王樹(shù)青， 侯宇瑤， 宋憲倉(cāng)， 陶偉

(1.中國(guó)海洋大學(xué) 工程學(xué)院，山東 青島 266100； 2.中國(guó)海洋大學(xué) 山東省海洋工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東 青島 266100)

目前常用的超大型上部組塊一體化安裝方法主要浮吊安裝和浮托安裝。浮吊安裝法海上作業(yè)時(shí)間較長(zhǎng)，且受限于浮吊起重船的作業(yè)能力和租用工期，總體安裝費(fèi)用較高。浮托安裝法則借助于潮汐變化或快速調(diào)載設(shè)備使超大型上部組塊從浮托駁船逐漸轉(zhuǎn)移至基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)上，無(wú)需借助大型浮吊設(shè)備，可在短時(shí)間內(nèi)完成安裝，總體安裝費(fèi)用較低。相較于浮吊安裝法，浮托安裝法在超大型海洋平臺(tái)上部組塊的安裝方面具有顯著優(yōu)勢(shì)。

根據(jù)作業(yè)過(guò)程中駁船的數(shù)量可將浮托安裝方法分為單船浮托安裝和雙船浮托安裝。其中單船浮托安裝方法的承載重量有限，且對(duì)基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的構(gòu)造具有特殊的要求，多用于淺水和中等水深開(kāi)口式導(dǎo)管架平臺(tái)上部組塊的安裝。而雙船浮托安裝方法采用雙駁船進(jìn)行承載，故可以承載的重量更大，且對(duì)基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)無(wú)特殊要求，可用于超淺水或超深水大型導(dǎo)管架平臺(tái)和Spar平臺(tái)上部組塊的安裝。相對(duì)于單船浮托安裝，雙船浮托安裝涉及多船協(xié)同作業(yè)及2次荷載轉(zhuǎn)移過(guò)程，其耦合作用過(guò)程更加復(fù)雜而且安裝過(guò)程易受系統(tǒng)本身及外界因素的影響，施工作業(yè)難度較大，因此有必要對(duì)雙船浮托安裝過(guò)程中的駁船運(yùn)動(dòng)響應(yīng)及系統(tǒng)受力特征進(jìn)行深入研究。

雙船浮托安裝過(guò)程中上部組塊的荷載轉(zhuǎn)移是一個(gè)連續(xù)的過(guò)程，以往的研究中常將此連續(xù)過(guò)程按照荷載轉(zhuǎn)移比例劃分為若干獨(dú)立階段進(jìn)行分析[1]，如Khaled等[2]采用分階段方法對(duì)雙船浮托安裝過(guò)程進(jìn)行了模擬，并對(duì)雙船浮托安裝關(guān)鍵階段的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行了校核。Sun等[3]、阮志豪等[4]對(duì)雙船浮托安裝過(guò)程中多體水動(dòng)力特性及耦合作用機(jī)理進(jìn)行了研究，建立了雙船浮托安裝分階段時(shí)域耦合分析模型。許鑫等[5]開(kāi)展了雙船浮托安裝典型荷載轉(zhuǎn)移狀態(tài)模型試驗(yàn)研究，驗(yàn)證了數(shù)值模型的準(zhǔn)確性。Bai等[6]、Kim等[7]和Koo等[8]分別對(duì)導(dǎo)管架平臺(tái)、半潛式平臺(tái)和Spar平臺(tái)的上部組塊浮托安裝不同荷載轉(zhuǎn)移階段進(jìn)行了試驗(yàn)研究，充分驗(yàn)證了浮托安裝超大型上部組塊的可行性。

