NO337641B1

NO337641B1 - Fremgangsmåte for aktiv hivkompensering

Info

Publication number: NO337641B1
Application number: NO20092335A
Authority: NO
Inventors: Åge Kyllingstad
Original assignee: Nat Oilwell Varco Lp
Priority date: 2006-12-06
Filing date: 2009-06-18
Publication date: 2016-05-23
Also published as: US8265811B2; BRPI0622075B1; DK2092402T3; CA2671339A1; WO2008068445A1; BRPI0622075A2; NO20092335L; CA2671339C; US20100057279A1; EP2092402B1; EP2092402A1

Description

FREMGANGSMÅTE FOR AKTIV HIVKOMPENSERING

Den foreliggende oppfinnelse vedrører en fremgangsmåte for aktivt å kompensere for hiv i et fartøy, og en fremgangsmåte for å starte og stoppe aktiv hivkompensering. Det beskrives også en måleanordning for måling av hiv i et fartøy, et apparat for styring av fremgangsmåten, en fremgangsmåte for in-stallering og konfigurering av slikt apparat, og et datapro-gram som omfatter datamaskinutførbare instrukser for utførelse av fremgangsmåten.

Operasjonene til mange flytende fartøyer (f.eks. halvt nedsenkbare borerigger, boreskip og rørleggingsskip) blir hemmet av havdønninger. Havbølger tildeler fartøyet en bevegelse opp og ned (kjent som "hiv"), hvis periode kan variere fra noen få sekunder til 25 s eller så, og kan være fra noen få centi-meter til 15 m eller mer i amplitude. Denne bevegelse opp og ned bibringes en last som er festet til fartøyet. Under mange omstendigheter er bevegelsen av lasten høyst uønsket og endatil farlig for utstyr og personell. For eksempel under forsøk på å bore et borehull i havbunnen kan bevegelsen forårsake en tilsvarende bevegelse av borestrengen. Bevegelsen av borekro-nen opp og ned er høyst uønsket og begrenser sterkt riggens operasjonsvindu. For eksempel blir det anslått at i Nordsjøen går så mye som 20 % riggoperasjonstid tapt i "påvente av vær", dvs. i påvente av bedre vær hvor havet er roligere. Hivkompensering dreier seg om å redusere virkningen av denne opp-og-ned-bevegelse på en last som er festet til fartøyet. Det er kjent fremgangsmåter for såkalt "passiv" hivkompensering, hvilke er avhengig av at lasten er festet et annet sted (f.eks. til havbunnen). Havdønninger forårsaker at fartøyet beveger seg i forhold til lasten, og en passiv kompensator bruker trykkluft for å tilveiebringe en lavfrekvent dempe-virkning mellom lasten og fartøyet. Det finnes flere ulemper ved fremgangsmåter og apparater for passiv hivkompensering, herunder at vekten (typisk 100-150 tonn) av den passive kompensator må henges opp titalls meter over riggdekket, hvilket påvirker fartøyets tyngdepunkt, og at bruk av passiv kompensering er begrenset til laster som er festet til et annet punkt.

Fremgangsmåter for såkalt aktiv hivkompensering er blitt tatt i bruk innenfor fagfeltet i de senere år. En fremgangsmåte for aktiv hivkompensering innebærer måling av fartøyets bevegelse ved bruk av en måleanordning (for eksempel en Motion Reference Unit eller MRU - bevegelsesreferanseenhet) og bruk av et signal som representerer fartøyets bevegelse, for å styre en drivenhet til å forskyve koplingsanordningen (f.eks. løpeblokk, krankrok) i forhold til fartøyet. Dersom koplingsanordningen blir forskjøvet likt, men motsatt av, fartøyets bevegelse, kan hivet i prinsippet i det vesentlige oppheves. En stor fordel ved aktiv hivkompensering er at den ikke er avhengig av bevegelse av selve lasten i forhold til fartøyet før kompensering kan anvendes.

Den drivenhet som styrer bevegelse av koplingsanordningen, kan omfatte et vekselstrømsheisespill. Et heisespill er en kraftig (f.eks. 6 MW) vinsj som er koplet til koplingsanordningen via en kabel som passerer gjennom et taljearrangement. Inn- og utspoling av kabelen får koplingsanordningen til å heves og senkes i forhold til fartøyet. En operatørkommando (f.eks. om å heve eller senke lasten) blir overlagret på hivkompenseringen, slik at den ønskede bevegelse av lasten oppnås uten hensyn til fartøyets bevegelse.

Det er imidlertid i feltet blitt lagt merke til at slik aktiv hivkompensering har en feil på omtrent 10-20 % av hivamplitu-den. For en hivamplitude på 1 m kan lasten således være 0,1-0,2 m ute av posisjon. En slik feil er ikke akseptabel, særlig dersom det for eksempel føres ned en streng av rør fra overflaten for tilkopling til brønnhode på havbunnen.

Et annet problem med aktiv hivkompensering er at etter som amplituden til den bevegelse av fartøyet som skyldes hiv, øker, øker kravene til drivenheten for å oppnå full kompensering deretter. Før eller senere vil hver parameter for drivenheten nå sin grense: kraftgrenser, effektgrenser, hastighetsgrenser og/eller akselerasjonsgrenser. I denne situasjon kan det være farlig å holde den aktive hivkompensering i virksomhet siden en eller annen del vil kunne svikte og skade utstyr og/eller personell; likevel er det samtidig farlig å slå av aktiv hivkompensering siden fartøyets hiv kan forårsake lignende problemer. Den vanlige fremgangsmåte for å hånd-tere dette problem har vært å sette en konstant terskel for hver av parametrene; dersom én av parametrene overskrider den konstante terskel, blir aktiv hivkompensering slått av. Dette bringer imidlertid ikke egentlig det ovennevnte problem i or-den .

Et enda ytterligere problem med aktiv hivkompensering blir fremkalt ved aktivering og deaktivering av kompenseringen. Særlig kan det oppstå store svingninger i dreiemoment i de motorer som styrer lasten, når hivkompensering blir slått på eller av.

Dokument US 4104608 beskriver relevant kjent teknikk.

Den foreliggende oppfinnelse fremgår av krav 1.

Et første aspekt ved den foreliggende oppfinnelse er basert på den oppdagelse at det finnes feil som blir innført av det apparat som utfører aktiv hivkompensering, og at disse feil i det vesentlige kan korrigeres, hvorved nøyaktigheten i hivkompenseringen forbedres sterkt (i noen tilfeller blir ovennevnte feil redusert til omtrent 1-2 %). Feilene kan deles inn i tre hovedområder: (a) feil innført av fartøybevegelsesmåleanordningen;

(b) feil innført av drivenheten; og

(c) feil innført av friksjon i det apparat som er ansvarlig for å forskyve koplingsanordningen.

Korrigering eller redusering av feilene i ett eller hvilken som helst kombinasjon av (a)-(c), kan forbedre nøyaktigheten i den aktive hivkompensering.

Én av feilene i (a) er en lederfaseforvrengning eller såkalt "lead phase distortion" av et utgående hivsignal fra måleanordningen. I ett aspekt er hivsignalet et signal som representerer hastigheten i hivet, hvorved den målte hastighet i tid ligger noe forut for fartøyets reelle hastighet. Det ble overraskende oppdaget at uten noen korreksjoner for (a) kan hivkompenseringen faktisk bli ustabil. Ustabilitetene forårsaket at fartøyets bevegelsesamplitude i forhold til en last som er stivt koplet til et fast punkt (f.eks. havbunnen), faktisk økte eksponentielt med tiden. Søker har oppdaget at slike observerte ustabiliteter forårsakes av en kombinasjon av lederfasedreiningsfeilene fra fartøybevegelsesmåleanord-ningen, en høy mekanisk stivhet i koplingslasten (f.eks. et marint stigerør som er festet til havbunnen) og en høy far-tøybevegelighet (som forklares mer detaljert nedenfor). Le-

derfasedreiningen bringer inn en mekanisme med negativ dempning som tilfører energi til oscillatorsystemet omfattende fartøyet og dettes hydrodynamiske stivhet (som er proporsjonal med vannplanarealet). Ustabilitetsproblemet er mest alvorlig for halvt nedsenkbare rigger fordi disse har lav hy-drodynamisk dempning og tilsvarende høy bevegelighet ved sin naturlige periode (typisk rundt 20 s). Når den negative dempning overstiger den naturlige hydrodynamiske dempning av far-tøyet, vil ustabiliteten fremstå som en riggresonansoscilla-sjon med voksende amplitude. Følgelig skal korrigering av (a) utføres meget omhyggelig for å sikre at lederfasefeilen ved den naturlige hivperiode blir i det vesentlige (og ideelt fullstendig) opphevet.

Ifølge ett aspekt ved den foreliggende oppfinnelse er det tilveiebrakt en fremgangsmåte for aktivt å kompensere for hiv i et fartøy som det er festet en last til, hvor det finnes en koplingsanordning som forbinder nevnte last med nevnte far-tøy, og fremgangsmåten omfatter trinnene: (a) å måle med en måleanordning nevnte fartøys hiv og avgi et hivsignal som er representativt for dette; (b) å bruke nevnte hivsignal for å kompensere for nevnte hiv ved å forskyve nevnte koplingsanordning i forhold til nevnte fartøy som en funksjon av nevnte hivsignal, hvorved bevegelse av nevnte last som skyldes nevnte hiv, blir redusert; hvor nevnte signal omfatter feil innført av nevnte måleanordning, hvorved nøyaktigheten i nevnte kompensering reduseres, kjennetegnet ved trinnene: (c) å behandle nevnte hivsignal for å redusere nevnte feil og avgi et justert hivsignal; og (d) å bruke nevnte justerte hivsignal til å forskyve nevnte koplingsanordning for å kompensere for nevnte hiv.

Ytterligere trinn i fremgangsmåten er fremsatt i krav 2 til 53 som det herved henledes oppmerksomhet på.

Drivenhetskorreksj on

Ifølge et annet aspekt ved den foreliggende oppfinnelse er det tilveiebrakt en fremgangsmåte for aktivt å kompensere for hiv i et fartøy som det er festet en last til, hvor det finnes en koplingsanordning som forbinder nevnte last med nevnte fartøy, og fremgangsmåten omfatter trinnene: (a) å måle med en måleanordning nevnte fartøys hiv og avgi et hivsignal som er representativt for dette; (b) å bruke nevnte hivsignal til å styre et drivapparat for å forskyve nevnte koplingsanordning i forhold til nevnte fartøy, hvorved bevegelse av nevnte last som skyldes nevnte hiv, blir redusert; hvor nevnte drivapparat innfører feil i nevnte forskyvning av nevnte koplingsanordning, hvorved nøyaktigheten i nevnte kompensering reduseres, kjennetegnet ved trinnene: (c) å justere nevnte hivsignal for å redusere feil inn-ført av nevnte drivapparat ved gjennomføring av forskyvning av nevnte koplingsanordning; og (d) å bruke nevnte justerte hivsignal for å forskyve nevnte koplingsanordning for å kompensere for nevnte hiv.

Korreksjon for dynamisk friksjon

Ifølge nok et aspekt ved den foreliggende oppfinnelse er det tilveiebrakt en fremgangsmåte for aktivt å kompensere for hiv i et fartøy som det er festet en last til, hvor det finnes en koplingsanordning som forbinder nevnte last med nevnte far-tøy, og fremgangsmåten omfatter trinnene: (a) å måle med en måleanordning nevnte fartøys hiv og avgi et hivsignal som er representativt for dette; (b) å bruke nevnte hivsignal til å styre et drivapparat for å forskyve nevnte koplingsanordning i forhold til nevnte fartøy, hvorved bevegelse av nevnte last som skyldes nevnte hiv, blir redusert;

hvor nevnte drivapparat innfører feil i nevnte forskyvning av nevnte koplingsanordning, hvorved nøyaktigheten i nevnte kompensering reduseres, kjennetegnet ved trinnene:

(c) å justere nevnte hivsignal for å kompensere for dynamisk friksjon i nevnte drivapparat; og (d) å bruke nevnte justerte hivsignal til å forskyve nevnte koplingsanordning for å kompensere for nevnte hiv.

Forsinkelseskorreksj on

Fremgangsmåte for aktivt å kompensere for hiv i et fartøy som det er festet en last til, hvor det finnes en koplingsanordning som forbinder nevnte last med nevnte fartøy, og fremgangsmåten omfatter trinnene: (a) å måle med en måleanordning nevnte fartøys hiv og avgi et hivsignal som er representativt for dette; (b) å bruke nevnte hivsignal til å styre et drivapparat for å forskyve nevnte koplingsanordning i forhold til nevnte fartøy, hvorved bevegelse av nevnte last som skyldes nevnte hiv, blir redusert; hvor nevnte drivapparat innfører en tidsforsinkelse i nevnte forskyvning av nevnte koplingsanordning, hvorved nøyaktighe-ten i nevnte kompensering reduseres, kjennetegnet ved trinnene : (c) å justere nevnte hivsignal for å redusere feil inn-ført gjennom nevnte tidsforsinkelse; og (d) å bruke nevnte justerte hivsignal for å forskyve nevnte koplingsanordning for å kompensere for nevnte hiv.

Myk bryter ( Soft switch)

Ifølge et annet aspekt ved den foreliggende oppfinnelse er det tilveiebrakt en fremgangsmåte for å starte eller stoppe

aktiv hivkompensering på et fartøy, hvilken fremgangsmåte omfatter trinnene å gradvis øke eller minske, over et forhåndsbestemt tidsrom, den mengde hivkompensering som påføres etter mottak av et signal om å slå den aktive hivkompensering henholdsvis på eller av.

