李健行，李 欣，付振秋，孫 浩，Andy WANG

(1. 上海交通大學(xué) 海洋工程國家重點實驗室，上海 200240；2. 上海交通大學(xué) 三亞崖州灣深?？萍佳芯吭?，海南 三亞 572024； 3. DNV Oil and Gas，上海 200336)

0 引 言

21世紀初期，全球有超過7 000個海洋油氣生產(chǎn)設(shè)施，一般海洋油氣設(shè)施的設(shè)計壽命約為20 a，隨著其服役時間的延長，有相當(dāng)一部分設(shè)施都將面臨達到服役壽命的問題。按照相關(guān)法律要求，這些達到服役壽命或不再使用的設(shè)施必須進行妥當(dāng)?shù)耐艘蹚U棄處理。自從1973年以來，海洋平臺拆除數(shù)目逐年增多，2006后，每年的拆除數(shù)目都在百座以上，目前全世界已經(jīng)陸續(xù)拆除超過5 000座平臺。根據(jù)我國相關(guān)統(tǒng)計信息，我國會有近100座海洋平臺陸續(xù)進入棄置階段，預(yù)計今后幾年會有十多座平臺將被拆除，并且其中大多數(shù)為導(dǎo)管架平臺，拆除方案各有不同[1-3]。據(jù)國外拆除費用統(tǒng)計，在北海地區(qū)，拆除總成本約占設(shè)備初投資費用的3%～7%，且部分平臺的導(dǎo)管架拆除費用高于建造成本。因此，廢棄海洋平臺的拆除工作將催生一個產(chǎn)業(yè)，成為海洋工程界的一個新的經(jīng)濟增長點。導(dǎo)管架作為廢棄樁基平臺的重要組成部分，結(jié)構(gòu)復(fù)雜，在服役期間，腐蝕等原因會使結(jié)構(gòu)受到大幅削弱和破壞[4]，重心位置會發(fā)生變化，增大了拆除風(fēng)險。同時，導(dǎo)管架的拆除涉及技術(shù)領(lǐng)域較多，拆除作業(yè)周期長、難度大，而且對海洋環(huán)境有潛在的污染風(fēng)險，一旦發(fā)生事故，將造成巨大的損失[5]。

目前國外對于海洋廢棄平臺拆除的問題已經(jīng)有所研究，但是國內(nèi)對于這個問題的研究仍在起步階段。雙駁船浮托安裝是平臺服役時由兩側(cè)駁船使用浮托方法將其安裝至施工區(qū)域，而雙浮拖組塊拆除則是其逆過程。其中涉及的較多問題不能簡單地進行逆向考慮就可解決[6-7]，其中的安全性和各種水動力問題仍然需進行細致的研究。

本試驗采用完全模擬實際施工過程的方法，模擬進船、質(zhì)量轉(zhuǎn)移、退船、滿載行駛等4個過程。其中質(zhì)量轉(zhuǎn)移階段是雙駁船對導(dǎo)管架平臺進行抬升，平臺的質(zhì)量逐漸轉(zhuǎn)移至雙駁船但導(dǎo)管架平臺尚未產(chǎn)生位移的階段。通過固定導(dǎo)管架平臺模型，調(diào)整雙駁船壓載，完成模擬導(dǎo)管架平臺質(zhì)量轉(zhuǎn)移0、50%、100%等3個工況的波浪試驗。將導(dǎo)管架平臺模型通過甲板耦合裝置(Deck Mating Unit, DMU)與樁腿支撐裝置(Leg Supporting Unit, LSU)連接在雙駁船之上，并結(jié)合DP系統(tǒng)，進行雙駁船托舉平臺滿載行駛試驗。之后進行雙駁船與第3條運輸駁船的進船、退船的配合試驗。著重進行上部組塊質(zhì)量轉(zhuǎn)移完成階段的時域模擬，并與試驗數(shù)據(jù)進行相應(yīng)對比，以此對實際施工階段的安全性進行指導(dǎo)。雙浮托法拆除上部組塊示例如圖1所示。

1 計算理論

1.1 坐標(biāo)系定義

根據(jù)右手法則，選擇全局坐標(biāo)系O-xyz，其原點為DP設(shè)定點，x軸指向北，y軸指向東，z軸(未使用)指向下方。船在xy平面上的方向定義為順時針旋轉(zhuǎn)，船首指向北方的方向為零參考點。