然而，在荷載連續(xù)轉(zhuǎn)移過(guò)程中駁船的排水量、慣性矩、浮心重心等關(guān)鍵參數(shù)均會(huì)發(fā)生顯著的變化，傳統(tǒng)的分階段模擬方法無(wú)法準(zhǔn)確的描述荷載連續(xù)轉(zhuǎn)移過(guò)程中浮托安裝系統(tǒng)的動(dòng)力特性及受力特征。許鑫[9]利用變平均濕表面方法對(duì)浮托安裝過(guò)程中駁船受到的波浪荷載進(jìn)行了研究，研究表明當(dāng)駁船吃水變化較大時(shí)，3個(gè)水平方向的力和力矩將顯著增大。Bai等[10]、Tao等[11]設(shè)計(jì)了駁船自動(dòng)壓載系統(tǒng)，通過(guò)模型試驗(yàn)研究了上部組塊荷載連續(xù)轉(zhuǎn)移過(guò)程中浮托安裝系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)響應(yīng)特征，發(fā)現(xiàn)荷載連續(xù)轉(zhuǎn)移過(guò)程中浮托駁船會(huì)發(fā)生縱傾，進(jìn)而對(duì)浮托安裝系統(tǒng)的運(yùn)動(dòng)及緩沖裝置的碰撞力產(chǎn)生顯著影響。但受限于試驗(yàn)條件，未能對(duì)荷載連續(xù)轉(zhuǎn)移過(guò)程中浮托安裝系統(tǒng)的運(yùn)動(dòng)和受力特性進(jìn)行系統(tǒng)的研究。

本文研究采用隨時(shí)間變化的質(zhì)量點(diǎn)近似模擬駁船連續(xù)壓載過(guò)程，建立了計(jì)及荷載連續(xù)轉(zhuǎn)移效應(yīng)的雙船浮托安裝模擬方法，對(duì)荷載轉(zhuǎn)移全過(guò)程(包括預(yù)對(duì)接過(guò)程、對(duì)接過(guò)程和退船過(guò)程)中駁船和組塊的垂向重心、緩沖裝置的垂向及側(cè)向受力以及不同海況下結(jié)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)和受力特征進(jìn)行了研究。

1 雙船浮托安裝過(guò)程及分析理論

1.1 雙船浮托安裝過(guò)程

雙船浮托安裝過(guò)程大體分為如下幾個(gè)階段，如圖1所示。

圖1 雙船浮托安裝過(guò)程示意Fig.1 Diagram of the twin-barge installation

1) 滑移裝船、單船運(yùn)輸：如圖1(a)所示，上部組塊在相關(guān)裝備輔助下滑移至運(yùn)輸駁船上，隨后整體由拖輪拖航至安裝地點(diǎn)附近并進(jìn)行系泊定位。

2) 駁船就位、單船轉(zhuǎn)雙船：如圖1(b)所示，2艘浮托駁船向運(yùn)輸駁船靠攏，通過(guò)協(xié)同控制卷錨機(jī)和縱蕩護(hù)舷使組塊支撐點(diǎn)與駁船甲板緩沖裝置(deck support unit，DSU)對(duì)齊。增大運(yùn)輸駁船吃水、降低組塊高度，組塊重量逐漸轉(zhuǎn)移至浮托駁船。重量完全轉(zhuǎn)移后組塊與運(yùn)輸駁船分離，運(yùn)輸駁船撤離。

3) 雙船進(jìn)入、荷載轉(zhuǎn)移：如圖1(c)所示，浮托駁船與上部組塊整體靠近導(dǎo)管架，調(diào)整交叉系纜使組塊插尖與導(dǎo)管架樁腿緩沖裝置(leg mating unit,LMU)對(duì)齊。通過(guò)增加浮托駁船吃水、降低組塊高度，組塊重量通過(guò)插尖和LMU逐漸轉(zhuǎn)移至導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)上。

4) 雙船撤離、安裝完成：如圖1(d)所示，組塊重量完全轉(zhuǎn)移至導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)后，進(jìn)一步增加浮托駁船吃水使組塊支撐點(diǎn)與浮托駁船DSU分離。當(dāng)兩者間距足夠大時(shí)浮托駁船撤離，安裝完成。

雙船浮托安裝涉及2次荷載轉(zhuǎn)移，由于組塊支撐點(diǎn)與浮托駁船DSU、組塊插尖與導(dǎo)管架LMU的間距非常小，環(huán)境荷載作用下3艘駁船及上部組塊發(fā)生復(fù)雜耦合作用，而組塊、駁船及導(dǎo)管架之間將發(fā)生劇烈的碰撞，故荷載轉(zhuǎn)移過(guò)程對(duì)浮托安裝作業(yè)的成敗具有決定性的作用，本文將對(duì)上部組塊由浮托駁船轉(zhuǎn)移至導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)這一連續(xù)過(guò)程進(jìn)行研究。