Dynamisk begrensning

Ifølge nok et aspekt ved den foreliggende oppfinnelse er det tilveiebrakt en fremgangsmåte for aktivt å kompensere for hiv i et fartøy som det er festet en last til, hvor det finnes en koplingsanordning som forbinder nevnte last med nevnte far-tøy, og fremgangsmåten omfatter trinnene: (a) å måle med en måleanordning nevnte fartøys hiv og avgi et hivsignal som er representativt for dette; (b) å bruke nevnte hivsignal for å kompensere for nevnte hiv ved å forskyve nevnte koplingsanordning i forhold til nevnte fartøy som en funksjon av nevnte hivsignal, hvorved bevegelse av nevnte last som skyldes nevnte hiv, blir redusert; og (c) å anvende en dynamisk grense på størrelsen av nevnte kompensering.

Måleanordning

Ifølge et annet aspekt ved den foreliggende oppfinnelse er

det tilveiebrakt en måleanordning til måling av hiv i et far-tøy, hvilken måleanordning omfatter et minne som lagrer data-maskinutførbare instrukser for utførelse av hvilket som helst av hivsignaljusteringstrinnene som fremsatt ovenfor eller i

dette skrift. Måleanordningen kan være en Motion Reference Unit (bevegelsesreferanseenhet) omfattende sensor(er) for måling av bevegelse (f.eks. akselerasjon) i fartøyet. Utsignalene fra sensoren eller hver sensor kan behandles av MRU-en

og sendes til en elektronisk styreenhet for et heisespill for eksempel.

Ifølge et annet aspekt ved den foreliggende oppfinnelse er det tilveiebrakt et apparat til styring av aktiv hivkompensering, hvilket apparat omfatter et minne som lagrer datama-skinutførbare instrukser for utførelse av hvilket som helst av fremgangsmåtetrinnene ovenfor. Apparatet kan omfatte en kalkulasjonsinnretning, som f.eks. en PLS (engelsk: PLC), for installasjon på et fartøy for å styre drivapparatet (f.eks. heisespill) for iverksettelse av oppfinnelsen. Apparatet kan videre omfatte én eller flere måleanordninger for i bruk å måle fartøyets bevegelse. Ifølge et annet aspekt ved oppfinnelsen er det også tilveiebrakt en fremgangsmåte for å in-stallere det forannevnte apparat på et fartøy. Fremgangsmåten kan også omfatte det trinn å konfigurere apparatet for dette bestemte fartøy.

Visse utførelsesformer av denne oppfinnelse er ikke begrenset til noe spesielt enkelttrekk beskrevet her, men innbefatter kombinasjoner av dem som skiller seg fra kjent teknikk ved sine strukturer, funksjoner, og/eller oppnådde resultater. Trekk ved oppfinnelsen er beskrevet utførlig, slik at de de-taljerte beskrivelser som følger, skal kunne forstås bedre, og for at denne oppfinnelses bidrag til fagfeltene kan verd-settes bedre. Det finnes selvfølgelig tilleggsaspekter ved oppfinnelsen beskrevet nedenfor, og som kan innbefattes i oppfinnelsesgjenstanden ifølge patentkravene. Fagfolk på området, som nyter godt av denne oppfinnelse, dens teori og dens forslag, vil forstå at ideene i denne beskrivelse kan brukes som et kreativt grunnlag for utforming av andre strukturer, fremgangsmåter og systemer for utførelse og praktise-ring av den foreliggende oppfinnelse. Denne oppfinnelses patentkrav skal leses som at de innbefatter hvilke som helst juridisk ekvivalente anordninger eller fremgangsmåter som ik-ke går ut over den foreliggende oppfinnelses idé og ramme.

Den foreliggende oppfinnelse erkjenner og retter seg mot de tidligere nevnte problemer og de behov som lenge har vært følt, og tilveiebringer en løsning på disse problemer og en tilfredsstillende dekning av disse behov i sine ulike mulige utførelsesformer og deres ekvivalenter. Til en fagmann på dette område som nyter godt av denne oppfinnelses utførelser, teorier, beskrivelser og forslag, vil andre formål og fordeler oppfattes ut fra den følgende beskrivelse av visse foretrukne utførelsesformer, hvilken blir gitt med det formål å redegjøre, sett sammen med de medfølgende tegninger. En nærmere beskrivelse av utførelsesformer av oppfinnelsen som ovenfor er kort sammenfattet, kan fås ved å se på de utførel-sesf ormer som er vist på tegningene som utgjør en del av denne beskrivelse. Disse tegninger illustrerer visse foretrukne utførelsesformer og skal ikke brukes til utilbørlig å begrense omfanget av oppfinnelsen som kan ha andre like effektive eller juridisk ekvivalente utførelsesformer. Følgelig skal det nå bare som eksempel, for bedre forståelse av den foreliggende oppfinnelse, vises til ledsagende tegninger, hvor: Fig. 1 er et skjematisk sideriss av et boreskip i henhold til den foreliggende oppfinnelse; Fig. 2 er et skjematisk blokkdiagram over et heisespill i henhold til den foreliggende oppfinnelse i bruk sammen med boretårnet på boreriggen på fig. 1; Fig. 3 er et skjematisk blokkdiagram over styringsappara-tet for heisespillet på fig. 2; Fig. 4A er en grafisk fremstilling av sannsynlighetstetthe-ten og bølgehøyden som en funksjon av bølgeperiode; Fig. 4B er en grafisk fremstilling som viser riggrespons mot bølgeperiode; Fig. 5 er et skjematisk styringsdiagram for styring av et drivapparat for tilveiebringelse av hivkompensering; Fig. 6 er et skjematisk styringsdiagram for drivapparatet på fig. 5; Fig. 7 er et sett grafiske fremstillinger som viser fre-kvensresponsen for drivapparatet på fig. 6 for ulike hivperioder; Fig. 8 er en grafisk fremstilling som viser stegresponsen for drivapparatet på fig. 5; Fig. 9 er en grafisk fremstilling over hivperiode mot henholdsvis fase og størrelse for utgående hastighets-og posisjonssignaler fra en måleanordning; Fig. 10 er en grafisk fremstilling over størrelse og fase mot hivperiode for transferfunksjonene til måleanordningen, drivenheten og feil; Fig. 11 er et styringsdiagram i en fremgangsmåte for aktiv hivkompensering i henhold til den foreliggende oppfinnelse; Fig. 12 er en grafisk fremstilling av hivperiode mot stør-relse for feilfunksjonen vist med kompensering i henhold til oppfinnelsen og uten kompensering; Fig. 12A er en grafisk fremstilling av innstilt hastighet og blokkposisjon mot tid og viser hvordan klipping av den innstilte hastighet resulterer i en gradvis forskyvning av løpeblokken; Fig. 13 er et sett grafiske fremstillinger som viser rigg-hivets størrelse og akselerasjon mot tid, og fre-kvensspektrumet for et boreskips akselerasjon; Fig. 14 er et sett grafiske fremstillinger som viser rigghiv- og rigghastighetssignaler fra to forskjellige måleanordninger; Fig. 15 til 24 viser simuleringsresultater ved gjennomføring av ulike korreksjoner i henhold til oppfinnelsen; Fig. 25 er et skjematisk riss av et apparat som gjør bruk av en andre utførelsesform av en fremgangsmåte i henhold til oppfinnelsen; og Fig. 26 er et skjematisk styringsdiagram for styring av apparatet på fig. 26 i henhold til den andre utførel-sesf orm.

Det vises til fig. 1 hvor en flytende borerigg som er angitt generelt med henvisningstallet 10, omfatter et boreskip som har et riggdekk 12 båret på et skrog 14. På denne måte flyter boreriggen i overflaten med riggdekket båret om lag 15-30 m over denne. Den flytende borerigg 10 kan være hvilken som helst type fartøy eller flytende rigg, herunder en halvt nedsenkbar rigg. Boredekket på en halvt nedsenkbar rigg blir båret på søyler som i sin tur bæres av pongtonger. Pongtongene fylles med sjøvann slik at pongtongene er neddykket til en forhåndsbestemt dybde under havets overflate.

Riggdekket 12 bærer et boretårn 16 som omfatter en kronblokk 18 (fiksert i forhold til boretårnet), og en løpeblokk 20 (bevegelig opp og ned langs boretårnets høyde). En krok 22 er opphengt i løpeblokken 20 for å hente opp laster som f.eks. en borestreng 24 via et toppdrevet rotasjonssystem 25. Løpe-blokken 20 og kroken 22 utfører funksjonen som koplingsanord ning for sammenkopling av lasten med boreskipet 10. Hver av kronblokken 18 og løpeblokken 20 omfatter et antall trinser (ikke vist) som et ståltau 26 (iblant kjent som borevaier innenfor faget) med en diameter på 25-50 mm er trædd igjennom for å tilveiebringe en funksjon av taljetypen. På den ene side av boretårnet 16 er ståltauet 26 festet i et anker 28 på riggdekket 12, mens på den andre side av boretårnet 16 er ståltauet 26 lagret på en trommel 29 (se fig. 2) i et heisespill 30 plassert på riggdekket 12. Heisespillet 30 har di-mensjoner på omtrent 9,22 m bredde ganger 3,91 m dybde ganger 4,65 m høyde, veier omtrent 84 285 kg (84,3 tonn) og kan tilveiebringe omtrent 6 MW kraft.

I bruk dreier elektromotorer 31 (se fig. 2) i heisespillet 30 trommelen 29 for å spole ståltauet 26 inn eller ut. Forutsatt at selve boreriggen 10 ikke er i bevegelse, resulterer utspoling av ståltauet 26 i senking av løpeblokken (og det som måtte være festet til denne) mot riggdekket 12, mens innspo-ling av ståltauet 26 resulterer i heving av løpeblokken 20 bort fra riggdekket 12. På denne måte kan heisespillet 30 brukes til å forskyve gjenstander inn i og ut av borehullet og til å utføre andre funksjoner. Elektromotorene 31 kan være av hvilken som helst type, herunder f.eks. vekselstrømsmoto-rer, likestrømsmotorer eller permanentmagnetsmotorer.

Det vises til fig. 2, hvor heisespillet 30 omfatter en elektrisk drivenhet 32 som styrer et antall (f.eks. fire eller seks) elektromotorer 31 til dreining av trommelen 29 via et arrangement 34 av tannhjul og tannhjulsdrev. Alle elektromotorene 31 er permanent i inngrep med trommelen 29, selv om antallet som er i drift til enhver tid, styres av den elektriske drivenhet 32 i henhold til hastighets- og bremsebehov. Hydrauliske skivebremser 36 tilveiebringer en "parkerings- funksjon", nødbremsing og lastnedsenking i tilfelle strøm-brudd .

Det vises også til fig. 3, hvor en heisespillstyring 38 som omfatter en programmerbar logisk styring (PLS), sørger for hastighetskommandoer via en hastighetsregulator 39 til den elektriske drivenhet 32 basert bl.a. på data for motorhastig-het og dreiemoment tilbakemeldt til styringen 38 fra en puls-koder (ikke vist) på hver elektromotor 31, og på innsignaler fra et borerstyringsapparat 40. Borerstyringsapparatet 40 kan omfatte en styrespak (joystick) (ikke vist) i en borerhytte på boreriggen 10; borerhytten omfatter utstyr for datamaskin-styring av operasjoner på boreriggen 10. Ved at boreren beveger styrespaken, tilveiebringes et utgående signal som påvirker løpeblokken 20, via heisespillet 30, til å heve eller senke lasten på kroken 22 med en hastighet (som også kan re-guleres via styrespaken).

Heisespillstyringen 38 mottar også innsignaler fra tre beve-gelsesreferanseenheter (Motion Reference Units = MRU-er) 44 som hver er montert i et skap 45. Utsignalet fra hver MRU 44 er innsignal til heisespillstyringen 38 som behandler signalene for å tilveiebringe ett utgangssignal som representerer boreriggens 10 hivakselerasjon, hastighet og posisjon som et resultat av havdønninger eller hiv.

Boreriggen 10 vil oscillere som reaksjon på havdønninger eller bølger med en kompleks bevegelse omfattende tre forskyv-ningsmoduser (kjent som skrensing (surge), slingring (sway) og hiv (heave)) og tre vinkelmoduser (kjent som rulling (roll), stamping (pitch) og giring (yaw)). Det typiske fre-kvensområde ved hiv (dvs. vertikal bevegelse), det vises til fig. 4A, er vanligvis fra omtrent 0,06 Hz til 0,2 Hz, svarende til en bølgeperiode på mellom henholdsvis omtrent 16 s og 5 s. Den signifikante bølgehøyde (topp til topp) kan variere fra null til flere meter, endatil overstige 10 m under harde stormforhold. Havets tilstand kan variere mye fra tidspunkt til tidspunkt, fra årstid til årstid og fra sted til sted rundt om i verden. Fig. 4B viser hvordan en halvt nedsenkbar borerigg reagerer på de ulike havtilstander. Det vil legges merke til at den relative rigghivsreaksjon faller bratt idet perioden avtar fra 18 s, og riggen virker derfor som et ef-fektivt glatte- eller lavpassfilter. Siden havdønninger er en funksjon av dårlig vær, må mange flytende borefartøyer avven-te været. I Nordsjøen for eksempel kan avventing av været ut-gjøre 20 % av den samlede tid riggen er i bruk.

I motsetning til vinkelbevegelsen kan størrelsene i forskyv-ningsmodusene variere med posisjon på fartøyet. De blir ofte gitt for eller målt i fartøyets tyngdepunkt hvor de har minst amplitude, men de kan også måles på et sted borte fra tyngdepunktet. I mange flytende borerigger er brønnsenteret ikke plassert i tyngdepunktet, og det er brønnsenterets bevegelse som behøver kompensering. På grunn av den vanskelige til-gjengelighet og bevegelige deler nær brønnsenteret blir anordninger til måling av hiv i fartøyet ofte plassert et stykke fra brønnsenteret. Når MRU-en er plassert forskjøvet fra brønnsenteret, kan det effektive hiv ved brønnsenteret eks-trapoleres fra MRU-posisjonen ved å legge til hivkomponentene fra rulle- og stampebevegelsene. Denne ekstrapolering, som kalles "momentarm"-kompensering, blir vanligvis utført av be-handlingselektronikk inne i MRU-en, men den kan også utføres utenfor MRU-en i styringsprogramvaren (f.eks. i heisespillstyringen 38) .

