閆宏生， 王兆山， 衛(wèi)大興

(1.天津大學 水利工程仿真與安全國家重點實驗室， 天津 300072； 2.高新船舶與深海開發(fā)裝備協(xié)同創(chuàng)新中心， 上海 200240)

0 引 言

深水鋪管船作為深海油氣田開發(fā)的主要施工設備，其擔負著海底管道敷設及立管系統(tǒng)安裝等任務[1],開展相關性能研究具有十分重要的意義。對于深水S型鋪管船托管架托輥接觸力的研究，國內外已有諸多成果。宋林峰等[2]應用管線與托輥之間的接觸機理并結合數(shù)值計算模擬托管架、船體及管線的耦合作用。朱曉環(huán)等[3]應用半實物半仿真的混合試驗方法開展對托輥載荷及A型架受力特征的分析并提出托輥的動力響應所引起的結構疲勞問題。孫麗萍等[4]基于集中質量法，推導深水S型鋪管的管線受力計算公式，建立三維數(shù)值模型，并用廣義積分求解方程，得到的結果與相關軟件計算擬合良好。謝鵬等[5]基于dSPACE仿真平臺模擬S型管道敷設過程，并開展中大尺度比管道與托輥接觸力研究。王文偉等[6]開展梁懸垂狀海洋管線數(shù)值建模和分析方法的研究。綜合來看，托輥非均勻接觸力的研究主要涉及數(shù)值計算及試驗模擬，但數(shù)值計算一般不能充分考慮到船舶、托管架及管線的耦合運動對托輥載荷的影響，同時試驗模擬在托管架與管線耦合方面具有優(yōu)勢，但由于托管架與船體之間的載荷傳遞極其復雜，難以進行較好的模擬，因此本文基于兩方面的研究理論，開展一種新型托輥非均勻接觸力分析方法的研究。

1 計算模型構建

1.1 深水鋪管船簡介

“海洋石油201”(以下簡稱“HYSY 201”)是中國海洋石油工程股份有限公司旗下的全電力推進深水鋪管起重船(Deepwater Pipelay Crane Vessel， DPV)，具備超深水3 000 m鋪管能力、4 000 t起重能力及DPS動力定位系統(tǒng)，鋪管作業(yè)方式為S型鋪管[7]?！癏YSY 201”船長204 m，船寬39.2 m,型深14 m，其艉部連接托管架結構。托管架結構為鉸接式可變半徑托管架，由3節(jié)截面為三角形的空間桁架結構組成，A型支架懸吊點位于第一節(jié)管架末端，各節(jié)管架支撐上的托輥可根據(jù)敷設管線形態(tài)自行調節(jié)相對位置[8] 。

1.2 SESAM構建水動力模型

基于DNV SESAM的GeniE模塊建立鋪管船船體及托管架結構模型[9]。導出相應儲存“.fem”文件后,船體模型以板單元模型、托管架結構以Morison模型形式導入在HydroD模塊中建立的Wadam Composite Model程序進行相應的水動力分析。鋪管船SESAM模型如圖1所示。

圖1 鋪管船SESAM模型

1.3 OrcaFlex構建鋪管作業(yè)模型

在SESAM建?；A上，在OrcaFlex加入所敷設管線的模型結構，管線形態(tài)采用懸鏈線法進行模擬，管線數(shù)據(jù)如表1所示。由于在OrcaFlex中建模分析的重點為托輥與管線結構的接觸力問題，故須將托管架結構的橫桿及弦桿進行簡化，并以V型Pipe連接結構模擬托輥結構，同時建立同一支撐結構上相鄰V型托輥結構與Link的組合模型，以達到V型托輥可自行調整位置的要求。鋪管船OrcaFlex模型如圖2所示，各托輥中心初始位置如表2所示。托管架與船體連接形式為鉸接，托管架鋪管角度由軟件中Pipe及Link單元組合構建的A字架結構進行調整，敷設管線可由Winch單元提升至托輥以上并以設定速度放置于相應托輥支撐上。

圖2 鋪管船OrcaFlex模型

表1 管線數(shù)據(jù)

表2 托輥中心點坐標 m

2 模型分析及計算

2.1 幅值響應算子計算

在HydroD模塊中計算船體與托管架聯(lián)合體的幅值響應算子(Response Amplitude Operator, RAO)，歷經周期設定為1～35 s，間隔1 s，覆蓋了鋪管船服役海域的所有特征周期，波浪方向設定為0°～180°，間隔22.5°，得到各浪向下的RAO(由于“HYSY 201”鋪管船擁有DP 3動力定位系統(tǒng)，因此船體橫蕩、艏搖及縱蕩等3個自由度運動可以忽略)，并以其作為媒介將船體與托管架聯(lián)合體的運動響應傳遞到OrcaFlex中的船、托管架及管線的耦合模型中。