1.2 雙船浮托安裝耦合動(dòng)力分析理論

1.2.1 單浮體運(yùn)動(dòng)控制方程

在剛體假設(shè)條件下，根據(jù)牛頓第二定律可得環(huán)境荷載作用下浮托駁船重心位置處的六自由度運(yùn)動(dòng)控制方程[12]：

(1)

式中：M和I分別為駁船的質(zhì)量和轉(zhuǎn)動(dòng)慣量矩陣；A為駁船的附加質(zhì)量矩陣；υ和ω分別是駁船水平速度和轉(zhuǎn)動(dòng)速度向量；x和θ分別是駁船水平位移和轉(zhuǎn)動(dòng)角度向量；t為時(shí)間變量；K為駁船靜水回復(fù)力剛度矩陣；f和m分別是駁船受到的力和力矩，f的表達(dá)式為：

fmooring+fcoupled+fex

(2)

根據(jù)駁船頻域運(yùn)動(dòng)方程和時(shí)域運(yùn)動(dòng)方程的對(duì)應(yīng)關(guān)系，可將單駁船運(yùn)動(dòng)控制方程進(jìn)一步表示為：

(3)

式中：A(∞)為駁船強(qiáng)迫運(yùn)動(dòng)頻率為無(wú)窮時(shí)對(duì)應(yīng)的附加質(zhì)量矩陣；R(t-τ)浮體的延遲函數(shù)，可通過(guò)下式計(jì)算得到：

(4)

式中B(ω)為駁船勢(shì)流阻尼矩陣。

1.2.2 多浮體運(yùn)動(dòng)控制方程

雙船浮托安裝涉及浮托駁船、上部組塊以及導(dǎo)管架基礎(chǔ)等多個(gè)結(jié)構(gòu)，多個(gè)結(jié)構(gòu)相互耦合、相互干涉?？紤]多體結(jié)構(gòu)之間的耦合效應(yīng)，浮托駁船及上部組塊的運(yùn)動(dòng)方程可表示為:

(5)

(6)

式中：Ma和Mb分別為浮托駁船A和浮托駁船B的質(zhì)量矩陣；Aa(∞)和Ab(∞)分別為浮托駁船A和浮托駁船B頻率無(wú)窮大時(shí)強(qiáng)迫運(yùn)動(dòng)時(shí)的附加質(zhì)量矩陣；Aab(∞)和Aba(∞)為兩艘浮托駁船毗鄰布置而引起的附加質(zhì)量矩陣；ξ1和ξ2分別為兩艘浮托駁船的位移向量；Ra(t-τ)、Rb(t-τ)、Rab(t-τ)和Rba(t-τ)分別為浮托駁船A和浮托駁船B對(duì)應(yīng)的延遲函數(shù)矩陣，以及駁船相互干涉產(chǎn)生的延遲函數(shù)矩陣；Ka和Kb分別為浮托駁船A和浮托駁船B的靜水回復(fù)力剛度矩陣；F1和F2分別為浮托駁船A和浮托駁船B對(duì)應(yīng)荷載向量；MT為上部組塊的質(zhì)量矩陣；DT為上部組塊的阻尼矩陣；KT為上部組塊的回復(fù)力剛度矩陣，與約束條件有關(guān)；ξ3為上部組塊的位移；F3為上部組塊受到的外荷載，包括自身重力、浮托駁船的支撐力、上部組塊與浮托駁船之間的碰撞力以及上部組塊所受的風(fēng)荷載等。

2 環(huán)境條件及數(shù)值模型

2.1 環(huán)境條件

為探究隨機(jī)波浪作用下雙船浮托安裝荷載連續(xù)轉(zhuǎn)移過(guò)程中駁船的響應(yīng)特性，根據(jù)目標(biāo)安裝海域的水文資料，選取了6組不同海況進(jìn)行研究，并采用JONSWAP譜表征隨機(jī)波浪的能量分布，所選海況的波浪參數(shù)如表1所示。

表1 隨機(jī)海況的波浪參數(shù)Table 1 Wave parameters of the selected sea states

2.2 導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)

目標(biāo)導(dǎo)管架平臺(tái)為六樁腿平臺(tái)，工作水深為25.00 m，長(zhǎng)32.00 m，寬30.20 m，高33.40 m。上部組塊長(zhǎng)81.00 m，寬50.00 m，高21.25 m，重10 000 t。上部組塊底層甲板下方設(shè)有6個(gè)插尖與導(dǎo)管架樁腿LMU對(duì)接，插尖的外側(cè)設(shè)有6個(gè)支撐點(diǎn)與浮托駁船DSU對(duì)接。上部組塊主要參數(shù)如表2所示。