Måling av bevegelse av boreriggen 10 kan gjennomføres med en måleanordning kjent som en Motion Reference Unit (MRU) - bevegelsesreferanseenhet. En MRU er en anordning som omfatter lineærbevegelsessensorer og gyroskoper til måling av rota- sjonsbevegelse. MRU-en brukt i denne spesielle utførelsesform er en MRU-5 levert av Kongsberg Maritime AS, som måler og av-gir bl.a. signaler som representerer rulling, stamping, giring og hiv (som hver for seg eller i hvilken som helst kombinasjon blir kalt et "hivsignal" i dette skrift). MRU-5 omfatter tre lineærakselerometre og tre Coriolis-gyroer til måling av henholdsvis lineære akselerasjoner og vinkelhastig-heter om de tre romlige akser. Andre MRU-er ville imidlertid kunne brukes, som f.eks. Tritech Intelligent Gyro Compass. Det er også mulig å konstruere en spesialbygd sensor som ville måle hivakselerasjon, hastighet og bare akselerasjon. Det er således ikke avgjørende å bruke en MRU-5 eller lignende. Tilleggssensorene i slike måleanordninger bidrar imidlertid til å forbedre nøyaktigheten, tjener til liketil instal-lering (MRU-5-en finner den vertikale retning automatisk, selv når MRU-aksen ikke er perfekt innrettet på linje med fartøyets hivakse) samt momentarmskompensering.

Signalene fra lineærakselerometrene tidsintegreres i MRU-en for å tilveiebringe et hastighetssignal og tidsintegreres deretter igjen i MRU-en for å tilveiebringe et posisjonssignal. Signalene fra gyroene blir brukt for å foreta moment-armskorreksjoner dersom MRU-en er plassert et stykke fra målepunktet (MP). På en borerigg er det vanligvis ønskelig å måle riggens bevegelse ved brønnsenteret siden dette mest nøyaktig gjenspeiler hvordan riggens bevegelse vil påvirke borestrengen 2 4 eller annet utstyr festet til riggen 10. Det er imidlertid upraktisk å plassere MRU-en i eller nær brønn-senteret, og den er derfor vanligvis plassert et stykke borte. MRU-er kan vanligvis konfigureres med: riggens dimensjo-ner og dens tyngdepunkt; X-, Y- og Z-koordinatene for MRU-ens momentarmer og målepunktet; og med MRU-ens monteringsvinkler uttrykt i rulling, stamping og giring. Vedlegg A til denne beskrivelse viser et eksempel på en MRU-konfigurasjonsrapport hvor disse konfigurasjonsparametrer kan ses under overskrif-tene "FARTØY" og "SENSOR". Ved bruk av disse parametrer og signalene fra gyroskopene kan MRU-en oversette utsignalene fra lineasrakselerometrene til signaler som representerer bevegelse av målepunktet f.eks. brønnsenteret. Det er imidlertid mulig å fjerne eller redusere behovet for momentarmskompensering ved bruk av interpolering av to eller flere vertikalakselerometre plassert på ulike sider av brønnsente-ret eller annet punkt hvor bevegelsen ønskes målt.

Det vises igjen til fig. 3 hvor tre MRU-er 44 er montert i et skap 45 sammen med forannevnte MRU-styring 42 som omfatter en PLS med tilgang til et minne 43 for behandling av utsignalene fra MRU-ene 44 som beskrevet mer detaljert nedenfor.

Selv om avanserte MRU-er (som f.eks. MRU-5-en nevnt ovenfor) er i stand til å ekstrapolere hivbevegelse ved brønnsenter ut fra hvilken som helst fartøyposisjon, gjør den relativt høye støy fra gyrosensorene og momentarmskompenseringene i praksis MRU-plasseringer så nær brønnsenteret som mulig å foretrekke.

Det finnes ett hundre og åttini utgangsdatavariabler fra hver MRU-5. De endelige benyttede utgangssignaler fra MRU-ene er

som følger (første ord er det navn som for øyeblikket er gitt i MRU-5-manualen).

(1) AccMruGY; riggens akselerasjon i målepunktet på vertikalen (y-aksen), med positiv akselerasjon i retning nedover; (2) LA PosMonD; riggens posisjon i målepunktet, med økende avstand i retning nedover; og (3) LA VelMonD; riggens hastighet i målepunktet, hvor positiv hastighet angir hastighet nedover.

Det vises til fig. 5, hvor et styringsskjerna 50 viser hvordan signalene fra MRU-ene 44 blir brukt for å tilveiebringe aktiv hivkompensering når riggen beveger seg med havdønningene. Et inngangssignal 51 er riggens sanne vertikale hastighetVrig som er inngangssignal til hver MRU 44 (bare én er vist på fig. 5). Denne måles av MRU-en 44 som tilveiebringer et utgangssignal vmrusom er den sanne hastighetVrig multiplisert med en lineær, men frekvensavhengig, transferfunksjon G. Det skal bemerkes at slik de brukes her, defineres vmruog vrig som positive oppover, mens MRU-5-en angir bevegelse som positiv nedover. Et inngangssignal 52 er den ønskede operatørhastig-hetVop som er den hastighet som boreren ønsker å bevege løpe-blokken 20 (og påfestet last, f.eks. borestreng 24) oppover eller nedover boretårnet 16 med. Utgangssignalet vmmblir i heisespillstyringen 38 subtrahert fra inngangssignalet v0p for å generere en innstilt hastighet vsetfor løpeblokken 20. Den innstilte hastighet vsetkan være enten høyere eller lavere enn den ønskede operatørhastighet vop, avhengig av om operatørhas-tigheten vop er i samme retning som vrig på det tidspunkt.

Signalet for innstilt hastighet vseter inngangssignal til hastighetsregulatoren i heisespillstyringen 38. Hastighetsregulatorens 39 funksjon er å styre heisespillet 30 til å frembringe en løpeblokksbevegelse som er nær den innstilte hastighet vset. Ved påføring av den innstilte hastighet vseter det nødvendig å stole på hele det elektriske og det mekaniske system til heisespillet 30, herunder hastighetsregulatoren, motorkraftelektronikken, elektromotorene 31, girene, trommelen 29 og ståltauet 26, så vel som kronblokken 18 og løpe-blokken 20. På fig. 5 refereres det til alle disse elementer samlet som drivenhet 54 som har en transferfunksjon H. Transferfunksjonen H ville ideelt være nær én, men på grunn av begrensninger i hastighetsregulatoren 39 og mekanisk treghet avviker drivenhetens transferfunksjon H ofte betydelig fra én.

Utgangssignalet fra drivenheten 54 er en faktisk løpeblokks-hastighet v målt i forhold til boretårnet 16 av sensorer (ik-ke vist) . Hvis begge transferfunksjonene H og G er én, vil v være enten null eller vop uavhengig av vr/g.

Den sanne rigghastighetVrig og den faktiske løpeblokkshastig-het v summeres for å frembringe en global hastighetVgiobai som angir løpeblokkens hastighet i en fast referanseramme, for eksempel havbunnen. Hvis operatørhastigheten vop er null, da representerer den globale hastighet vghbai kompenseringsfeilenVerri den faktiske løpeblokkshastighet v innført av transferfunksjonene G og H. Ut fra fig. 4 er det mulig å uttrykke verrsom:

v - v<+>Hv - HGv .

err ng op rig

og derfor den relative kompenseringsfeil E når vop er null, som:

<v>«g

Den relative kompenseringsfeil vil bare avta til null når produktet GH er én. Siden verken drivenhetsresponsen H eller MRU-responsen G er fullkomment lik én, vil det alltid foreligge en endelig kompenserings feil som betyr at boreriggens 16 vertikale bevegelse ikke vil bli fullstendig opphevet av løpeblokkens 20 bevegelse.

Det er mulig å melde tilbake et signal som er en funksjon av den faktiske løpeblokkshastighet v, posisjon eller krokbelastning, selv om dette, etter søkers erfaring, ikke reduse-rer kompenseringsfeilen tilstrekkelig. Særlig er ett problem med slik tilbakemelding at det ikke finnes noen enkel måte å måle feilen eller løpeblokkens 20 globale bevegelse nøyaktig på. Dersom strengen er festet til bunnen, representerer den variable krokbelastning et indirekte mål på den globale løpe-blokksposisjon. Dette kan brukes i en treg, ytre tilbakemel-dingssløyfe, men vil ikke bidra til signifikant å forbedre kortvarig kompenseringsfeil.

Da søker ga seg i kast med problemet å redusere denne kompenseringsfeil ytterligere, ble søker klar over at det er mulig å kompensere for MRU-ens 44 og drivenhetens 54 uperfekte transferfunksjoner til tross for dette problems kompleksitet. En kort sammenfatning av søkers analyse av drivenhetsresponsen og MRU-responsen gis nedenfor.

Drivenhetsrespons

Det vises til fig. 6 hvor et styringsskjerna 60 viser hvordan drivenhetens 54 transferfunksjon H kan analyseres. Hastighetsregulatoren 39 representerer drivenhetens elektroniske deler (motorhastighetsregulator, aksekonverteringer fra den lineære blokkakse til motorvinkelaksen, og motorkraftelektronikken med strøm- og dreiemomentsregulatorer) og de øvrige komponenter representerer de mekaniske deler. Som nevnt ovenfor, er den innstilte hastighet vsetinngangssignal til hastighetsregulatoren 39; den faktiske løpeblokkshastighet v meldes tilbake til hastighetsregulatoren 39. På grunnlag av disse to inngangssignaler bestemmer hastighetsregulatoren 39 en trekkraft Fpuii som er nødvendig for å realisere den innstilte hastighetVset. Krefter som virker mot Fpuii, innbefatter friksjons-krefter Ff (i alle mekaniske deler) og ytre krefter Fext som skyldes treghet i alle de bevegelige deler, men særlig lasten på kroken 22, motortreghet, trommeltreghet, og treghet i ståltau 26 og trinser. Følgelig representerer summeringssir-kelen subtraksjonen av Fextog Ff fra Fpuii som gir en resultant-kraft påført lasten under løpeblokken 20. Ved å dividere re- sultantkraften på summen av treghetsmassen M til motoren, trommelen 29, ståltau 26, trinser, løpeblokk 20 og last 24, fastsettes løpeblokkens akselerasjon og hastighet v.

Før fremleggelse av bevegelsesligningen i rotasjonsaksekoor-dinater er det verd å nevne at transformasjon fra motorakse til lineærbelastningsakse (og vice versa) er enkelt når det benyttes transmisjonsradius r

Her er rdmmtrommelens 2 9 radius, nunes er antallet vaiere og ngearer utvekslingsforholdet mellom motor og trommel (vanligvis » 1). Konvertering av lineær lasthastighet v til motor-vinkelhastighet Q beregnes ved v = r-Q, konvertering av trekkraft F til motordreiemoment T ved T = r F og konvertering av treghetsmasse M til treghetsmoment Jmved J = r2 M. Dreiemoment og treghetsmoment representer alle motorer som løper synkront. Transmisjonsradien er dynamisk og endrer seg i små steg når ståltauet 26 skifter fra ett trommellag til et annet .

Bevegelsesligningen for hver elektromotor 31 i heisespillet 30 er:

hvor Jmer motorens (innbefattende gir, trommel, vaiere, trinser og last) effektive treghetsmoment, Q er motorhastig-heten (i rad/s) og Tm og Text angir henholdsvis motordreiemoment og motorlast. Hastighetsregulatoren 39 forutsettes å være en vanlig PI-regulator. Motordreiemomentet kan modelle-res som: hvor P er PI-regulator-forsterkningen, Q. set er motorhastighe-tens settpunktsvinkelhastighet, og ti er integraltiden for PI-regulatoren. Den Laplace-transformerte bevegelsesligning er Ved å sette inn en motortidskontant tm=Jm/ P kan drivenhets-transferfunksjonen skrives som

Dette uttrykk for H innebærer - det minnes om at E = \— GH - at dersom den relative kompenseringsfeil E skal være så liten som mulig, skal integreringstidskonstanten U være så lav som mulig, mens PI-regulatorens forsterkning P skal være så høy som mulig. I praksis kan imidlertid slik hastighetsregulering føre til store dreiemomentssvingninger og endatil ustabiliteter i heisespillet 30.

Det er viktig for effektiv hivkompenseringskorrigering at drivenhetskonstantene tm og tt bestemmes nøyaktig. Sistnevnte kan enten finnes direkte fra drivenhetskonfigurasjonsarkiv eller den kan finnes eksperimentelt, for eksempel ved å låse motorene mens det sendes en kommando om et lite hastighetssteg Qstep til hastighetsregulatoren. Ifølge bevegelsesligningen ovenfor vil dreiemomentrespons være et lineært økende dreiemoment representert ved

Integrasjonstidskonstanten er den tid hvoretter det resulterende dreiemoment har nådd det dobbelte av den innledningsvi-se stegverdi, dvs. T( U) = 2PQstep, og regulatorens P-faktor er ganske enkelt forholdet mellom dreiemomentssteget og hastig-hetssteget: P = T( 0)/ Qstep. Endelig kan regulator- eller motortidskonstanten finnes ut fra tm=P/ M hvor nevneren representerer den samlede effektive treghetsmasse for løpeblokken 20 med vaier, trinser, trommel og motorer. Massen er vanligvis dynamisk og varierer med løpeblokkens posisjon og mengden av ståltau 26 som er spolet opp på trommelen 29. Dersom ett eller flere treghetsuttrykk er usikre, kan det kjøres en test for å avstemme treghetsmodellen. En slik test tar sikte på å måle forholdet mellom motorens dreiemoment og vinkelakselera-sjon. Dette forhold er pr. definisjon lik den effektive motortreghet, som kan transformeres til effektiv lineær treghet, som forklart ovenfor.