圖1 雙浮托法拆除上部組塊示例

駁船的速度以船體坐標(biāo)系作為參考，速度矢量v由分量u、v、r組成，描述朝船首方向、向右舷側(cè)向和順時針旋轉(zhuǎn)方向的速度，θ為船首方向與x軸的偏角，CoG為船體坐標(biāo)系原點，坐標(biāo)系如圖2所示。

圖2 坐標(biāo)系示例

1.2 頻域計算理論

假設(shè)流體為理想流體，在滿載工況下，2條駁船為無航速的2個浮體M與L，其中一條駁船的速度勢φ公式為

(1)

式中：φI為入射勢；φl,M為作用于駁船M的入射波速度勢；φD,M為另一條駁船L對駁船M產(chǎn)生的繞射勢，包括駁船M對自身產(chǎn)生的繞射勢；φj為當(dāng)浮體M沒有產(chǎn)生運動時，由于另一條駁船的振蕩而作用于駁船M上的輻射勢，包括駁船M對自身產(chǎn)生的輻射勢；ξj為駁船自由度j的運動響應(yīng)，j=1～6為駁船M在6個自由度上的運動(縱蕩、橫蕩、垂蕩、橫搖、縱搖和艏搖)，j=7～12為駁船L在6個自由度上的運動響應(yīng)；ω為波浪頻率；t為時間。

把入射勢展開，公式為

(2)

代入拉普拉斯方程進行求解：

2φ=0

(3)

邊界條件如下。

統(tǒng)一自由面條件：

(4)

平整海床條件：

(5)

式中：n為垂直于物體表面與流場正方向相同的單位向量。

物面條件：

(6)

遠方輻射條件：

(7)

通過格林公式將式(3)轉(zhuǎn)化為物面上的積分方程進行求解，公式為

(8)

式中：Sb為駁船的濕表面。

對駁船濕表面繪制網(wǎng)格，可以進一步得到：

(9)

式中：i=1,2,3,…，N為網(wǎng)格數(shù)量；Sk為第k個網(wǎng)格的面積。

最后獲得駁船頻域的運動方程為

(10)

式中：mij、Cij、Fi分別為駁船的質(zhì)量矩陣、靜恢復(fù)力矩陣和所受波浪力；Aij為附加質(zhì)量矩陣；Bij為阻尼矩陣；ξj為駁船6個自由度的運動。

1.3 時域運動方程

基于施工條件，考慮一階波浪力，風(fēng)、流力，推進器推進力，橫向護舷力，DMU、LSU作用力構(gòu)建多浮體動力學(xué)方程：

(11)

可參考Newmark逐步積分方法[8]進行求解。

2 質(zhì)量轉(zhuǎn)移階段的數(shù)值模擬分析

由于導(dǎo)管架平臺的重心不確定性且某些結(jié)構(gòu)腐蝕導(dǎo)致施工難度加大，因此進行浮托操作時將導(dǎo)管架平臺的質(zhì)量轉(zhuǎn)移到雙駁船之上的質(zhì)量轉(zhuǎn)移階段是施工時面臨的主要危險階段。由于雙浮體之間有相互作用，因此在波浪中受到的波浪力和輻射力會存在耦合作用和相互干擾[9-10]，也更為復(fù)雜。并且當(dāng)質(zhì)量轉(zhuǎn)移完成時，原本導(dǎo)管架平臺的所有約束都將失去作用，一旦發(fā)生危險會帶來不可挽回的嚴重后果。因此有必要對于這一階段各個關(guān)鍵組成部分的性能進行進一步的分析研究。

使用DNV Sesam中的Sima模塊進行多浮體耦合運動時域分析，使用其搭載的的Simo求解器模擬海洋工程作業(yè)。對質(zhì)量轉(zhuǎn)移完成階段進行數(shù)值模擬分析，計算雙駁船系統(tǒng)的水動力參數(shù)和DMU受力大小，并給予不同有義波高與方向的波浪載荷，觀察總體水動力性能是否在合理范圍內(nèi)。

2.1 船體主要參數(shù)和建模

使用中遠航運股份有限公司現(xiàn)有的姊妹船泰安口與康盛口自航式半潛駁船，2艘船載重量均為18 000 t，均由廣船國際股份有限公司建造完成。其中，泰安口船具有特殊的船體(沒有船墻)結(jié)構(gòu)，并且裝置多個目前國際領(lǐng)先和個性的自動控制系統(tǒng)設(shè)備。2艘駁船外形如圖3和圖4所示。

圖3 泰安口

圖4 康盛口

試驗?zāi)Ｐ筒捎玫目s尺比為37，由于雙船系統(tǒng)存在耦合，2艘駁船中間的波面會有一定程度的升高[11]，在HydroD中可以對駁船之間的附連水采用單獨繪制網(wǎng)格的方式，較好地模擬這一現(xiàn)象。2艘駁船和上部組塊的主要參數(shù)如表1和表2所示。