圖3 1～17號托輥接觸力

2.2 OrcaFlex靜態(tài)接觸力分析

在OrcaFlex中對耦合模型進行靜力分析時，載荷情況只考慮重力、浮力和托管架、船體及管線3者之間的接觸力。在分析過程中模擬管線放置到相應托輥位置，同時Winch結構消失，待系統(tǒng)平衡后得到各托輥接觸力的時間歷程曲線。時間歷程設定為500 s，時間步長設定為0.01 s，對各托輥接觸力在200～500 s的穩(wěn)定階段進行統(tǒng)計，得到各托輥接觸力統(tǒng)計平均值，如圖3所示。

2.3 OrcaFlex動態(tài)接觸力分析

在進行動態(tài)接觸力分析前，將由HydroD 模塊計算出的RAO文件導入OrcaFlex的Displacement RAO文件中作為耦合模型的動力響應條件。為探究各工況下動態(tài)接觸力的分布特征及動力響應特征，選取“HYSY 201”的敷設條件為JONSWASP隨機波浪譜條件，極限工況：有義波高Hs=3.0 m、譜峰周期Tp=6.0～9.0 s(即JS 3.0×6.0～JS 3.0×9.0)，其他工況選定為JS 2.5×8.2、JS 2.0×7.3、JS 1.0×5.2以及JS 0.5×3.7[10]。動態(tài)分析過程設定模擬時間歷程為500 s，時間步長為0.01 s，所得各工況下的托輥接觸力以時間歷程200～500 s穩(wěn)定階段為統(tǒng)計依據(jù)。

3 對比分析

對比分析過程采用以控制變量為基礎的橫縱對比方法進行托輥接觸力分析：首先比對在同一浪向下，JS 3.0×9.0、JS 2.5×8.2、JS 2.0×7.3、JS 1.0×5.2及JS 0.5×3.7海況下的托輥接觸力發(fā)現(xiàn)，在200～500 s的穩(wěn)定范圍內，各海況條件下的托輥接觸力大小變化幅度在靜力分析結果±1 kN的量級范圍內波動。同時，比對在同一浪向、同一有義波高下，不同譜峰周期(JS 3.0×9.0、JS 3.0×7.5及JS 3.0×6.0)對托輥接觸力的影響發(fā)現(xiàn),托輥接觸力大小變化幅度很小，僅在由譜峰周期的不同而引起的接觸力幅值振動頻率方面有所差異。隨后，以JS 3.0×9.0海況為基礎，橫向比對各浪向下托輥接觸力的分布差異，以托輥1位置為代表，其在各浪向下的接觸力時程曲線如圖4所示。

圖4 各浪向下的托輥接觸力時程曲線

圖5 標準差隨浪向角變化曲線

在200～500 s平穩(wěn)階段進行各浪向下的數(shù)據(jù)統(tǒng)計分析,數(shù)據(jù)均值大小近乎一致，整體圍繞在75 kN±1 kN量級左右。數(shù)據(jù)的標準差隨浪向角變化如圖5所示：在浪向為90°時出現(xiàn)標準差的峰值，并且在45°～90°角度增加過程中，平穩(wěn)階段的接觸力波動逐漸增加。從圖5可看出在90°浪向下，幅值波動達到了25 kN。這是由于鋪管船長期作業(yè)于90°浪向海況下，極大可能使得托管架結構產生低周疲勞問題，進而使得結構發(fā)生疲勞損傷甚至破壞，因此在托管架結構強度校核及疲勞評估階段須充分考慮此現(xiàn)象的發(fā)生。

在海況JS 3.0×9.0、90°浪向條件下，為進一步探究托輥接觸力產生較大波動的原因，將Displacement RAO中的垂蕩、橫搖及縱搖分別進行考慮。單一自由度接觸力響應如圖6所示。

圖6 單一自由度接觸力響應

通過分析各單自由度下穩(wěn)定階段的接觸力幅值波動變化規(guī)律可看出，在鋪管作業(yè)過程中，引起接觸力大范圍波動的原因主要是鋪管船的垂蕩運動，縱搖及橫搖運動對接觸力波動范圍的影響較小。

4 結 論

通過對托輥接觸力的靜力、動力及對比分析，可得出以下結論：(1)托輥接觸力在3、6、10及13號托輥位置時幅值較大，即分布在A字架吊點位置、各節(jié)托管架的相接位置以及管架結構的弧中心位置。(2)在鋪管船所服役的海域內，其正常海況條件的變化不會引起托輥接觸力的大幅度變化，特殊海況除外。(3)在以浪向為單一變量的同一海況條件下，托輥接觸力統(tǒng)計數(shù)據(jù)均值不會受浪向變化的影響，而接觸力統(tǒng)計數(shù)據(jù)標準差(即波動情況)受浪向變化影響明顯，90°浪向下會產生較大數(shù)量級的幅值波動。經分析計算后得出，幅值波動主要受船舶垂蕩運動影響，同時在托管架結構疲勞問題上應充分考慮此海況下的動力響應波動引起的低周疲勞問題。