Fig. 7 viser grafiske fremstillinger av virkningen av transferfunksjonen H på amplituden, fasen og forsinkelsen til signalet for innstilt hastighet vsetmot hivperiode (eller bøl-geperiode). Det er illustrert to tilfeller: for det første, når U = 2 s og tm = 0,73 s, og for det andre, når U= 1 s og tm = 0,25 s. Det første tilfelle representerer forholdsvis "myk" hastighetsregulering, dvs. hvor hastighetsregulatoren reagerer sammenligningsvis sakte på den relative kompenseringsfeil E. Det andre tilfelle representerer forholdsvis "hard" hastighetsregulering, dvs. hvor hastighetsregulatoren reagerer sammenligningsvis raskt på den relative kompenseringsfeil E. Det vil ses i det første tilfelle at for det typiske hivperiodeområde, dvs. mellom ca. 5 s og 16 s, resulterer myk hastighetsregulering i stor forsinkelse og fasedreining i vsetved korte hivperioder (low heave periods) . Den harde hastighetsregulering resulterer i redusert forsinkelse og fasedreining for lengre hivperioder, men på bekostning av større amplitudeendring og fasedreining ved kortere hivperioder .

Fig. 8 viser drivenhetens 54 reaksjon på en inngående enhets-stegfunksjon. I begge tilfeller ved myk og hard hastighetsregulering er det en overdrivelse 71 og 72 i responsfunksjonen, selv om den hardere hastighetsregulering vender tilbake til

det korrekte nivå nesten tre ganger raskere enn den myke regulering .

Måleanordningsrespons

Som beskrevet ovenfor, har MRU-en mellom ett og tre akselero-metre for måling av boreriggens 10 vertikale akselerasjon. Valgfritt kan det brukes vinkelgyroer og magnetometre for å måle stampe-, rulle- og girebevegelse i fartøyet. Elektronikk i hver MRU subtraherer tyngdekraftens statiske akselerasjon, hvoretter den dynamiske vertikale akselerasjon blir integrert én og to ganger for å oppnå henholdsvis dynamisk hastighet og posisjon for boreriggen 10. På grunn av svakheter ved akse-lerometerråsignalet, som f.eks. avviksfeil og lavfrekvent støy, må imidlertid hvert integreringstrinn kombineres med et høypassfilter for å fjerne eller dempe de lavfrekvente komponenter. Følgelig blir det på hvert integreringstrinn anvendt et avstembart andre ordens høypassfilter. MRU-5-en levert av Kongsberg-Seatex bruker et vanlig andre ordens Butterworth-filter, kalt General Purpose (GP) filter (universalfilter), for det første integreringstrinn. For det andre trinn (fra hastighet til posisjon) finnes det to muligheter: GP-filteret og et såkalt filter for hydrografisk oppmåling (Hydrograpic Survey filter = HS-filter). Laplace-representasjonen for de to filtre er:

hvor g>2 = 2n/( 10Th) representerer den valgbare grensefrekvens for filteret og e er dempningsfaktoren. Den såkalte hivperiode Th er en konfigurasjonsparameter som kan velges og inn-stilles av bruker til mellom 2 s og 25 s. Den justeres i henhold til den dominerende hivperiode som enten er målt eller ventes for en spesiell rigg på et spesielt sted. Det vises til fig. 9 hvor transferfunksjonene (størrelse og fase) for hastighetsfilteret (G) og det kombinerte posisjonsfilter { GgpGhs) er vist mot bølgeperioden { T = 2m/ s, hvor z = V-l) for det tilfelle hvor Th = 10 s og e = 0,7. Det ses av denne fi-gur at GP-filteret har meget liten amplitudeforvrengning, men et betydelig lederfasedreining for middels lange hivperioder (én til tre ganger filterinnstillingsperioden). Derimot har HS-valgmuligheten for posisjonsfilteret meget liten fasedreining, men en betydelig amplitudeforvrengning i samme fre-kvensbånd .

Hovedulempene med denne lederfasefeil i hastighetssignalet er liten kompensasjonsnøyaktighet og fare for ustabiliteter. Ustabilitet betyr at fartøyet begynner å oscillere med voksende amplitude ved én av sine egenfrekvenser. Dette fenomen er blitt observert med en halvt nedsenkbar rigg som har boretårnet og brønnsenteret mellom de aktre riggbein og således et stykke fra tyngdepunktet. Voksende oscillasjoner er blitt observert både i hivmodus (naturlig periode~19 s) og i stam-pemodus (naturlig periode~45 s). Søker har oppdaget at de observerte ustabiliteter forårsakes av en kombinasjon av en betydelig lederfasefeil i MRU-ens hastighetssignal, høy meka nisk stivhet i koplingslasten (f.eks. et tungt stigerør festet til bunnen) og stor fartøybevegelighet. Lederfasefeilen innfører en negativ dempernekanisme som tilfører energi til oscillatorsystemet omfattende fartøyet og dettes hydrodynamiske stivhet. Når den negative dempning overstiger fartøyets naturlige hydrodynamiske dempning, vil en liten amplitude begynne å vokse eksponentielt. Halvt nedsenkbare rigger er mer mottakelige for dette problem enn boreskip, på grunn av det relativt lille vannplanareal, den lave hydrodynamiske dempning og tilsvarende stor bevegelighet ved de naturlige perio-der. Stampe- eller rulleustabiliteter kan kun oppstå på rigger som har brønnsenteret langt borte fra tyngdepunktet.

Det skal bemerkes at de observerte ustabiliteter ble vesent-lig redusert når lederfasefeilene ble korrigert som beskrevet nedenfor. Følgelig skal korrigering av feil innført av far-tøybevegelsesmåleanordningen utføres omhyggelig for å sikre at lederfasefeilen ved den naturlige riggperiode blir i det vesentlige (og ideelt fullstendig) opphevet.

I tillegg til høypassfiltrene benytter MRU-5-en ulike typer lavpassfiltre for å redusere høyfrekvent støy i signalene (f.eks. fra vibrasjon i fartøykonstruksjonen, osv.). Ett av disse filtre er et avstembart vibrasjonsfilter som er et andre ordens Butterworth-lavpassfilter. Det anvendes på akse-lerasjonssignalene og gyroskop-vinkelsignalene og det samme slags filter anvendes på begge. Den øvre grensefrekvens fvib er 3 Hz for akselerasjonssignalfilteret, mens den er 10 Hz for gyroskopsignalfilteret. Vibrasjonsfilteret blir ikke anvendt på hastighetssignalet som frembringes ut fra akselerasjonsråsignalet.

Uavhengig av vibrasjonsfilterinnstillingene blir vinkelhas-tighetssignalene fra gyroene også filtrert av et bevegelig gjennomsnittsfilter over et fast vindu. Dette filter repre senterer en forsinkelsestid på typisk 0,05 s og en tilsvarende liten etterslepsfaseforvrengning av hastighetskomponentene avledet av rulle- og stampesignalene. Med mindre MRU-en er plassert langt borte fra brønnsenteret, er disse komponenter relativt små; følgelig vil vibrasjonsfiltrene ikke ha noen praktisk innvirkning på stabiliteten.

Feilfunksj on

Idet de to transferfunksjoner H og G er kjent, er det mulig

å beregne den relative kompenseringsfeil E= \- HG som en funksjon av hivperioden. Det vises til fig. 10 som viser størrel-se og fase mot hivperiode for alle tre funksjoner. I dette spesielle tilfelle, er drivenhetstidskonstantene innstilt som h = 0,5 s og tm = 0,25 s (dvs. en relativt hard hastighetsregulator) , og e= 0,7 og Th = 10 s for MRU-f ilteret. Feilfunk-sjonens størrelse har et minimum på -18 dB ved en periode på 8 s, og den øker etter som perioden avviker fra denne verdi. Selv ved minimumsverdien, som svarer til en feil på 13 %, er kompenseringen ikke spesielt god. Fremgangsmåtene for korrigering beskrevet ovenfor vil dramatisk forbedre kompense-ringsnøyaktigheten.

Det vises til fig. 11, hvor et styringsskjerna 130 viser hvordan en korreksjonstransferfunksjon C kan anvendes i en korrigeringsblokk 131 for å kompensere for de feil som er innført av MRU-en 44 og drivenheten 54. Anvendelse av korrek-sjonstransferfunksjonen resulterer i at den relative kompenseringsfeil blir: og derfor at E = 0 når

Innsetting av uttrykkene for G og H utledet ovenfor, fører til en meget komplisert funksjon som kan være vanskelig å gjennomføre i praksis. Funksjonen kan imidlertid forenkles som forklart nedenfor.

MRU- filterkorreksjon

Forutsatt at G er lik det andre ordens Butterworth-høypassfilter drøftet ovenfor, kan MRU-korreksjonsfilteret anslås omtrentlig som:

Dette overslag er gyldig når coc«|s|, det vil si når den faktiske hivperiode for fartøyet er mye lavere enn filterets grenseperiode 2iz/( oc. Siden den inverse Laplace-variabel l/ s representerer integrering fra hastighet til posisjon i tidsdomenet, er det hastighetskorreksjonsuttrykk vg som kreves for å redusere lederfasefeilen i MRU-signalet:

hvor pmruer posisjonssignalet. Posisjonssignalet som skal brukes i denne korreksjonsformel, skal fortrinnsvis være det hydrografiske oppmålingssignal anslått i MRU-5-en, men det vil også kunne regnes ut fra hastighetssignalet. I det sistnevnte tilfelle må tidsintegreringen kombineres med et høy-passf ilter .

Drivenhetskorreksjon

Når det gjelder transferfunksjonen for drivenheten 54 og under ovenstående forutsetninger, kan dens invers skrives som: hvor uttrykket tts/{\+ Us) representerer et første ordens høy-passfilter med tidskonstant U eller, likeverdig, med en vinkelgrensefrekvens (angular cut-off frequency) lik l/ ti. Siden5-faktoren representerer differensiering i tidsdomenet, er det hastighetskorreksjonsuttrykk vh som er nødvendig for å fjerne virkningen av en uperfekt drivenhetsrespons: hvor Fhp{amni]angir den første ordens høypassfiltrerte verdi av akselerasjon målt av MRU-en. I motsetning til den relative størrelse av vg som øker proporsjonalt med hivperioden ( T=2tz/\ s\ ) , avtar drivenhetskorreks j onsuttrykket vh raskt med økende hivperiode. Sistnevnte er derfor viktigst for korte hivperioder (typisk T « 10 s) når treghetskreftene er høye og drivenheten er ute av stand til å følge den innstilte hastighet nøyaktig. Viktigheten av drivenhetskorreksjonen vh er også større for myke hastighetsregulatorer (som har lang tidskonstant ti) enn for harde.

Virkningen av å anvende både MRU- og drivenhetskorreksjoner er vist på fig. 12. I dette tilfelle er funksjonen for den kombinerte kompensering tilnærmet:

Denne formel representerer en tilnærmelse til den ideelle korrigerfunksjon fordi både det andre ordens MRU-korreksjonsuttrykk og de tverruttrykk som fremkommer når produktet av l/G og 1H multipliseres ut, er blitt neglisjert. De utelatte uttrykk er imidlertid mye mindre enn de ledende kor- reksjonsuttrykk og kan derfor neglisjeres. MRU-posisjons-f ilterf unks j onen Gp=GgpGhs og vibras j onsf ilteret Hvtb (med grensefrekvens 3 Hz) er tatt med i de respektive korreksjons-uttrykk for å bøte på at MRU-posisjons- og akselerasjonssignalet er filtrerte versjoner av de sanne variabler. Som alle-rede nevnt, er MRU-5-akselerasjonssignalet en lavpassfiltrert versjon av råakselerasjonen. Hvtb representerer her et 2. ordens Butterworth-filter med dempning s= 0,7 og valgbar gren-sef rekvens. Et klart uttrykk for transferfunksjonen i dette vibrasjonsfilter er HVib = 1/(1+1,4 • slQnfvib) + s2/(27r/v7&)2) hvor grensefrekvensen for vibrasjon fvib = 3Hz. De samme parametrer som brukt ovenfor, blir brukt i dette eksempel. Det skal bemerkes at feilfunksjonen er meget sterkt redusert over et bredt område av bølgeperioder, hvilket betyr at de foreslåtte fremgangsmåter for kompensering har utmerket potensial til å forbedre hivkompenseringsnøyaktigheten.

Friksjon

Hittil er friksjon blitt neglisjert. I praksis er det betyde-lige friksjonstap, særlig i giret og i trinsene. Denne friksjon er ikke rent lineær, og den kan derfor ikke represente-res nøyaktig som et ekstra uttrykk i

drivenhetsresponsfunksj onen.

En ganske enkel, men generell, modell for den samlede friksjonskraft Ff består av et Coulomb-friksjonsuttrykk (som er konstant, men endrer fortegn ved retningsendring for løpe-blokken 20) og et lineært uttrykk som er proporsjonalt med løpeblokkshastigheten. Den matematiske formel for en slik friksjonsmodell er:

hvor n er den totale virkningsgrad inklusiv tap i tannhjuls-overføring og i gjennomføringssystemet (trinsene), Fu er kro-klastkraften og d er en dempningskoeffisient (med en normalverdi på null) og sign( v) er symbolfunksjonen (1 for positive argumenter, 0 dersom argumentet er null og -1 for negative argumenter). Disse friksjonsparametrer kan bestemmes teoretisk eller eksperimentelt fra dedikerte tester (se nedenfor).

Ved å sette inn f riks jonsakseleras jon a/ = Ff/ M, hvor M er den samlede masse av de deler som frembringer friksjonskraften, er friksjonskorreksjonshastigheten vf for redusering av feil som skyldes friksjon:

hvor Fkp\ af\ er et første ordens høypassf ilter med filtertidskonstant lik hastighetsregulatorens integrasjonstidskontant ti for å frembringe en motortrekkraft som stemmer med ekstrabe-lastningen fra friksjonstapene. Som nevnt ovenfor, kan heisespillvirkningsgraden n bestemmes eksperimentelt ved å heise opp og senke ned en kroklast og måle de tilsvarende motordreiemomentsverdier. Virkningsgraden kan deretter finnes ved

hvor Tm] r og T7 t representerer motordreimomentet målt under henholdsvis avslakking og heising.