經(jīng)過處理后，參與時域水動力計算的模型如圖5所示。

2.2 海洋環(huán)境條件

為保證控制系統(tǒng)的精確性和施工的安全性，有效波高小于1.5 m且風(fēng)速不大于1.60 m/s是施工對環(huán)境的基本要求。歐洲北海海域海況惡劣，尤其是秋冬季節(jié)會有有效波高超過7 m的大波高頻發(fā)生。但是夏季因為不同緯度溫差小，西風(fēng)風(fēng)力較小，在這個窗口期環(huán)境條件較為理想。選取JONSWAP波譜，Gamma值為3.3，平均風(fēng)速為1.35 m/s，有義波高Hs為0.75 m進行數(shù)值模擬和模型試驗，其他條件如表3所示。

表1 運輸駁船主要參數(shù)

表2 運輸駁船上部組塊主要參數(shù)

圖5 Sima水動力模型

表3 海洋環(huán)境條件數(shù)值

生成的波浪頻譜如圖6所示。

圖6 波浪能量密度頻譜

2.3 駁船網(wǎng)格模型

對于2艘駁船，在Genier中建模并生成網(wǎng)格，之后導(dǎo)入HydroD中生成Wadam水動力模型。為了表述方便，在試驗與計算中把2艘雙浮拖船命名為k-class 1和k-class 2，其網(wǎng)格如圖7所示。

圖7 k-class網(wǎng)格模型

2.4 時域模擬結(jié)果

通過時域計算獲得平臺上部組塊質(zhì)量轉(zhuǎn)移為0、50%、100%等3個階段的駁船運動情況，并分別提取平均值與幅值。調(diào)整駁船間距進行計算發(fā)現(xiàn)，在DMU橫向和縱向約束最大尺寸的10%范圍內(nèi)進行運動不會對駁船與上部組塊的配合造成危險。因此，選取水平運動為0.2 m、豎直運動為0.35 m作為安全臨界值，結(jié)果如表4所示。

表4 質(zhì)量轉(zhuǎn)移各階段駁船運動情況

對比表4中相關(guān)數(shù)據(jù)可知，不同質(zhì)量轉(zhuǎn)移階段對駁船縱蕩運動的影響較小。隨著質(zhì)量轉(zhuǎn)移完成，DMU的約束作用可以完全生效，因此駁船在質(zhì)量轉(zhuǎn)移完成時橫蕩最??；但是由于波浪作用，在質(zhì)量轉(zhuǎn)移完成50%時駁船的橫搖角會有明顯的增大。由于平臺上部組塊質(zhì)量轉(zhuǎn)移到駁船，駁船的重心和吃水會發(fā)生變化，因此在質(zhì)量轉(zhuǎn)移50%時駁船的垂蕩運動明顯增大，質(zhì)量轉(zhuǎn)移完成后恢復(fù)至正常大小。上述幅值均未超過設(shè)定的安全臨界值。

通過時域計算獲得平臺上部組塊質(zhì)量轉(zhuǎn)移階段為0、50%、100%等3個階段的DMU水平與豎直方向的合力，并分別提取其平均值、最小值和幅值，結(jié)果如表5所示。

表5 質(zhì)量轉(zhuǎn)移各階段DMU受力情況 kN

質(zhì)量轉(zhuǎn)移剛開始階段DMU會因為波浪作用在水平和豎直方向有較小的碰撞受力。當(dāng)質(zhì)量轉(zhuǎn)移為50%時，其水平方向的受力明顯高于質(zhì)量轉(zhuǎn)移完成時的受力，這是因為質(zhì)量轉(zhuǎn)移過程中插肩對接會產(chǎn)生相對運動。分析豎直方向DMU的受力可知，由波浪引起的縱蕩運動會導(dǎo)致駁船和組塊之間在豎直方向受力會有2%～3%的變化，因此要求DMU在實際施工時具有一定的抗沖擊能力。

3 水池模型試驗

在水池模型試驗中，對DMU與LSU的對接裝置進行改良，使其在水平方向與豎直方向均有一定的緩沖能力，該裝置與實際甲板對接單元滿足幾何相似條件。同時，在甲板對接單元內(nèi)部的垂向和橫向彈簧能夠模擬實際甲板對接單元在各方向上的剛度特性。對接裝置如圖8所示。

