辅助钻井多浮体系统系泊截断设计与分析

杨 旭，隋海波，康 庄，陈国龙

(1.中海油研究总院有限责任公司，北京 100028；2.哈尔滨工程大学 船舶工程学院，黑龙江 哈尔滨 150001)

0 引 言

辅助钻井(Tender Assisted Drilling，TAD)多浮体系统能够显著减少钻井平台的生产设备对甲板空间的要求，增加钻井平台的装载能力，从而增加其作业水深；同时，辅助平台可为工作人员提供较为舒适的工作空间，在发生紧急情况时，可由钻井平台转移至辅助平台，提高安全性。为研究TAD多浮体系统作业时各浮体的运动状态，一般采用数值模拟和模型试验方法。若试验水池无法满足在一定缩尺比下TAD多浮体系统系泊线的布置形态，则需要对系泊线进行截断设计，改变其长度、材料特性等使截断后各系泊线的回复力特性与全尺度状态有较好的吻合度，保证模型试验的准确性。

MOLINS等[1]对悬链线系泊模型开展水平截断设计与优化，截断后的各系泊线与全尺度时的状态有一定的差异，其设计得到的水平回复力吻合较好，但截断形式导致垂向回复力增加，影响浮体的吃水。王宏伟等[2]对张紧式系泊系统提出用弹簧系统代替被截断系泊线的方法，将FPSO的作业水深由3 000 m等效截断至500 m，且系泊线的预张力、静力特性曲线、平台总体响应和系泊线受力都符合良好，有效地模拟了截断程序较大时的动力相似问题。王宏伟等[2-4]、ZHANG等[5]、苏一华等[6-7]和莫建等[8]对截断设计的研究较为深入，对多种单浮体模型试验进行截断设计，验证截断试验的合理性与可靠性。然而有关TAD多浮体系统截断的研究相对较少。

本文根据哈尔滨工程大学综合实验水池尺寸，基于静力相似准则，开展多浮体系泊系统等效水平截断设计与分析，并对比截断前后的计算结果，为模型试验提供设计依据。

1 截断准则与计算理论

1.1 等效截断设计

在目前的研究工作中，等效截断设计首先需要保证截断前后系泊线的静力相似，然后再进行动态时历曲线的对比优化。同时做到静力和动力特性完全相似难度较高，需要调整系泊线的长度、刚度、单位长度质量等参数，使截断前后静力特性曲线达到较好的吻合度，从而使动力特性能够较好地吻合。目前公认需满足的等效设计准则[9]主要有以下几点：

(1)等效截断与全尺度下系泊线和立管的数量、方位角一致；

(2)等效截断与全尺度下系泊系统和立管系统的静回复力特性一致；

(3)等效截断与全尺度下单根系泊线和立管的受力特性一致；

(4)等效截断与全尺度下浮体的运动响应一致。

TAD系统系泊线由3部分组成，自上至下的组成材料分别为钢丝绳-聚酯缆-锚链。在截断设计时，保持顶部与底部的系泊线长度与特性不变，仅对中间部分的聚酯缆进行截断，根据上述等效截断准则，按照传统的截断设计方案，主要设计步骤如下：

(1)确定截断因子γt：

(1)

式中：Lt为根据设计需要截断后系泊线全长；Lf为全尺度下系泊线全长。

(2)确定截断后中间段聚酯缆长度Ltm：

Ltm=Lfγt-Lu-Lb

(2)

式中：Lu和Lb分别为顶部和底部系泊线的原始长度。

(3)确定中间段聚酯缆的截断因子μ：

(3)

式中：Lfm为全尺度下中间段聚酯缆的长度。

(4)确定截断后中间段聚酯缆的轴向刚度EAt，单位长度质量Mt和直径Dt：

EAt=EAfμ

(4)

Mt=Mf/μ

(5)

(6)

式(4)～式(6)中：EAf、Mf、Df分别为全尺度下的轴向刚度、单位长度质量和直径。

1.2 多浮体时域耦合运动方程

多浮体时域耦合运动求解方程[10]可写为

(7)

式中：M为浮体质量矩阵；Ma(∞)为浮体附加质量矩阵，下标i和j分别表示浮体1和浮体2；K为静水回复力刚度矩阵；F为浮体受到的环境载荷(包括波浪力、风力、流力)与系泊系统载荷；h(t)为延迟函数，可考虑流动的记忆效应，通过式(8)进行求解：

(8)

式中：c(ω)和a(ω)分别为波浪频率为ω时的势流阻尼和附加质量。

采用DNV商业水动力计算软件Sesam对多浮体系统进行系泊截断设计与时域耦合计算。在整体截断设计中，采用GeniE模块建模，HydroD模块进行水动力频域分析，并将频域计算结果导入系泊时域计算模块SIMA进行系泊线截断设计与计算。