Den ventede verdi for heisespillvirkningsgrad avhenger av antallet vaiere 26 og også av forholdet mellom vaier og trinse-diameter. En typisk verdi med 14 vaiere er7=0,89 (fra en enkelttrinsevirkningsgrad på 0,99 og en girvirkningsgrad på 0,97). Den målte virkningsgrad er imidlertid tilbøyelig til å være lavere ved lave korkbelastninger fordi noen av frik— sjonstapene er konstante og uavhengige av last. Testen skal derfor utføres med noe vekt på kroken, typisk omtrent 100 tonn.

Alternativt kan heisespillvirkningsgraden beregnes teoretisk ut fra girvirkningsgrad rjgear, enkelttrinsevirkningsgrad rj, og antallet vaiere «, gjennom

Denne virkningsgrad er relativt ufølsom for antallet vaiere, hvilket betyr at feilen ved bruk av samme heisespillvirkningsgrad for tolv og fjorten vaiere er omtrent 1 % og derfor ikke av stor betydning.

Drivenhets- og friksjonskorreksjonene fremlagt ovenfor representerer en indirekte fremgangsmåte hvor den innstilte verdi for hastighetsregulatoren 39 justeres for å kompensere for den ventede bevegelse disse krefter ( Ma + Ff) vil påføre løpe-blokken 20. En alternativ fremgangsmåte er å regne ut de ekvivalente motordreiemomentskomponenter for kreftene og legge til disse komponenter direkte til den normale utgangsverdi (dreiemoment) fra hastighetsregulatoren 39. Denne fremgangsmåte med foroverkopling er imidlertid bare mulig for hastighetsregulatorer som er laget for denne slags tilleggsregule-ring av dreiemomentet (som er tilgjengelige kommersielt). Fordelen med denne foroverkopling er at den ikke er avhengig av nøyaktig beregning av drivenhetskonstantene. Hovedulempen er kompleksitet ved at det sendes et ekstra signal til hastighetsregulatoren .

Forsinkelse

Selv om forsinkelsen x var blitt antatt å være null for drivenhets- og MRU-korreksjonsformål, har eksperimentering ut-ført av søker avdekket at det finnes en signifikant tidsforsinkelse (~0,1 s) i drivenhetsrespons som snarere skyldes signaloverføringstidsforsinkelse enn mykhet i hastighetsregulatoren 39. For å korrigere for denne forsinkelse skal det legges til en forsinkelseshastighetskorreksjonVdeiay til MRU-signalet, hvilken bestemmes slik: hvor tdeiay er overføringstids forsinkelsen for signaler i drivenheten (normalverdi er 0,1 s) og HP( arig) er et første ordens høypassfilter. Høypassfilteret har to funksjoner: for det første fjerner det en eventuell gjenværende DC-komponent i akselerasjonssignalet, og for det andre skaper det en ønskelig fasedreining som i det vesentlige fjerner faseetterslepet fra MRU-vibrasjonsfilteret. Som nevnte ovenfor, er vibrasjonsfilteret et andre ordens Butterworth-lavpassfilter med en dempningsfaktor på e= 0,7. Den optimale tidskonstant for høypassfilteret er derfor:

hvor Th er den mest fremherskende rigghivsperiode på det sted hvor fartøyet 10 satt ut (en typisk verdi er Th = 10 s).

Kort sagt, korrigeringsblokken 131 justerer det opprinnelige MRU-hastighetssignal vmrufor å generere en korrigert versjon VmruCorr som følger:

Den korrigerte hastighetVmruCorrblir deretter integrert i MRU-styringen 42 for å avgi et bevegelsesstyresignal til løpe- blokken 20, hvilket i det vesentlige kompenserer for det faktiske fartøyhiv og får den sanne globale løpeblokksposisjon til tettere å følge hastighetskommandoen fra operatøren.

Posisjonskorreksjon

Når det korrigerte MRU-hastighetssignal (pluss valgfrie korreksjoner) er integrert numerisk i MRU-styringen 42, kan det resulterende posisjonssignal pCOrrsubtraheres fra posisjonsrå-signalet pmrufra MRU-ene 44 i en tilbakemeldingssløyfe. Erfa-ringen har vist at denne differanse generelt ikke vil gå til null, men drive sakte eller nærme seg en vilkårlig posisjon. Det antas at dette forårsakes av avrundingsfeil og endelige beregningsnøyaktigheter, både i MRU-en og i PLS-en. Dette betyr at når boreriggen 10 vender tilbake til en tidligere posisjon, er løpeblokken 20 kanskje ikke i den samme posisjon på boretårnet 16 som den var i da riggen tidligere befant seg i den posisjon. For å unngå dette problem kan hastighetsrå-signalet fra MRU-ene 44 korrigeres med et posisjonshastig-hetskorreksjonssignal vpossom er den lavpassfiltrerte verdi av forskjellen mellom hastigheten til riggen bestemt ut fra posisjonssignalet, dvs. pmruog den korrigerte hastighet vmru-Corr som bestemt ovenfor, dvs. Her er lavpassfilteret meget tregt med en tidskonstant på flere minutter fordi

Denne korreksjon vil hindre avdrift og få løpeblokkens 20 posisjon til å oscillere rundt MRU-posisjonens middelverdi. Det anbefales å bruke utsignalet "LAPosMonD" (dvs. det moment- armskorrigerte posisjonssignal i den vertikale akse) for riggposisjonssignalet, fordi dette inneholder den statiske rulle- og stampekomponent.

Posis j onskorreksj onshastigheten vposadderes til vmruCorrrskjønt det er viktig at denne korrigering anvendes etter alle de forutgående korrigeringer ettersom avdriftsproblemet kan oppstå fra selve korreksjonsuttrykkene.

Brytermodul

Det vises igjen til fig. 11 hvor en programvarebryter 132 blir brukt for å slå hivkompensering av og på, fortrinnsvis på en rolig måte for å unngå brå transientbevegelser. Søkeren har forsøkt en fremgangsmåte med multiplisering av MRU-hastighetssignalet med en faktor som varierer lineært fra null til én (fade-in - opptoning) eller vice versa (fade-out - nedtoning). Ulempen med denne fremgangsmåte er at middelpo-sisjonen for løpeblokken 20 på boretårnet 16 ikke vil holde seg konstant, men forskyves med en mengde som avhenger av starttidspunkt (i forhold til maksimumshivposisjonen for far-tøyet) og av opptoningstidsintervallet. Dette er uønsket da det kan resultere i forskyvning av hele borestrengen 24 for eksempel.

Målet er å tone hivkompenseringen opp eller ned slik at løpe— blokksposisjonen hahcfølger MRU-hivposisjonssignalet med en gradvis økende mengde, dvs.

hvor S er en tidsavhengig myk bryterfunksjon som varierer fra null (ingen kompensering) til én (full kompensering), og pmruer utgående posisjonssignal fra MRU-en. Uttrykt i hastighet er det generelle signal for aktiv hivkompensering som skal

legges sammen med operatørhastigheten under opptoning og nedtoning :

hvor S angir den tidsderiverte av S. Én fordel ved å tilveiebringe en hastighetskorreksjon på denne måte er at det i det vesentlige ikke vil være noen forskyvning av løpeblokken 20 bort fra dens middelposisjon under opptoning og nedtoning. Ett eksempel på en egnet myk bryterfunksjon er: hvor x er en lineærtvarierende koplingsparameter avgrenset mellom null og én. Uttrykkelig,

hvor t/ ade er opptonings- og nedtoningstiden og a = 1 for opptoning og a= -1 for nedtoning. Denne myke bryterfunksjon har følgende trekk: 1) den varierer kontinuerlig, 2) dens tidsderiverte varierer også kontinuerlig uten steg og 3) den tidsderiverte forsvinner ved endepunktene, dvs. når x nærmer seg null eller én.

Det finnes mange myke bryterfunksjoner som oppfyller ovenstående trekk. Et annet eksempel er S = 1/2 + ( 2x - 1)- 1 - \ x - 1/2|) , hvor x er som definert ovenfor. Slike myke bryterfunksjoner er gyldige ikke bare under opptoning og nedtoning, men også selv om den aktive hivkompensering er helt på eller av. Funksjonen kan derfor anvendes kontinuerlig.

Begrensningsmodul

Det vises til fig. 11, hvor en begrensningsmodul 133 følger etter subtraksjonen av signalet for aktiv hivkompensering vahcfra den operatørinnstilte hastighet vahcEtter som den bevegelse av boreriggen 10 som skyldes hiv, øker, øker kravene til drivenheten 54 for å oppnå fullstendig kompensering deretter. Før eller senere vil drivenheten 54 nå én av sine begrensninger: kraft, effekt, hastighet og/eller akselerasjon.

Den vanligste kraftbegrensning er bremsemarginbegrensning. Bremsemargin defineres som forskjellen mellom motorens maksimumstrekkraft og ytre belastning. Dersom denne margin blir for liten, kan ikke heisespillet 30 stanse en nedoverrettet bevegelse innenfor den tillatte maksimale stoppstrekning (f.eks. 3 m), for eksempel under nedsenking av en last mot havbunnen, eller nedsenking av en borestreng i et borehull. Av sikkerhetsmessige grunner er det derfor viktig å begrense den nedoverrettede hastighet til et trygt nivå.

Elektriske kraftbegrensninger, det være seg i drivenheten 54 eller eksternt i boreriggens generatorer eller nettsystem, forårsaker også begrensninger i den mekaniske kraft som er tilgjengelig, dvs. produktet av kraft og hastighet. Kraftbegrensninger kan være positive eller negative. Sistnevnte, som angir begrensninger i den generative kraft som strømmer fra elektromotorene 31 tilbake til drivenhetsstyringen, påvirker sikkerheten fordi den fører til at bremsemarginen faller raskt med økende nedoverrettede hastigheter. Effektbegrens-ninger kan derfor anses som en dynamisk hastighets- eller kraftbegrensning fordi kraftgrensen faller med økende hastighet. Hvis den nedoverrettede hastighet overstiger den kritiske verdi hvor motorens trekkapasitet utligner den ytre belastning (null bremsemargin), vil effektbegrensningen gjøre bremsemarginen negativ og forårsake en ustabil situasjon med fritt fall, noe som er særdeles farlig. Hastighetsbegrensningen betyr at løpeblokkshastigheten ikke kan overstige hastighetsgrenser angitt gjennom motorens merkehastighet (typisk 2300 rpm for elektromotorer) eller andre ytre hastighetsbegrensninger, så som trommelhastighetsbe-grensning eller lasthastighetsbegrensning. For eksempel, dersom lasten er en borestreng i en uforet brønn, kan for høy strenghastighet forårsake dynamiske trykk som kan forårsake skade på borehullet.

Begrensninger i mekanisk kraft og i elektrisk kraft begrenser begge indirekte drivenhetens 54 maksimums- eller minimums-akselerasjon. I tillegg kan slakk i ståltau 26 påføre en negativ akselerasjonsgrense (dvs. akselerasjon nedover eller deselerasjon i oppoverrettet bevegelse) som kan få vaieren nær trommelen 29 til å miste strekk, hvilket resulterer i tilfloking av den spolte vaier. Dette fenomen, som ofte kalles "bird nesting" (reirdannelse), må unngås fordi det kan blokkere videre spoling og forårsake alvorlig skade på borestrengen 24. Vaierslakkakselerasjonsgrensen er proporsjonal med den eksterne kroklast og kan uttrykkes ved asiack = - Fext/ Msi, hvor Msi representerer vaiernes og trinsens treghetsmasse. Den kan beregnes enten teoretisk eller (enklere) eksperimentelt som forholdet - Fext/ asiack, ved hvilket den faste vaier nesten mister stramming. Den teoretiske treghetsmasse kan finnes ut fra energiligningen 0,5M^v<2>= ^^O^J^-Q,.2 + ^ AS/w/,-^.2 hvor Ji,

Q; og 0,5J;Q;<2>er henholdsvis treghetsmoment, vinkelhastighet og rotasjonsenergi for den /-te trinse; og m, /},Vj og 0, 5mljVj2 representerer henholdsvis masse pr. lengdeenhet, lengde, hastighet og forskyvningsenergi for det j- te segment av borevaieren 26. Hele den effektive treghetsmasse M kan deretter finnes ved å legge til også rotasjonsenergien for trommelen og motorene og bruke transmisjonsradien angitt ovenfor: M = Msl<+>( Jmotors + Jdrum^ gear^)^ •

Disse akselerasjonsgrenser påfører restriksjoner på to måter. For det første begrenser de hastigheten indirekte slik at lasten eller løpeblokken 20 kan stanse trygt innenfor konstante eller dynamiske posisjonsgrenser. For det andre legger de begrensninger på hastighetsinkrementene for det signal som sendes til drivenhetsstyringen.

Dreiemoments-, effekts- og akselerasjonsbegrensningene ovenfor kan behandles som en alminnelig hastighetsbegrensning som sikrer at stopplengden ikke overstiger den tilgjengelige eller angitte maksimumsverdi. Siden motorens trekkraft varierer med hastigheten, er det ikke mulig å gi et klart uttrykk for denne hastighetsgrense. I stedet kan grensene (både negative og positive) regnes ut som beskrevet i algoritmen beskrevet i vedlegg D. For enkelhets skyld er algoritmen skrevet for det tilfelle hvor blokken/lasten beveger seg nedover. En lignende, men litt annerledes algoritme gjelder når blokken løftes; hovedforskjellene er at 1) hastigheten har trinn i positiv retning for å finne stopplengden oppover og 2) den ytre last virker i motsatt retning av blokkbevegelsen. SI-enheter forutsettes for alle variabler i algoritmen.