圖9和圖10為試驗所用駁船模型的外形與作業(yè)時的工作狀態(tài)。

圖8 DMU與LSU的對接裝置

圖9 k-class水池模型

圖10 雙船作業(yè)時工作狀態(tài)

試驗條件選取有義波高Hs=0.75 m，譜峰周期Tp=6.00 s，角度為180°，時長為1 500 s，將數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)化為幅值譜，在換算后將駁船運動和DMU受力與數(shù)值計算的幅值譜進行比較作圖，結(jié)果如圖11所示。

圖11 駁船運動幅值譜對比

由頻譜對比可知，船體運動響應(yīng)在圓頻率為0.8～0.9 rad/s達到峰值。在數(shù)值計算與水池模型試驗中駁船的運動對于波浪的響應(yīng)較為一致，但是由于水池模型試驗中測量設(shè)備的振動與雜波的干擾，水池模型試驗會有高頻持續(xù)響應(yīng)，但是在低頻處二者響應(yīng)基本吻合?？v搖運動的幅值沒有超過0.30 m，橫搖運動的幅值沒有超過0.20 m，垂蕩運動的幅值沒有超過0.15 m，橫搖角度各組成成分的幅值在0.5°以內(nèi)，說明DMU和LSU的相對運動在允許范圍之內(nèi)，且數(shù)值計算結(jié)果能夠較好地模擬質(zhì)量轉(zhuǎn)移完成時的運動狀態(tài)。

DMU水平與豎直方向所受合力幅值譜對比如圖12所示。

由頻譜對比可知，DMU受力的響應(yīng)在圓頻率為0.8～0.9 rad/s達到峰值。在數(shù)值計算與水池模型試驗中DMU的受力響應(yīng)較為一致。但是由于水池模型試驗中測量設(shè)備的振動與雜波的干擾，水池模型試驗會有高頻的持續(xù)響應(yīng)，但在低頻處二者響應(yīng)基本吻合。在水平方向上由于系統(tǒng)整體運動幅度不大，水平方向受力各組成成分的幅值在2.5×104N以內(nèi)。由于縱蕩導(dǎo)致系統(tǒng)在豎直方向存在加速度，因此會導(dǎo)致縱向存在超出上部組塊原有重力的受力響應(yīng)成分存在，但是并沒有超過1.5×107N，增加的成分不足10%，在DMU、LMU與駁船的承受范圍之內(nèi)。

圖12 駁船運動受力譜對比

4 過駁階段3船耦合計算分析

在完成質(zhì)量轉(zhuǎn)移后，需要將平臺轉(zhuǎn)移至另一駁船，為表述方便稱其為x-class。這一階段由于各個駁船之間距離非常小，因此需要著重考慮此過駁階段3船之間的耦合關(guān)系。同樣采用Sima軟件進行水動力耦合時域計算，建立水動力模型如圖13所示。

根據(jù)得到的時域數(shù)據(jù)分別提取3船橫向各運動的幅值，結(jié)果如表6所示。

在實型值中，x-class與k-class之間距離為6 m。此過駁階段3船在水平方向由平動和轉(zhuǎn)動引起的橫向運動疊加之后不超過0.6 m，也就是不超過駁船橫向間距的10%。因此認為在海況良好時駁船在過駁階段相互不會產(chǎn)生碰撞，可安全完成施工。

圖13 3船耦合水動力模型

表6 過駁階段3條駁船的運動情況

5 結(jié) 論

對導(dǎo)管架進行逆向浮托法拆除試驗，分析質(zhì)量轉(zhuǎn)移分別為0、50%、100%時駁船和DMU的運動及受力響應(yīng)。建立動態(tài)時域數(shù)值模型,并通過DNV Sesam中的Sima水動力分析組件進行計算。時域計算得到的對比結(jié)果顯示，3個質(zhì)量轉(zhuǎn)移階段的運動和受力幅值均未超過安全范圍。經(jīng)過對比，數(shù)值計算結(jié)果與水池模型試驗結(jié)果基本統(tǒng)一，且頻譜相似度較高，并且運動與受力響應(yīng)都在允許范圍內(nèi)。通過3船水動力耦合計算，證明當(dāng)過駁階段3船位置較為靠近時，3船之間不會出現(xiàn)碰撞現(xiàn)象，在天氣情況符合施工要求時，雙船浮托逆向拆除法可以在實際施工中完成任務(wù)。

本次水池試驗與DP系統(tǒng)結(jié)合是一次具有創(chuàng)新性的嘗試，這次試驗將會給以后同類試驗研究提供重要的指導(dǎo)意義。