2 系泊系统截断设计

2.1 TAD模型介绍

TAD多浮体系统由半潜式辅助平台tender和钻井平台TLP组成，tender的水下结构主要由六立柱、双浮箱和三横撑组成，其浮箱首尾结构形式为非对称型，首部为方形，指向TLP。在2个平台进行钻井作业时，水下部分的浮体外缘相距22 m，且平台之间采用4根连接缆进行连接。TAD多浮体系统计算模型如图1所示。

图1 TAD多浮体系统计算模型

tender和TLP的具体参数如表1和表2所示。

表1 tender参数

表2 TLP参数

TAD系统作业环境为西非海域，常年海况下的每分钟平均风速为11.78 m/s，浪参数如表3所示，流速如表4所示。考虑到钻井作业不能够在极端恶劣的条件下进行，因此采取的常年海况重现期均为1 a。

表3 常年海况下浪参数

表4 常年海况下流速 m/s

2.2 全尺度系泊线参数

在TAD系泊系统中，tender采用半张紧式多点系泊方式，TLP除自身用于系泊的张力筋和用于生产的顶张紧式立管外，还由于多浮体系统的作业特性而增加2根防止TLP与tender发生碰撞的回拉缆，此回拉缆的组成与tender的系泊线相同。TAD系泊系统如图2所示，其中：tender的系泊线(TDR1～TDR8)共有8根，两两关于其x轴方向对称；TLP的2根回拉缆(TLP1和TLP2)采用同样的对称设置。根据试验水池尺寸的要求，需要对tender的系泊线及TLP的回拉缆进行水平截断设计。

由图2可知，TAD多浮体系统的系泊线布置形式为关于x轴的对称结构，其中tender的系泊线TDR1～TDR4的力的作用方向不是关于浮体中心对称的，这是由tender在待机状态向工作状态转换时向TLP靠近，各系泊线的长度发生变化而导致的。

图2 全尺度TAD系泊系统

TAD多浮体系统的系泊线长度不一，由于其作业性质，在转换工作状态时，通过伸长或收缩系泊线使tender达到指定位置，因此系泊线顶部钢丝绳部分的长度是变化的，而相对应的中间聚酯缆及底部锚链的长度都是固定的。在本次截断设计中，顶部与底部的系泊线长度与特性不变，只对系泊线的聚酯缆部分的缆线属性进行设计。全尺度下系泊线聚酯缆部分的参数如表5所示。

表5 全尺度系泊线聚酯缆段参数

2.3 截断设计参数

考虑到实际水池尺寸的影响及变换浪向的需要，对每根系泊线设计能满足要求的合理截断长度，根据图2中的布置形式，给出TDR1～TDR4和TLP2系泊线的具体参数，如表6所示。

表6 截断系泊线聚酯缆参数

图3给出了经水平截断后的系泊线布置形态，其中图3(a)显示了水平截断的锚点布置，在此布置形态中，锚点关于tender中心(即总体坐标系原点)对称，这样设计是为了在水池中能够方便地更换浪向。由于水池的造波机只能单向造波，更换浪向时需将锚点位置进行转移。由图3(b)与图2(b)的对比可知，半张紧式系泊线经水平截断后，其顶部张角与全尺度时有一定的差异，在计算结果中将加以细致的分析与讨论。

图3 水平截断TAD系泊系统

3 计算结果与分析

3.1 静力计算结果

对于静力计算结果，需要对比分析的参数主要是各系泊线的顶部张力以及浮体在各方向上的水平回复力和垂向回复力，若各项指标都能够较好地吻合则证明该截断设计是较为合理的。在截断计算结果中，由于系泊线较多，且一些具有对称性的系泊线截断结果较为相似，因此只给出具有代表性的TDR1、TDR4和TLP2的对比结果以及浮体总体系泊系统回复力结果。

图4为TDR1、TDR4和TLP2等3条系泊线分别在纵向位移与横向位移时的水平回复力曲线。纵向位移为2个浮体沿x轴运动，横向位移为2个浮体沿y轴运动。

图4 典型系泊线水平回复力曲线

由图4可知：当系泊线横向位移正向增大时，系泊线受拉，与截断前相比截断后的水平回复力误差约为2%；当系泊线的横向位移负向增大时，此时系泊线处于较为松弛的状态，截断后的水平回复力误差约为10%。在实际生产作业中，张紧式系泊线使浮体的横荡运动范围较小，因此发生较大的横向位移的情况在此仅提供一定程度的参考。