Det er viktig å anvende begrensningsmodulen 133 etter summe-ring av hastighetene fra operatør og aktiv hivkompensering, fordi det er den resulterende innstilte hastighet vset som må begrenses for å unngå de forannevnte farlige situasjoner. Når begrensningsmodulen 133 er aktiv, reduseres eller klippes hastighetssignalet vset over et tidsrom. Svært ofte klipper den signalet asymmetrisk. For eksempel vil høye belastninger og/eller lave grenser for regenerativ effekt forårsake klipping av de negative hastighetstopper, ikke av de positive. Denne asymmetriske klipping forårsaker imidlertid at middel-posisjonen for løpeblokken 20 beveger seg oppover boretårnet 16 et stykke som er proporsjonalt med klippemengden. Denne bevegelse er normalt sterkt uønsket. For å overvinne dette problem har begrensningsmodulen 133 en klippkompenserings-funksjon. Det er funnet ut at en enkel, men effektiv, funksjon er i stand til å løse dette problem. Særlig blir følgen-de posisjonsfeiltilbakemeldingsfunksjon brukt for å bestemme en korrigerende hastighet vp som skal adderes til begrens-ningsmodulens 133 inngangshastighet ( vset):

hvor oipf er en liten tilbakemeldingskonstant (typisk 0,1 s_<1>

eller mindre) , vseter den inngående innstilte hastighet og vouter den klippede utgangsverdi fra begrensningsmodulen. For eksempel, dersom den nedoverrettede hastighet klippes, blir in-tegranden og vp negative, hvilket betyr at den oppoverrettede nettohastighet som skyldes klipping, stanses og stabiliseres.

Fig. 12A viser et simuleringseksempel hvor den nedoverrettede akselerasjon begrenses aktivt. Denne begrensning forårsaker at den sinusformede hastighet klippes, for det meste på den negative side av hastighetskurven. Dersom det ikke kompense-res for denne klippefeil, vil løpeblokken 20 begynne å bevege seg oppover slik det er visualisert med den stiplede posi-sjonskurve i den nedre graf. Med klippkompensering begrenses denne bevegelse.

En stor fordel ved begrensningsmodulen 133 er at den ikke slår den aktive hivkompensering av, slik noen systemer ifølge kjent teknikk gjør, hvis én eller flere av begrensningene nås eller overskrides. Hivkompensering blir ofte anvendt når strengen er festet til et fast punkt på havbunnen. Det er derfor mye bedre å hoppe midlertidig over nøyaktighetsmålene og oppnå delvis kompensering, enn å slå hivkompenseringen helt av.

Algoritmer

Det vises til vedlegg B, C og D hvor det vises algoritmer for iverksettelse av de ulike korrigeringer beskrevet ovenfor. Algoritmene er utformet til å gjennomføres i sin helhet i programvare og lagres som et sett datamaskinutførbare instrukser i minnet 43 som PLS-en i heisespillstyringen 38 har tilgang til. På denne måte kan PLS-en virke på inngangssigna-lene fra MRU-ene 44 og fra operatøren for å tilveiebringe den endelige korrigerte hastighet vsetfor drivenheten 54 som vil oppnå den ønskede løpeblokkshastighet v. Det skal bemerkes at symbolet "=" brukt i formlene i vedlegg B, C og D betyr tilordning. Når den samme variabel forekommer på begge sider av en tilordning, representerer den høyre parameter den forrige verdi, mens den venstre parameter representerer den oppdater-te .

Korrigeringsm odul

I trinn BS1 leser, stiller inn eller beregner heisespillstyringen 38 de viste listeparametrer og variabler og holder dem i minne. I trinn BS2 bestemmes hastighetskorreksjonsuttrykket VG ved bruk av hivsignalet fra MRU-en 44 og resultatet lagres i minne. Som forklart ovenfor, brukes det tre MRU-er for å tilveiebringe overflødighet og kontrollere for feil. Hvert råsignal fra hver MRU (akselerasjon, hastighet og posisjon) samples av PLS-en hver taktsyklus (tid At). Verdiene sammenlignes og gjennomsnittsberegnes dersom de er innenfor en akseptabel toleranse (typisk ±0,05 m/s for hastighetssignalet). Dersom ett av signalene er utenfor toleransen, blir det for-kastet og ikke brukt i gjennomsnittsberegningen.

I trinn BS3 blir korreksjonene for drivenhetsresponsen anvendt på råsignalene fra MRU-ene.

Akselerasjonsråsignalet amrublir ført gjennom et lavpassfilter med en tidskonstant på U, dvs. hastighetsregulatorens integrasjonstidskonstant. For å oppnå den høypassfiltrerte verdi for akseleras j onssignalet slik det kreves av vh = tmFhp{ amru}, blir det lavpassfiltrerte signal subtrahert fra det akselera-sjonsråsignal som representerer bevegelse av boreriggen 10. Hastighetskorreksjonsuttrykket vh blir deretter regnet ut ved multiplikasjon med motortidskonstanten tm for hastighetsregulatoren 39 og resultatet lagres i minne.

I trinn BS4 blir friksjonskorreksjonshastigheten vf bestemt ved bruk av formelen beskrevet ovenfor. Friksjonsakselerasjonen bestemmes deretter:

hvor M er den samlede treghetsmasse i kilogram av drivenheten 54. Funksjonen a/varierer derfor med den målte løpe-blokkshastighet v og målte kroklast Fext. Dersom boreriggen 10 er i bevegelse som et resultat av havdønninger, er akselera-sjonsfunksjonen a/ en oscillasjonsfunksjon lignende en fir-kantbølge.

Akselerasjonsfunksjonsverdien blir ført gjennom et lavpassfilter med en tidskonstant ti, dvs. PI-regulatorens integrasjonstidskonstant. Den filtrerte verdi blir deretter subtrahert fra den opprinnelige verdi for å tilveiebringe en høypassfiltrert verdi a/, hp som blir brukt til å bestemme friksjonskorreksjonshastigheten v/

Vf = tm a/, hp

og resultatet lagres i minne.

I trinn BS5 blir f orsinkelseskorreksj onshastighetenVdelay bestemt ved å filtrere akselerasjonsråverdien fra MRU-ene 44 med et lavpassf ilter med tidskontant hp. deiay og den resulterende verdi blir subtrahert fra akselerasjonsråverdien for å generere en høypassfiltrert akselerasjonsverdi ahp. Denne verdi blir deretter brukt for å fastsette forsinkelseskorreksjons-hastigheten Vdelay

Etter å ha beregnet alle hastighetskorreksjonene, er PLS-en i stand til å anvende dem på gjennomsnittet av hastighetsråsig-nalene vmrufra MRU-ene i trinn BS6. Først blir AHC-hastigheten vahcinnstilt i minne til vmru-verdien. Operatøren er i stand til å velge hvilken av de ulike korreksjoner for MRU-ene, drivenhet, friksjon og forsinkelse som anvendes (selv om alle korreksjoner vanligvis blir anvendt). Følgelig blir en kontroll utført av PLS-en før anvendelse av hver has-tighetskorreksj onsverdi beregnet ovenfor. Forutsatt at alle anvendes, blir den nye korrigerte hastighetVmruCorrregnet ut som

og resultatet lagres i minne. Valgfri posisjonskorreksjon i trinn BS7 sikrer at integralet av korrigert hivkompenserings-hastighet VmruCorr stemmer med middelverdien av MRU-posis j onssignalet, som forklart ovenfor.

Myk brytermodul

Det vises til vedlegg C hvor algoritmen for den myke brytermodul er vist. I trinn CS1 leser, stiller inn eller beregner heisespillstyringen 38 de viste listeparametrer og variabler og bevarer dem i minne.

I trinn CS2 bestemmer brytermodulen 132 om aktiv hivkompensering (AHC) er på eller av. Det er fire muligheter: (1) AHC er på og forbi opptoningsperioden; (2) AHC er på og i opptoningsperioden;

(3) AHC er av og forbi nedtoningsperioden; eller

(4) AHC er av og i nedtoningsperioden.

Om AHC er på eller av, blir bestemt av et signal fra operatø-ren. Dersom AHC er på, blir en retningsparameter s satt til s = 1, mens dersom AHC er av, blir s satt til s= -1. Retnings-parameteren bestemmer hvilken av de fire tilstander ovenfor som er gjeldende. En myk-bryter-parameter x settes innled-ningsvis som x= 0 og bestemmes deretter som:

hvor At er PLS-taktfrekvensen (vanligvis mellom ca. 20 ms og 50 ms) og t/ ade er den ønskede opptonings-/nedtoningstid (normalverdi er 10 s). Således enten øker eller avtar x i inkrementer på At/ t/ ade avhengig av verdien på s. Klippe f unks j onen x = max(0,min( x, 1) ) betyr at dersom x går under 0, blir den til-bakestilt til 0, mens dersom den går over 1, blir den tilba-kestilt til 1.

Den foreslåtte trigonometriske myk-bryter-faktor S = (1-cos7tx)/2 blir deretter bestemt og dens tidsderiverte Sdot blir bestemt ut fra numerisk tidsdifferensiering av S.

Det resulterende hastighetssignal for aktiv hivkompensering bestemmes deretter som:

Myk-bryter-funksjonen blir alltid anvendt på hastighetssignalet for løpeblokken 20. Én fordel ved dette er at det oppnås full, delvis (opptoning eller nedtoning) eller null aktiv hivkompensering ved ganske enkelt å regulere retningsparame-teren s.

Algoritmen ovenfor gjentas for hver taktsyklus i PLS-en (vanligvis omtrent hver 20-50 ms), slik at vsetblir justert i det vesentlige kontinuerlig mens aktiv hivkompensering er på.

Begrensningsm odul

Det vises til vedlegg D hvor algoritmen for begrensningsmodulen 133 er vist. Det minnes om at denne algoritme gjelder kun nedoverrettet bevegelse av løpeblokken 20 (idet det huskes på at nedoverrettet bevegelse er definert som negativ i dette

skrift). I trinn DS1 leser, stiller inn eller beregner heisespillstyringen 38 de viste parametrer og variabler og holder dem i minne. De inngående parametrer bestemmes som følger:

• aramp = £2max * r /1 r amp, hvor Qmaxer maksimumshastighet for motor (i rad/s), r er transmisjonsradius (definert tidligere) og tramp er rampetid, typisk 2 s eller lengre. • FmMax= nm<*>TmMax/r, hvor nm er antallet aktive motorer og TmMaxer maksimums dreiemoment pr. motor. • hmin= max(hmino, h-Lstop) hvor hmino er en absolutt mini-mumsposisjon (typisk 0,5 m) for blokk og Lstop er en maksimums stoppi engde (typisk 3 m). • M og Msi er enten konstanter bestemt eksperimentelt eller de er beregnet teoretisk som forklart tidligere. • Pmin og Pmaxer enten konstanter (som stemmer med driven-hetenes oppsett) eller de leses eksternt fra fartøyets kraftstyringssystem.

• VmMin<=>— f^max*T.

• Avstdsettes til en konstant, typisk 0,1 m/s eller lavere. Lave verdier tjener nøyaktigheten, men øker utreg-ningstiden. • At er PLS-programmets syklustid, avhengig av PLS-ens samlede regnebelastning. Typiske verdier er i området 0,01 til 0,1 s.

• cociip er en konstant som typisk settes til 0,1 s_<1>.

I trinn DS2 initialiseres tre integreringsvariabler som vist: hastighet vQu, akkumulert stopplengde Læe og hastighetsinkrement Av (typisk 0,1 ms-1) .

Formålet med trinn DS3 og DS4 er å bestemme en minimumshastighet (dvs. maksimum i retning nedover) for løpeblokken 20 hvor den trekkraft som er tilgjengelig fra heisespillet overstiger kraften Fext øvd av kroklasten. I trinn DS3 settes mi-nimumshastighetsgrensen vmmtil v0id — Av. I trinn DS4 velges maksimumstrekkraft Fmaxfor motor som minimum av motortrek-kraftsgrensen FmMaxog kraften tilgjengelig fra den regenera-tive kraftgrense Pmmog den gjeldende minimumshastighetsgren-seVmin. Dersom nettotrekkmarginen (definert som Fmax- Fext) er mindre enn null, halveres hastighetsinkrementet og algoritmen vender tilbake til trinn DS3. På denne måte blir minimumshas-tigheten gradvis økt mot null (dvs. hastigheten nedover reduseres) til nettotrekkmarginen er større enn null, for å sikre at det er noe margin for å stanse bevegelse av lasten. Først når trekkmarginen er større enn null, går algoritmen videre til neste trinn.

I trinn DS5 beregnes motorens akselerasjonskapasitet, og mak-simumsakselerasjonen amaxsettes til minimum av motorkapasite-ten og akseleras j onsgrensen aramp pålegges av operatøren eller settes av drivenheten. I trinn DS6 bestemmes den inkrementel-le endring AL i stopplengden forårsaket av endringen i vmi„. Den totale stopplengde blir deretter justert ved å legge til AL til stopplengden LaCc, og den nye verdi sammenlignes med avstanden mellom løpeblokken 20 og en nedre stopposisjon. Dersom den totale stopplengde ikke er større enn denne avstand, settes da hastigheten v0id til vmmog algoritmen vender tilbake til trinn DS3 hvor vmm økes inkrementelt med Av, og algoritmen gjentas til den samlede tilgjengelige stopplengde er nådd; når dette skjer, går algoritmen videre til neste trinn.

På denne måte blir størrelsen på vmm gradvis økt til den tilgjengelige stopplengde er nådd. På dette tidspunkt er det to verdier: en første verdi (f.eks. -1,4 ms-<1>), hvor stopplengden ikke er nådd, og en andre verdi (f. eks. -1,5 ms-<1>) hvor den tilgjengelige stopplengde er overskredet. Det er da nød-vendig å interpolere mellom disse to verdier for å finne den hastighet som er nærmest den tilgjengelige stopplengde. Dette utføres i trinn DS7 hvor vmi„ økes gradvis fra den første verdi til den tilgjengelige stopplengde er nådd.

I trinn DS8 velges vmmsom maksimum (dvs. nærmest null og derfor minste størrelse) for den gjeldende verdi av vmtn og drivenhetens merkehastighet vrated. I trinn DS9 velges motormi-nimumskraften (dvs. største størrelse) fra motorskyvekraft-grensen FmMin og den kraft som er tilgjengelig, avhengig av motoreffektgrensen Pmaxog den gjeldende verdi av vmm. Den nedoverrettede nettoskyvekraft Fmmblir deretter bestemt ut fra den valgte verdi og kraften øvd av lasten Fext.

