改變其設計形狀尺寸，或添加其他外部阻尼來緩沖縱搖運動。

圖17 功能艙重心高度對其縱搖-時間歷程曲線的影響

4 結語

本文基于ANSYS-AWQA軟件建立船-纜-功能艙多體模型，根據DNV-RP-C205規范，設立模擬海況數據作為安裝環境條件。通過與文獻[22]數據進行對比，驗證了模型的有效性。在此基礎上研究了不同的波浪有義波高、功能艙質量及功能艙重心高度對安裝纜索張力、功能艙下放軌跡及縱搖的影響。

1) 波浪有義波高。改變波浪有義波高，對纜索張力的變化趨勢影響不大，對纜索張力-時間歷程曲線的振動波幅影響較大。振動波幅隨有義波高的增大而增大，纜索張力最大值也隨之增大。波浪有義波高的改變對功能艙軌跡及縱搖時影響不大。在穩定階段，功能艙垂蕩及縱搖振幅隨波浪有義波高的增大而增大。

2) 功能艙質量。纜索張力隨功能艙質量的增大而增大。功能艙質量較大時，在懸垂階段安裝纜張力-時間歷程曲線更加陡峭，說明張力變化更加劇烈。功能艙質量的改變對其下放軌跡的整體形狀影響不大，但由于纜索張力的增大，使得功能艙下放軌跡隨其質量的增大而更靠外側。在釋放后不久，功能艙到達縱搖最大值，最大絕對值隨功能艙質量的增加而增大。

3) 功能艙重心高度。改變功能艙重心高度，對安裝纜索張力的影響不大。在懸垂階段，功能艙重心高度會影響功能艙下放軌跡，功能艙重心越高，軌跡越靠外側。功能艙重心高度的改變對其縱搖影響較大，其最大值均出現在釋放后不久的懸垂階段初期，重心越高，縱搖最大絕對值越大。

在進行功能艙懸垂安裝作業時，如果下放質量更大的功能艙及其他設備，應當增加纜索強度；如果功能艙內設備對縱搖穩定性要求較高，則需要改變功能艙尺寸形狀、添加外部配重，或增加阻尼來保證其穩定性。