图5为TDR1、TDR4和TLP2等3条系泊线分别在纵向位移与横向位移时的顶部张力曲线。

由图5可知，每条系泊线的顶部张力曲线在截断后与全尺度状态下有一定程度的增大，其范围为10%～20%。出现此现象的原因主要是在水平截断后，系泊线的顶部张角与全尺度状态下有一定的差距，这导致在位移增大时系泊线上的张力增大。对比图4中的水平回复力与图5中的系泊线顶部张力的截断结果可知，由于顶部张角的变化，系泊线顶部张力增大的部分主要来自垂向回复力的增加，而水平回复力的截断效果较好，为防止浮体之间发生碰撞，需要尽可能保证水平回复力的误差较小，因此最终采用该截断方案。

图5 典型系泊线顶部张力曲线

TAD多浮体系统中tender的系泊线主要进行截断设计，而由于TLP的运动特性主要受其张力筋的作用，截断后的回拉缆对其运动造成的影响较小，因此对于浮体截断后的静力计算结果只分析tender的水平和垂向的回复力，如图6所示。

由图6可知：tender在纵向位移与横向位移时的水平回复力曲线在水平截断之后与全尺度状态下的曲线吻合度较高，误差较小；此时垂向回复力在截断后相较于全尺度时受力已较大，且误差较大，这与图5所描述的现象是一致的。系泊线顶部张角的变化导致系泊线上的垂向回复力增大，进而使得浮体的垂向回复力增大，但综合考虑到TAD多浮体系统的作业特性，为防止浮体之间发生碰撞，截断设计保证了浮体的水平回复力在截断前后保持一致，而垂向回复力可通过调整浮体压载来调节吃水以不至于引起大的误差。

图6 tender水平回复力和垂向回复力曲线

3.2 时域计算结果

在进行静力结果对比之后，通常需要对截断后的系泊系统进行时域动态分析，并将其与全尺度下的计算结果进行对比，进而验证静力计算结果的合理性。考虑到该多浮体系统主要用于生产作业，因此选取重现期为1 a的风浪流组合的计算工况进行动态时域模拟，并对比分析每条系泊线上的张力时历和浮体的六自由度运动时历，其结果如表7所示。

表7 典型系泊线时域计算结果统计值

由表7可知，系泊线经过水平截断后，其时域动态计算结果比全尺度时系泊线的受力较大一些，这也与系泊线截断后顶部张角所产生的变化有关。为了最大可能地保证截断后的水平回复力与全尺度时相似，系泊线上的张力有一定程度的增大。典型系泊线的时历曲线如图7所示。由图7可知，系泊线上的张力的时域计算结果的变化规律较为相似，可认为系泊线上增大的张力可转换为浮体压载的增加。

图7 TDR1系泊线全尺度与水平截断时历曲线

TAD多浮体系统中浮体的全尺度与水平截断时域计算结果如表8～表11所示。

表8 tender纵荡、横荡、垂荡统计值 m

表9 tender横摇、纵摇、艏摇统计值 (°)

表10 TLP纵荡、横荡、垂荡统计值 m

表11 TLP横摇、纵摇、艏摇统计值 (°)

由表8～表11可知：tender的纵荡、横荡、横摇及纵摇等结果在截断后与全尺度状态对比差距较小，其误差在可接受范围内；tender垂荡最大值在截断后比全尺度时小约0.3 m，其均值相差0.23 m左右，误差也相对可以接受；TLP由于只有其回拉缆经过截断设计，因此平台的六自由度时域运动的结果在截断后与全尺度状态的对比下差异也较小。

图8和图9为tender在水平截断后与全尺度状态下的纵荡与垂荡运动时历曲线。由图8和图9可知：tender的纵荡运动在截断前后误差较小，曲线的吻合程度较好；经过水平截断后，tender的垂荡运动比全尺度时约有向下0.3 m的差距，但此误差可以接受。

图8 tender纵荡时历曲线

图9 tender垂荡时历曲线

4 结 论

对TAD多浮体系统的系泊线进行水平截断设计与分析，并对截断后的结果在静态与动态计算下与全尺度时的计算结果进行比较，结论如下：

(1)Tender在水平截断后的系泊线及平台的水平回复力曲线与全尺度状态下吻合程度较高，误差较小；垂向回复力曲线与全尺度状态下有一定的误差，此误差是由系泊线顶部张角的变化而产生的。

(2)各系泊线张力在时域动态计算结果中，经水平截断后比全尺度状态下的计算值较大，系泊线上的张力有所增加，这是为了保证水平回复力相似从而避免浮体产生碰撞而综合考虑的结果。

(3)各浮体在时域动态计算结果中，经水平截断后，其纵荡、横荡、纵摇及横摇等时域模拟结果均与全尺度状态下吻合程度较高；tender的垂荡运动比截断之前大约整体吃水增加0.3 m，此误差在可接受的范围之内。

经过上述分析，所设计的TAD多浮体系统的系泊线截断设计方案可为模型试验提供一定的数据依据。