En motorbasert akselerasjonsgrense amotorsblir deretter bestemt i trinn DS10 ved bruk av Fmin og den samlede treghetsmasse M. En vaierslakkakselerasjonsgrense asiack blir bestemt i det neste trinn ved bruk av den kraft som øves av kroklasten Fext og borevaierens og trinsenes treghetsmasse. Den mest restriktive verdi av disse akselerasjonsgrenser og aramp blir deretter valgt ut og satt som amtn for å sikre at ingen av disse akseleras j onsgrenser overskrides.

I trinn DS11 blir det deretter bestemt et område for den innstilte hastighet vset på grunnlag av maksimums- og minimumsakselerasjonskapasiteten til drivenheten og den gjeldende verdi av vmm. Den innstilte hastighet vset blir deretter justert for klipping (beskrevet nærmere nedenfor). Til slutt velges den hastighetsgrense vumsom heisespillet 30 får instruks om å bruke, ved først å sammenligne den innstilte hastighet med den største tillatte hastighet (bestemt ut fra maksimumsakselerasjonskapasiteten) og velge den nedre verdi, og deretter sammenligne resultatet med den minste tillatte hastighet (bestemt ut fra minimumsakselerasjonskapasiteten) og velge maksimumsverdien. På denne måte settes den begrensede hastighet til vsethvis den faller innenfor det tillatte område, ellers settes den enten til den største eller til den minste tillatte hastighet. På denne måte settes det en sik-kerhetsgrense på heisespillets 30 virksomhet hvorledes det

enn styres av operatøren og/eller den aktive hivkompensering.

Siden begrensningsmodulen 133 kan klippe hastigheten innstilt av operatøren, hvilken er en kombinasjon av operatørhastighe-ten og hivkompenseringshastigheten, vil dette resultere i en posisjonsfeil for løpeblokken 20. I trinn DS12 bestemmes posis j onsf eilen basert på forskjellen mellom den innstilte hastighet og den begrensede hastighet, og en klippkorreksjons-hastighet vcuPblir bestemt som en brøkdel av posisj onsf eilen. Denne klippede hastighet blir brukt i den neste iterasjon av algoritmen i trinn DS11 for å kompensere for den innstilte hastighet. Den innstilte hastighet må imidlertid fremdeles holde seg innenfor grensene som beskrevet ovenfor.

Det skal bemerkes at hver av algoritmene kan brukes uavhengig av de andre. For eksempel kan det tilveiebringes utstyr som funksjonaliteten til hvilken som helst av algoritmene er inn-arbeidet i.

Målinger

Det vises til fig. 13 hvor en graf 140 viser rigghiv og rigg-akselerasjon mot tid, mens en annen graf 141 viser frekvens-spektrumet for akselerasjonssignalet i grafen 140. Dataene ble registrert på boreskipet Deepwater Frontier 10. oktober 2001. Riggakselerasjonen 142 og rigghivet 143 er utsignalene PosMonD og AccMonD fra en MRU-5, dvs. posisjons- og akselera-sjonssignaler respektive på vertikalaksen (positiv akselerasjon oppover). Det vil legges merke til at akselerasjonssignalet 142 har en frekvens på omtrent 0,1 Hz og at støy er superponert på kurven. Enn videre kan det ses av graf 141 at støy i akselerasjonssignalet er nesten konstant fra omtrent 1 Hz og opp til 4,5 Hz (som er Nyquist-frekvensen for disse målinger). Dette angir at grensefrekvensen i MRU-vibrasjonsfilteret er satt for høy. Enn videre vil den lavfrekvente støy (< 0,03 Hz) kunne være en overlappingseffekt fra samplingsfrekvensen på 9 Hz.

Det vises til fig. 14 hvor en graf 160 viser hvordan rigghiv varierer over en to minutters periode, og en graf 161 viser hvordan hivhastighet varierer over samme tid. Grafene 160 og 161 ble generert ved bruk av to MRU-5-er (konfigurert på samme måte) og hver graf har derfor to kurver. Det er klart ut fra de to kurver på hver graf at utgangssignalene fra hver MRU ikke er identiske.

Simuleringsresultater

Det ble laget en Simulink-modell for å studere heisespilldy-namikken og virkningene av hivkompenseringskorreksjonene fo-reslått ovenfor. Modellen har følgende trekk: • Riggbevegelsen er modellert ved en ren sinusformet bevegelse eller ved reelle registrerte rigghivsdata. • Riggbevegeligheten, som beskriver hvor mye riggen reagerer på kroklastvariasjoner, er neglisjert i denne modell. • MRU-en er modellert med filtrene beskrevet ovenfor (når registrerte MRU-signaler blir brukt som innsignaler for simuleringen, anvendes inverse filtre for å anslå den reelle riggbevegelse). • Motorhastighetsregulatoren er en PI-regulator med anti-opptrekk (anti-windup). Den lille forsinkelse i strøm(dreiemoments)regulatoren er neglisjert. Det er brukt ulike verdier for forsterkningen P og integrasjonstidskonstanten ti. • Motordreiemomentsgrensen er hastighetsavhengig og følger tett de dreiemomentsgrenser som er gitt av motorprodu-senten (General Electric). • Giret forutsettes å være uendelig stivt, slik at motorer og trommel betraktes som ett enkelt treghetselement. Overføringstapet i giret eller girene er inkludert i modellen . • Den effektive trommeltreghet er dynamisk og tar hensyn til den variable lengde av vaier som er viklet opp på trommelen. • Trommelradien er også en variabel funksjon som varierer stegvis (med en stigningsovergangsvinkel på 0,5 rad). • Vaieren og trinsene er modellert som en serie av masse og fjærer, hvor vaierens treghet og elastisitet er variable funksjoner av avstanden mellom blokkene. • Trinsefriksjonen for hver enkelt trinse er modellert ved

vi lv2+v2

en hastighetsavhengig virkningsgradsfaktor tj0v vv v° hvor r|o= 1 - 0,35 dune/ Dsheave og vo er en liten overgangshastighet. • Blokken er modellert som en punktmasse mens strengen kan være modellert enten som en punktmasse eller som en transmisjonslinje (med en fordelt serie av masse og fjærer) . I denne studie av hivkompensering er den først-nevnte og enklere mulighet valgt.

Simuleringsresultater med og uten feilkorreksjoner er vist for forskjellige bølgeperioder på fig. 15 til 24. Alle simu-leringer, bortsett fra de to siste, er utført uten klipptil-bakemelding. Følgende data er brukt for simuleringene: • MRU-AC-filter: universalfilter, periode = 20 s, dempning 0,7 • MRU-vibrasjonsfilter: grensefrekvens = 3 Hz, dempning = 0,7 • Myk (treg) hastighetsregulator: integrasjonstid = 0,7 s, motortidskonstant = 0,66 s • Hard (rask) hastighetsregulator: integrasjonstid =0,5 s, motortidskonstant = 0,15 s

• Heisespill lineær dempning = 0

Konfigureringen av simuleringen er vist i tabell 1 nedenfor.

Det er ut fra disse figurer klart at hastighetskorreksjoner for å kompensere for MRU-filtre, drivenhetsrespons og friksjon forbedrer nøyaktigheten dramatisk. Dette gjelder særlig for den trege hastighetsregulators tilfelle hvor kompenseringsfeilen blir redusert med en faktor på 10 eller mer.

Kompenseringsfeilen er minst ved en bølgeperiode svarende til MRU-filtrenes senterfrekvens (ved omtrent 10 s) og den øker raskt for kortere bølgeperioder.

Friksjonskompenseringen har stor virkning på reduksjonen av posisjonsfeilen fra 4,7 % til 1 % ved 10 s periode og 500 tonn last. Virkningen av friksjonskompensering øker proporsjonalt med lasten.

Avstiving av hastighetsregulatoren (ved å redusere motor- og integrasjonstidskonstanter) forbedrer kompenseringsnøyaktig-heten betydelig, særlig når det ikke anvendes hastighetskorreksjoner for MRU, drivenhet og friksjonskompensering.

Dobbelt heisespill

Det vises til fig. 25 hvor et apparat for gjennomføring av en andre utførelsesform av fremgangsmåten i overensstemmelse med oppfinnelsen er angitt generelt med henvisningstallet 200. Apparatet 200 er generelt likt den første utførelsesform bortsett fra at dødtampen og ankeret 28 er blitt erstattet av et heisespill lignende heisespillet 30. Apparatet har derfor to heisespill 201, 202 (kjent som dobbelt heisespill - dual drawworks), ett på hver side av boretårnet (ikke vist på fig. 25); selv om det er mulig å stable heisespillene oppå hverandre på den ene side av boretårnet. Hvert heisespill 201, 202 har egen kraftforsyning. Hver ende av ståltauet 226 (eller borevaieren) er festet til ett respektivt av heisespillene og mellomkabelen passerer gjennom kronblokken 218 og løpe-blokken 220. På denne måte kan løpeblokken 220 heves og senkes ved å spole kabel 228 på og av det ene eller andre av heisespillene 201, 202 (såkalt "enkeltmodus") eller begge heisespillene samtidig (såkalt "dobbeltmodus"). Dobbeltmodusen kan enten kjøres med samme hastighet (synkron modus), eller kjøres med forskjellige hastigheter (asynkron modus).

I synkron modus kjøres heisespillene 201, 202 med samme hastighet, og kronblokkens 218 sentertrinse roterer ikke. Mens vaierhastighetsstørrelsen øker mot endene som spoles inn på eller ut fra trommelen, har den relativt lave vaierhastighet i den synkrone modus mange fordeler, som f.eks. 1) lavere treghet i vaier og trinsesystem, 2) høyere akselerasjonsgrenser for vaierslakk og 3) mindre slitasje og bøyeindusert ut-mattingsbelastning på vaieren 226. Det er også noen fordeler dersom heisespillenes hastighetsforhold endres fra det synkrone 50/50-forhold til f.eks. 40/60- eller 60/40-forhold. Dette vil fordele vaierslitasjen jevnere langs vaieren og derved forlenge vaierlevetiden sammenlignet med et konstant 50/50-forhold.

En av de store fordeler ved å ta i bruk dobbelt heisespill er overflødighet. Dersom én enhet svikter, kan den andre fremdeles drives og forskyve løpeblokken 220, som et tradisjonelt enkelt heisespill. Dette er spesielt viktig i kritiske operasjoner når det hivkompenseres mens strengen er festet til bunnen for eksempel. Dersom hivkompenseringen stanser, vil spenningskrefter fra det stampende fartøy kunne skade strengen og endatil forårsake utblåsninger eller andre faresitua-sjoner. Met én enhet i et dobbelt heisespill intakt kan kompenseringen fortsette. Selv om hastigheten og mulighetene til hivkompensering i enkeltmodus er redusert til omtrent 50 % av dobbeltmodusen, gir den full overflødighet med mindre værfor-holdene er særdeles barske og fartøyhivet overstiger kapasi-tetsgrensene for enkeltmodus.

For å minimere transientfeilene når den sviktende enhet stanser, skal den gjenværende enhet ta hensyn til den sviktende enhets bevegelse under den korte, men begrensede stopptiden.

Det vises til vedlegg E hvor det er vist en algoritme for å dele løpeblokkens innstilte hastighet vset i to komponenter, én for hvert heisespill 201, 202. Denne hastighetsdelingspro-gramvare kan realiseres i én enkelt PLS (f.eks. en heisespillstyring som heisespillstyringen 38) for å styre begge heisespill 201, 202.

I trinn ESI stiller PLS-en inn eller beregner de viste parametrer og variabler og holder dem i minne. Hastighetsfaktoren si settes av operatøren til mellom 0 og 1. si settes typisk til 0,5, hvilket resulterer i en 50/50-deling av hastighetskommandoen mottatt fra begrensningsmodulen 133. De optimale verdier for tidsforsinkelse td, posisjonsreguleringsparamete-ren fp og tilbakemeldingskonstanten coPmå bestemmes gjennom prøving og feiling under igangkjøring. Bevegelseskomponente-ne, akselerasjonen, hastigheten og posisjonen for hver enhet bestemmes i bunn og grunn ut fra motoromkodere på samme måte som de blir for tradisjonelle enkle heisespill. I stedet for én overføringsradius (drøftet tidligere for et tradisjonelt enkelt heisespill), er det nå to radier, én for hvert heisespill. De er forskjellige fra hverandre når tromlene har ulikt antall lag.

I trinn ES2 sjekker styringen for å se om det ene eller andre av heisespillene er koplet ut (hva grunnen nå enn måtte være). Hvis så er, hopper algoritmen til trinn ES5. Ellers, i trinn ES3, blir hastigheten delt mellom de to heisespill 201, 202 ved bruk av hastighetsf aktoren si.

Siden heisespillene 201, 202 ikke virker perfekt, vil det foreligge en feil mellom løpeblokkens 220 faktiske posisjon og den posisjon den ifølge hastighetskommandoene skulle vært i. Trinn ES4 er ment å kompensere for denne feil. Først oppnås den faktiske samlede blokkhøyde fra vinkelposisjonskodere på hvert heisespill. Først oppnås den faktiske samlede blokk-høyde h fra posisjonsverdiene for hvert heisespill 201, 202. Høydefeilen herrorblir deretter bestemt ved å sammenligne den faktiske blokkhøydekomponent hi med dimensjonen på den samlede blokkhøyde h i henhold til hastighetsfaktoren si. For å korrigere for denne feil, som vanligvis er liten, men kan bli større når hastighetsfaktoren endres, beregnes en korrigerende balanserende hastighetVbai. Den settes først proporsjonalt med posisjonsfeilen ved å multiplisere posisjonsfeilen med en tilbakemeldingskonstant coPrmen for å unngå bevegelse når det ikke er noen innstilt hastighet for løpeblokken, klippes til-bakemeldingshastigheten til grenser angitt ved ±fp\ vset\. Den resulterende balanserende hastighet blir deretter subtrahert fra og addert til de innstilte hastigheter for henholdsvis heisespillet 201 og 202. På denne måte vil den posisjonsba-lanserende hastighet forårsake en krysspoling av borevaieren mellom de to enheter, men ikke noen netto bevegelse av løpe-blokken 220.