2.3 浮托駁船結(jié)構(gòu)

浮托駁船系統(tǒng)為2艘完全相同的半潛式駁船，駁船總長(zhǎng)153.20 m，型寬為38.00 m，型深為9.00 m，主要參數(shù)如表3所示。

表2 上部組塊主要參數(shù)Table 2 Main particulars of the topside m

表3 浮托駁船的主要參數(shù)Table 3 Main particulars of the barge

2.4 DSU/LMU

DSU和LMU是海洋平臺(tái)安裝中常見(jiàn)的機(jī)械緩沖裝置，如圖2所示，其內(nèi)部的垂向和橫向橡膠構(gòu)件可有效吸收碰撞產(chǎn)生的沖擊能量，底部的沙箱可避免緩沖過(guò)程中的剛性碰撞。在數(shù)值模擬中，DSU與LMU的垂向及橫向橡膠材質(zhì)構(gòu)件可簡(jiǎn)化為彈簧阻尼模型。

圖2 緩沖裝置示意Fig.2 Diagram of the buffers

數(shù)值模型共有6個(gè)LMU和DSU，其中LMU安裝于導(dǎo)管架樁腿頂端，DSU安裝于2艘浮托駁船的甲板上，LMU和DSU的位置關(guān)系如圖3所示。

2.5 雙船浮托安裝荷載連續(xù)轉(zhuǎn)移耦合動(dòng)力分析模型

為探究雙船浮托安裝荷載連續(xù)轉(zhuǎn)移下浮托安裝系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)特性及受力特征，利用隨時(shí)間變化的質(zhì)量點(diǎn)近似模擬浮托駁船的連續(xù)壓載過(guò)程，建立了雙船浮托安裝荷載連續(xù)轉(zhuǎn)移耦合動(dòng)力分析模型，如圖4所示。導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)固定于海底，組塊通過(guò)DSU支撐在駁船甲板上，駁船外側(cè)以系泊纜與海底相連，內(nèi)側(cè)以纜繩與導(dǎo)管架相連，浮托駁船系泊系統(tǒng)的布置如圖4所示，系泊系統(tǒng)參數(shù)見(jiàn)表4。

為清晰地描述荷載連續(xù)轉(zhuǎn)移過(guò)程，根據(jù)上部組塊與DSU和LMU的相對(duì)位置關(guān)系，將荷載連續(xù)轉(zhuǎn)移過(guò)程劃分成6個(gè)密切相關(guān)的階段，不同階段上部組塊與DSU和LMU的相對(duì)關(guān)系如圖5所示。

圖3 DSU和LMU位置關(guān)系示意Fig.3 Diagram of the positions between DSUs and LMUs

圖4 雙船浮托安裝荷載連續(xù)轉(zhuǎn)移耦合動(dòng)力分析模型Fig.4 Coupled dynamic analysis model of twin-barge float-over installation considering continuous loads transfer effect

表4 系泊系統(tǒng)的主要參數(shù)Table 4 Main parameters of the mooring system

1) 預(yù)對(duì)接階段：上部組塊插尖與LMU接收器頂端間距逐漸減小至兩者平齊的過(guò)程，此過(guò)程中上部組塊的重量完全由DSU承載，浮托駁船吃水由5 m增加至5.7 m，排水量增加2 647 t。

2) 荷載轉(zhuǎn)移第1階段：上部組塊插尖從LMU接收器頂端逐漸下移至LMU接收器底端的過(guò)程，此過(guò)程中上部組塊的重量開(kāi)始轉(zhuǎn)移至導(dǎo)管架樁腿上，浮托駁船吃水增加0.45 m，排水量增加1 715 t。

3) 荷載轉(zhuǎn)移第2階段：LMU沖程未壓縮至LMU沖程完全壓縮的過(guò)程，此過(guò)程中上部組塊的重量由LMU和DSU共同承擔(dān)，駁船吃水增加0.30 m，排水量增加1 965 t。

圖5 LMU和DSU對(duì)接示意Fig.5 Diagram of mating process on LMUs and DSUs

4) 荷載轉(zhuǎn)移第3階段：DSU沖程由完全壓縮至完全放開(kāi)的過(guò)程，此過(guò)程中上部組塊位置基本保持不變，其重量主要由LMU承擔(dān)，駁船吃水增加0.30 m，排水量增加2 234 t。

5) 荷載轉(zhuǎn)移第4階段：上部組塊支撐點(diǎn)與DSU接收器由完全接觸至兩者平齊的過(guò)程，此過(guò)程上部組塊位置基本保持不變，其重量主要由LMU承擔(dān)，駁船吃水增加0.35 m，排水量增加2 489 t。

6) 退船階段：上部組塊支撐點(diǎn)與DSU接收器頂端平齊至間隔一定距離的過(guò)程，此過(guò)程上部組塊位置基本不變，其重量主要由LMU承擔(dān)，駁船吃水增加0.96 m，最終吃水為8.06 m，排水量增加4 430 t，最終排水量為34 280 t。

實(shí)際浮托安裝荷載轉(zhuǎn)移過(guò)程大約持續(xù)6 h，合理考慮退船時(shí)間，整個(gè)荷載連續(xù)轉(zhuǎn)移過(guò)程約為7 h(25 200 s)，模擬時(shí)間步長(zhǎng)為0.02 s，在每個(gè)時(shí)間步內(nèi)對(duì)模型的重量、重心、慣性矩等參數(shù)進(jìn)行更新。荷載連續(xù)轉(zhuǎn)移過(guò)程中不同階段駁船壓載水量的增加按照隨時(shí)間均勻變化的方式進(jìn)行模擬，壓載水質(zhì)量變化規(guī)律如圖6所示。

圖6 壓載水質(zhì)量隨時(shí)間變化的曲線(xiàn)Fig.6 Curve of ballast water with time

3 荷載連續(xù)轉(zhuǎn)移過(guò)程浮托安裝系統(tǒng)的運(yùn)動(dòng)及受力特性

3.1 上部組塊和駁船重心垂向位置連續(xù)變化特性

為驗(yàn)證建立的荷載連續(xù)轉(zhuǎn)移模擬方法的有效性，首先對(duì)靜水條件下上部組塊和浮托駁船重心垂向位置變化規(guī)律進(jìn)行研究，結(jié)果如圖7所示。

圖7 駁船及上部組塊垂向位置變化曲線(xiàn)Fig.7 Curves of the vertical positions of the barge and topside

由圖7可知，預(yù)對(duì)接階段持續(xù)4 070 s，此階段駁船與上部組塊的垂向重心均下降了0.70 m，與預(yù)設(shè)值相符；荷載轉(zhuǎn)移第1階段持續(xù)2 640 s，駁船和上部組塊垂向重心下降了0.45 m，與預(yù)設(shè)值相符，表明在此之前組塊重量完全由駁船承載；荷載轉(zhuǎn)移第2階段持續(xù)3 020 s，駁船垂向重心下降了0.30 m，與預(yù)設(shè)值相符，但由于上部組塊插尖與導(dǎo)管架LMU接收器發(fā)生接觸，受LMU垂向彈簧作用，上部組塊垂向重心僅下降了0.10 m；荷載轉(zhuǎn)移第3階段持續(xù)3 440 s，駁船垂向重心下降0.30 m，而組塊垂向重心下降0.08 m，此時(shí)組塊重量開(kāi)始向?qū)Ч芗苻D(zhuǎn)移；荷載轉(zhuǎn)移第4階段持續(xù)時(shí)間為3 830 s，駁船垂向重心下降0.35 m，組塊垂向重心下降0.07 m，組塊重量逐步由駁船轉(zhuǎn)移至導(dǎo)管架上；退船階段持續(xù)8 200 s，分為2部分，第1部分持續(xù)6 800 s，駁船垂向重心下降0.96 m，而組塊垂向重心下降0.05 m，第2部分持續(xù)時(shí)間為1 400 s，駁船和上部組塊垂向重心均不再變化，上部組塊安裝完成。

由駁船和上部組塊垂向重心位置變化規(guī)律可知，本文建立的雙船浮托安裝荷載連續(xù)轉(zhuǎn)移模擬方法可準(zhǔn)確地模擬上部組塊荷載連續(xù)轉(zhuǎn)移過(guò)程，數(shù)值模擬結(jié)果與預(yù)設(shè)結(jié)果非常接近。

3.2 LMU及DSU垂向受力特性

在有效波高0.5 m、跨零周期4.0 s、順向波浪作用下，緩沖裝置的垂向受力如圖8所示。

圖8 LMU和DSU垂向受力變化Fig.8 Curves of the vertical forces of the LMUs and DSUs

圖中有5個(gè)現(xiàn)象需要特別注意。1)作用在不同DSU和LMU上的垂向荷載具有差異性，其中作用在DSU1/LMU1上的垂向荷載大于DSU2/LMU2上的垂向荷載，兩者均大于DSU3/LMU3上的垂向荷載，這是因?yàn)樯喜拷M塊位于浮托駁船的中后部，浮托駁船在浮力和重力的共同作用下將產(chǎn)生一定的縱傾，導(dǎo)致靠近駁船重心處的DSU1和LMU1受到的垂向荷載大于遠(yuǎn)離駁船重心處DSU3和LMU3受到的垂向荷載；2)在預(yù)對(duì)接和荷載轉(zhuǎn)移第1階段，DSU受到的垂向荷載保持恒定，而LMU受到的垂向荷載基本為零，表明組塊重量完全由駁船承載，組塊插尖與導(dǎo)管架LMU接收器之間無(wú)明顯作用，荷載未轉(zhuǎn)移；3)在荷載轉(zhuǎn)移第2、3、4階段，不同DSU受到的垂向荷載逐漸減小，與之對(duì)應(yīng)的LMU垂向荷載逐漸增大，兩者之和恒定，表明組塊重量由浮托駁船逐漸轉(zhuǎn)移至導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)，組塊重量由DSU和LMU共同承載；4)由于駁船縱傾，不同DSU和LMU之間荷載轉(zhuǎn)移開(kāi)始的時(shí)間及轉(zhuǎn)移速率具有差異性，其中DSU1荷載轉(zhuǎn)移開(kāi)始時(shí)間晚于DSU2，且兩者均晚于DSU3。但DSU1荷載轉(zhuǎn)移速度最快，其垂向荷載最先減小為零，DSU2次之，DSU3最慢。DSU1率先與上部組塊支撐點(diǎn)發(fā)生分離，DSU2隨后，DSU3最后分離；5)退船初始階段，DSU和LMU的動(dòng)態(tài)垂向荷載幅值明顯增大，因?yàn)椴糠諨SU與組塊脫離導(dǎo)致駁船運(yùn)動(dòng)幅值增大，引發(fā)DSU/LMU與組塊碰撞。隨著駁船吃水進(jìn)一步增加，DSU垂向荷載逐漸減小為零，LMU垂向荷載逐漸穩(wěn)定，浮托安裝完成。值得注意的是，這一特殊現(xiàn)象在常規(guī)分階段方法從未觀測(cè)到。

3.3 LMU及DSU側(cè)向受力特性

通過(guò)設(shè)置沿環(huán)向布置的彈簧模擬DSU和LMU的側(cè)向約束作用，在有效波高0.5 m、跨領(lǐng)周期4.0 s、順向波浪作用下，緩沖裝置的側(cè)向受力如圖9所示。由圖9可知，在預(yù)對(duì)接階段，駁船的運(yùn)動(dòng)導(dǎo)致上部組塊支撐點(diǎn)和DSU之間發(fā)生相對(duì)運(yùn)動(dòng)，DSU受到側(cè)向沖擊荷載的作用，但上部組塊插尖與LMU無(wú)接觸，故LMU未受到側(cè)向碰撞荷載；在荷載轉(zhuǎn)移第1階段，上部組塊的插尖開(kāi)始進(jìn)入LMU接收范圍，駁船運(yùn)動(dòng)使組塊插尖與LMU發(fā)生側(cè)向碰撞，而兩者的碰撞將加劇組塊支撐點(diǎn)與DSU的碰撞，故此時(shí)DSU和LMU均受到較大的側(cè)向碰撞力；在荷載轉(zhuǎn)移第2～4階段，組塊支撐點(diǎn)一直處在DSU接收器內(nèi)，且插尖位于LMU接收器內(nèi)，駁船運(yùn)動(dòng)將引發(fā)DSU和LMU的側(cè)向碰撞；在退船階段，組塊支撐點(diǎn)與DSU接收器逐漸分離，駁船運(yùn)動(dòng)對(duì)組塊運(yùn)動(dòng)的影響逐漸減弱，故DSU和LMU的側(cè)向碰撞力將逐漸減小為零。由于駁船縱傾，不同DSU所受側(cè)向碰撞力的變化規(guī)律有所不同，其中DSU1受到的側(cè)向荷載最先減小為零，其次是DSU2，最后是DSU3，而LMU側(cè)向荷載變化規(guī)律基本相同。

由分析結(jié)果可知，在荷載轉(zhuǎn)移過(guò)程中DSU和LMU將會(huì)受到顯著的橫向碰撞荷載，尤其是在上部組塊插尖進(jìn)入LMU接收器或上部組塊支撐點(diǎn)脫離DSU接收器的瞬間，兩者受到的沖擊荷載均會(huì)發(fā)生顯著的變化，在實(shí)際施工作業(yè)過(guò)程中需要特別注意，同時(shí)這也是常規(guī)分階段模擬中無(wú)法捕捉到的現(xiàn)象。

3.4 不同海況下雙船浮托安裝系統(tǒng)運(yùn)動(dòng)及受力特性

基于雙船浮托安裝荷載連續(xù)轉(zhuǎn)移數(shù)值模型，對(duì)不同海況下浮托安裝系統(tǒng)的運(yùn)動(dòng)及受力特性進(jìn)行了系統(tǒng)的研究。不同海況下上部組塊插尖與導(dǎo)管架LMU接收器之間的水平相對(duì)運(yùn)動(dòng)如圖10所示，由于篇幅有限，僅選取LMU1處的數(shù)據(jù)進(jìn)行分析。

由圖10可知，順向波浪下組塊插尖與LMU接收器之間的水平相對(duì)運(yùn)動(dòng)具有相似規(guī)律。在預(yù)對(duì)接階段，插尖與LMU接收器間距較大，LMU側(cè)向剛度對(duì)組塊的運(yùn)動(dòng)無(wú)約束作用，兩者的水平相對(duì)運(yùn)動(dòng)較大；在荷載轉(zhuǎn)移階段，隨著組塊插尖逐漸進(jìn)入LMU接收器，LMU側(cè)向剛度將對(duì)組塊運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生約束作用，兩者的水平相對(duì)運(yùn)動(dòng)迅速減小。此外，隨著波高和周期增加，插尖與LMU接收器的水平相對(duì)運(yùn)動(dòng)急劇增大，且順浪向的相對(duì)運(yùn)動(dòng)明顯大于橫浪向的相對(duì)運(yùn)動(dòng)，表明安裝環(huán)境對(duì)浮托安裝作業(yè)具有顯著影響。大多數(shù)海況下組塊插尖與LMU接收器的水平相對(duì)運(yùn)動(dòng)最大值均小于LMU接收器的半徑，即上部組塊插尖可順利進(jìn)入LMU接收器完成荷載轉(zhuǎn)移過(guò)程。而在波高1.0 m，周期6.0 s順向波浪的作用下，組塊插尖與LMU接收器在預(yù)對(duì)接階段的水平相對(duì)運(yùn)動(dòng)最大值大于LMU接收器的半徑，但在預(yù)對(duì)接的后期，由于上部組塊的插尖與導(dǎo)管架基礎(chǔ)LMU之間的間距非常小，浮托駁船和上部組塊的運(yùn)動(dòng)將會(huì)導(dǎo)致插尖與LMU之間的短暫接觸，兩者發(fā)生接觸后，2艘浮托駁船、上部組塊、導(dǎo)管架基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)可以看成一個(gè)整體，由于導(dǎo)管架基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的約束作用，整個(gè)浮托安裝系統(tǒng)抵抗波浪荷載的能力顯著提升，駁船的動(dòng)力特性發(fā)生顯著變化，運(yùn)動(dòng)響應(yīng)將明顯降低，與之對(duì)應(yīng)的組塊插尖與LMU接收器的水平相對(duì)運(yùn)動(dòng)顯著減小，滿(mǎn)足對(duì)接要求，而這一特殊現(xiàn)象在傳統(tǒng)分階段模擬中未出現(xiàn)。

圖9 DSU和LMU側(cè)向受力曲線(xiàn)Fig.9 Curves of the lateral forces on DSUs and LMUs

圖10 不同海況下組塊插尖與LMU接收器的水平相對(duì)運(yùn)動(dòng)LMU半徑(R=0.35 m)Fig.10 Horizontal relative motion of the topside tip to the LMU receiver under different sea states LMU半徑(R=0.35 m)

以DSU1和LMU1的垂向荷載數(shù)據(jù)為例，不同海況下DSU和LMU受到的垂向荷載如圖11所示。由圖可知，不同海況下DSU和LMU垂向受力的整體變化規(guī)律相似，但有4點(diǎn)不同：1)在相同浪向下，隨著輸入波浪參數(shù)的增大，DSU和LMU垂向受力幅值的變化范圍顯著增加，這是因?yàn)椴ɡ嗽龃髮?dǎo)致駁船運(yùn)動(dòng)響應(yīng)加劇，使上部組塊與駁船之間的相對(duì)運(yùn)動(dòng)增大，產(chǎn)生更大的垂向動(dòng)態(tài)荷載，此現(xiàn)象可由組塊插尖與LMU的水平相對(duì)運(yùn)動(dòng)規(guī)律證實(shí)；2)當(dāng)DSU的垂向荷載減小為零時(shí)，LMU的垂向荷載呈先增大后減小最后穩(wěn)定的變化趨勢(shì)，是因?yàn)樯喜拷M塊支撐點(diǎn)與駁船DSU的分離不同步，在某些支撐點(diǎn)與DSU分離的瞬間，駁船的約束力驟變，運(yùn)動(dòng)響應(yīng)隨之劇增，此運(yùn)動(dòng)通過(guò)未分離的DSU傳遞至上部組塊，導(dǎo)致LMU垂向荷載增大。當(dāng)組塊所有支撐點(diǎn)均與DSU分離后，上部組塊逐漸趨于穩(wěn)定，LMU的垂向荷載也逐漸趨近于常數(shù)，這一特殊現(xiàn)象在傳統(tǒng)分階段模擬中未出現(xiàn)；3)橫向波浪作用下DSU和LMU的垂向動(dòng)態(tài)荷載大于斜向波浪，兩者均大于順向波浪作用下DSU和LMU的垂向動(dòng)態(tài)荷載，且在退船階段橫向波浪作用下組塊插尖與LMU之間存在顯著沖擊荷載。這是因?yàn)樾毕虿ɡ撕蜋M向波浪均有橫向波浪荷載分量，在橫向波浪荷載作用下駁船的橫搖運(yùn)動(dòng)響應(yīng)較大，導(dǎo)致組塊與DSU和LMU之間的碰撞較大，因此在浮托安裝作業(yè)過(guò)程中需要特別注意波浪方向的影響。

圖11 不同海況下DSU和LMU受到的垂向沖擊荷載Fig.11 Vertical impact loads of LMU and DSU under different sea states

4 結(jié)論

1) 隨著駁船壓載水的增加，駁船和上部組塊的垂向位置連續(xù)下降，且降幅與預(yù)設(shè)值基本相符，表明本文提出的方法可以準(zhǔn)確描述雙船浮托安裝的荷載連續(xù)轉(zhuǎn)移過(guò)程。

2) 隨著駁船的壓載，DSU的垂向荷載逐漸減小，與之對(duì)應(yīng)的LMU垂向荷載增加，兩者之和基本保持恒定。由于駁船的縱傾效應(yīng)，不同DSU和LMU受到的垂向荷載大小、荷載轉(zhuǎn)移開(kāi)始及結(jié)束的時(shí)刻和轉(zhuǎn)移速率存在顯著差異，此現(xiàn)象為荷載連續(xù)轉(zhuǎn)移過(guò)程的特有現(xiàn)象。

3) 在預(yù)對(duì)接階段上部組塊插尖與LMU接收器之間的水平相對(duì)運(yùn)動(dòng)明顯大于其他階段的水平相對(duì)運(yùn)動(dòng)，且這種相對(duì)運(yùn)動(dòng)會(huì)隨著波浪環(huán)境的惡劣程度顯著增加，但均能順利完成對(duì)接。

4) 橫向波浪作用下緩沖裝置所受垂向動(dòng)態(tài)荷載明顯大于其他方向，且垂向動(dòng)態(tài)荷載會(huì)隨輸入波浪環(huán)境的惡劣程度而顯著增加。