Trinn ES5 regnes bare ut dersom én av enhetene er koplet ut, typisk som en følge av svikt. Utkopling av en enhet kan skje brått når enheten er i full bevegelse. I slike tilfeller overstyres den operatørinnstilte hastighetsfaktor, og den gjenværende enhet tilveiebringer hele den innstilte hastighet. Selv om den utkoplede enhet stanser ved hjelp av sine nødbremser, vil den likevel ikke stanse øyeblikkelig. For å gjøre overgangen fra dobbeltmodus til enkeltmodus så jevn som mulig, blir den forbigående, målte hastighet til det utkoplede heisespill subtrahert fra den gjenværende aktive enhets innstilte hastighet. Tidsforsinkelseskorreksjonen basert på akselerasjonen til den utkoplede enhet legges til for å minimere kompenseringsfeilene under overgangstidsintervallet. Når den utkoplede enhet har nådd full stans, reduseres disse uttrykk automatisk til null og har ingen innvirkning.

Det vises til fig. 26 hvor et styringsskjerna 250 generelt ligner styringsskjemaet 130 og like henvisningstall angir like deler. Etter begrensningsmodulen 133 blir det justerte hivkompenseringssignal ført til en splittemodul 252. Splitte-modulen 252 omfatter datamaskinutførbare instrukser lagret i heisespillstyringens 38 minne og er funksjoner som skal bestemme innstillingshastigheten for hvert heisespill 201, 202 (herunder eventuell posisjonskorreksjon). Hver innstillingshastighet blir sendt til en respektiv drivenhet 254, 256 for heisespillene 201, 202 som styrer hastigheten deretter. De to heisespills utgangshastigheter summeres for å regulere løpe-blokkens 220 hastighet. Boreriggens bevegelse superponeres på denne utgangshastighet; forutsatt nøyaktig hivkompensering vil løpeblokkens endelige bevegelse vghbai være i det vesentlige lik inngangssignalet fra operatøren vop.

Fordeler ved denne algoritme innbefatter:

a) synkron så vel som asynkron bevegelse av to heise-

spill; hastighetsforholdet kan velges av operatøren.

b) posisjonsbalansering sikrer at posisjonskomponenten fra hver enhet nærmer seg det angitte hastighetsforhold.

Posisjonsbalanseringsfunksjonen er en krysspoling som ikke påvirker løpeblokkens posisjon. Balansekorreksjonshastigheten er begrenset til en brøkdel av den innstilte hastighet og fryses derfor når løpeblokken stanses. c) dersom én enhet svikter og stanser, tar den andre enhet over hele hivkompenseringsoppgaven. Denne enhet kompenserer også for den sviktende enhets transientbevegelse, for å gjøre overgangen fra dobbelt- til enkeltmodus så jevn som mulig.

Ett alternativ er at en MRU lagrer datamaskinutførbare instrukser for å foreta hvilket som helst antall av hastighetskorreksjonene (MRU, drivenhet, friksjon og/eller forsinkelse) internt. Et annet alternativ er at funksjonaliteten tilveiebrakt gjennom oppfinnelsen tilveiebringes i en separat PLS (dvs. ikke en del av heisespillstyringen).

Selv om oppfinnelsen medfører spesielle fordeler innenfor fagfeltet olje- og gassutvinning til havs (f.eks. boreoperas-joner, brønnserviceoperasjoner innbefattende kveilrør, kabel-operasjoner osv.), er bruken av oppfinnelsen ikke begrenset til dette felt. Andre bruksområder er også tenkelige, som f.eks. hvilket som helst heiseutstyr (f.eks. kraner og vin-sjer) til bruk på fartøyer hvor virkningene av hiv må reduseres, for eksempel rør- og kabelleggingsfartøyer.

Selv om utførelsesformene av oppfinnelsen beskrevet under henvisning til tegningene omfatter datamaskinapparat og fremgangsmåter utført i datamaskinapparat, strekker oppfinnelsen seg også til datamaskinprogrammer, særlig datamaskinprogrammer på eller i en bærer, tilpasset for å sette oppfinnelsen ut i praksis. Programmet kan være i form av en kildekode, objektkode, en kodemellomkilde og objektkode så som i delvis kompilert form, eller i hvilken som helst annen form som er egnet til å brukes ved gjennomføringen av fremgangsmåtene i henhold til oppfinnelsen. Bæreren kan være hvilken som helst enhet eller anordning som er i stand til å bære programmet. For eksempel kan bæreren omfatte et lagringsmedium, så som en ROM, for eksempel en CD-ROM eller en halvleder-ROM, eller et magnetisk registreringsmedium, for eksempel en diskett eller harddisk. Videre kan bæreren være en overførbar bærer som f.eks. et elektrisk eller optisk signal som kan overføres via elektrisk eller optisk kabel eller via radio eller annet middel.

Når programmet er gjennomført i et signal som kan overføres direkte via kabel eller annen anordning eller annet middel, kan bæreren utgjøres av slik kabel eller annen anordning eller annet middel. Alternativt kan bæreren være en integrert krets som programmet er innlagt i, hvor den integrerte krets er tilpasset til å utføre eller til å brukes ved utførelsen av de relevante fremgangsmåter.

Det ses derfor til slutt at den foreliggende oppfinnelse og utførelsesformene som er beskrevet i dette skrift, og de som er dekket av de vedføyde patentkrav, er godt tilpasset til å gjennomføre målsettingen og nå de fremsatte mål.

Vedlegg A

KONFIGURASJONSRAPPORT FOR MRU

Dette er en oppsummering av alle parametrene konfigurert i MRU- en.

S/N: 1971

Enhet: MRU-5.e

Systemprogram: MRU_3.20 02-01-11

Konfig.kommentar: SEDCO ENERGY MRU 2, token 11 Kalibrering: MRU 5, sn 1971, kalibrert 2002-06-21 Systemmodus: Normal

MRC-versjon 4. 0. 0 <Standard>

Fartøy

Geometri:

Fartøydimensjoner: Lengde: 100,00; Bredde: 100,00;

Høyde: 25,00 [m]

Plassering tyngdepunkt/

Centre of Gravity (CG): CG-X: -50,00; CG-Y: 0,00;

CG-Z: 0,00 [m]

Beskrivelse:

Fartøybeskrivelse: "Sedco Energy"

Brukerkommentar: "SEDCO ENERGY MRU 2, token 11"

Sensor

Geometri

Momentarm MRU: X: 15,22; Y: 0,00; Z: 21,91 [m] Momentarm MP: X: -11,73; Y: 0,00; Z: 1,20 [m] Monteringsvinkler: Rulling: -0,21; stamping: 1,14

giring: 0,00 [°]

Hivkonfigurasjon:

Filtermodus: Hydrografisk oppmåling Filterparametrer: Dempning: 0,70; Periode: 25,00 [s]

Datagrensesnitt

Digitalt

Systemport:

Portoppsett: sys 19200 n 8 1

Verbose-nivå: stille

XIN-portstyring: ikke benyttet

XOUT-portstyring: høy

Digitale data:

Symbol (token): 11

Kanaler 3

Intervall: 10

DATA-ut-protokoll: MRU normal

Kanalliste: Kilde-ID, navn, enhet, format

64, Pitch, [ang], FFLOAT

105, PosMonD, [m], FFLOAT

115, VelMonD, [m/s], FFLOAT

Tillegg ( Auxiliary)

Seriell inngang - AUXl: utkoplet - auxl 9600 n 8 1 Seriell inngang - AUX2: utkoplet - aux2 9600 n 8 1 Logisk inngang - AUX3: ikke benyttet

Alder ekstern tittel: 20 [s]

Analogt

Utgang innkoplet: nei

Analoge kanaler: kanalnr., kilde-ID, navn, enhet,

forsterkning, forskyvning, grenser

0, 63, rulling, [ang], +28,649, + 0,000, -10,00... +10, 0 V

1, 64, stamping, [ang], +28,649,

+ 0,000, -10,00... +10, 0 v 2, 105, PosMonD, [m], +1,000, + 0,000, -10,00... +10, 0 V

3, 112, VelMonD, [m/s], +1,000, + 0,000, -10,00... +10, 0 V

Spesielle valgmuligheter

Filtre

Skrensingsfilter:

Filtermodus: Universell (General Purpose)

Filterparametrer: Dempning: 0,60; Periode: 2,50 Slingringsfilter: Filtermodus: Universell

Filterparametrer: Dempning: 0,60; Periode: 2,50 Vibrasjon: Lavpass: 3,00 [Hz]

Begrensning

Hastighet:

Maksimum: 10,00 [m/s]

Posisj on:

Maksimum: 10,00 [m]

Emulering

Emulere MRU-type: Av

Magnetiske forhold

Breddegrad: 0,00°

Magnetisk avvik: 0,00°

Bruk av

induktiv målesonde: Utkoplet Avansert

Magnetisk modelima trise

PRO.bperm_b[0] = 0

PRO.bperm_b[1] = 0

PRO.bperm_b[2] = 0

PRO.M_sb[0] = 1

PRO.M_sb[l] = 0

PR0.M_sb[2] = 0

PR0.M_sb[3] = 0

PR0.M_sb[4] = 1

PR0.M_sb[5] = 0

PR0.M_sb[6] = 0

PR0.M_sb[7] = 0

PR0.M_sb[8] = 1

Vedlegg B

ALGORITME FOR KORRIGERINGSMODUL

<BS1.>Les, still inn eller beregn inngangsparametrer/

variabler:

amruMRU-akseleras j on Vmru MRU-has tighet

Pmru MRU-posis jon

8Dempningsparameter for MRU-filter røe Vinkelgrensefrekvens for MRU-filter

ti Integrasjonstidskonstant for hastighetsregulator

tm Motortidskonstant for hastighetsregulator

td Forsinkelsestid At Tidsinkrement

Fext Ekstern last (kroklast)

T|dw Virkningsgrad heisespill

ddwVaierdempningskoeffisient for

heisespill

v Løpeblokkshastighet M Samlet effektiv treghetsmasse

BS2. MRU-korreksjon

VG = 2s<*>C0c<*>pmru Dr i venhe t s kor r e ks j on

BS3. Drivenhetskorreksjoner

aip = aip + (amm - aip)* At/ti Lavpassf il trert akselerasjon ahP= amm -aip Høypassfilterakselerasjon vh =tm<*>ahp Drivenhetskorreks j onsuttrykk

BS4. Friksjonskorreksjoner

Ff = (ridwsign(v)- l)*Fext- ddw*v f riksjonskraf testimat af=Ff/M Tilsvarende akselerasjon af,ip = af,ip + (af-af,iP)* At/ti Lavpassf il trert akselerasjon af,hp = af — af,ip Høypass f ilterakseleras j on Vf = tm<*>af,hp Friks j onskorreks j onsuttrykk

BS5. Forsinkelseskorreksjon

aip,d= aip,d+ (amm-aip,d)*At/td lavpassfiltrert akselerasjon ahP,d = amm - aip,d Høypass f iltrert MRU-akseleras j on Vdelay = td<*>ahPFor s inkel s e s kor re ks j onsuttrykk

BS6. Anvend korreksjoner

Vmm<=>Vmm + VG + vh + vf + Vdelay Korrigert hivkompenserings-hastighet

BS7. Posisjonskorreksjon

Hvis pos-korr. ikke er på

Slutt Hopp over den valgfrie posisjons-korreksj on

Vpos<=>(pmm-Pmmoid/At MRU-posisjonsbasert hastighet PmmOid = Pmm Bevar til neste syklus Vdiff = Vmm -Vpos Hastighetsforskjell tfiiter=100 Bruk 100 s som filtertidskonstant vp = vp + (vdiff-Vp)*At/tfuter Lavpas s f il trert verdi avVdiffVmmCoiT = VmmCoiT + vp Anvend posisjonskorreksjon

Vedlegg C

ALGORITME FOR MYK-BRYTER-MODULEN

<CS1.>Les, still inn eller beregn inngangsparametrer/

variabler:

AHC_På Flagg for hivkompensering VmruCorr MRU-hastighet (etter korrigering) Pmru MRU-posisjon

tfade Toningstid (typisk 5 s)

At Tidsinkrement

CS2 . Bestem toningsretning

Dersom AHC På Dersom hivkompensering slått på, s=l Opptoning eller helt på

ellers

s=-l Nedtoning eller helt av

CS3. Integrer og klipp toningsvariabel

x = x + s<*>At/tfade Integrer

x = max(0, min(x, 1)) Klipp hvis grenser overskrides

CS4. Beregn bryterfaktor og dens tidsderiverte

S = (l-cos(x<*>7i))/2 Myk bryterf aktor

Sdot= (S-Soid)/At Tidsderivert av S

Soid-S Bevar til neste tidssyklus

CS5. Anvend den myke bryter

Vahc=S*VmruCorr + Hi vkompens er ingshas ti ghets komponent S dot* Pmru

Vset = Vset-Vahc Subtraher denne fra den operatør-innstilte hastighet

Vedlegg D

ALGORITME FOR BEGRENSNINGSMODUL

<DS1.>Les, still inn eller beregn inngangsparametrer/

variabler:

aramp Aks e 1 er a s j ons gr ens e fra drivenhet

eller operatør

FmMaxTrekkraftsgrense motor (ved lav

hastighet)

h Faktisk blokkposisjon hmin Minimumsposis j on (mål for nedre

stopp)

M Samlet effektiv treghetsmasse Msi Treghetsmasse av vaier og trinser Pmin Grense regenerativ effekt Pmax Motorisk effektgrense (< 0)VmMin Motorbasert hastighetsgrense (< 0) AvstdNormalt hastighetsinkrement At Tidsinkrement

cociip Faktor for klippefeilkompensering

DS2. Initialiser integreringsvariabler

void=0 Hastighet

Læe = 0 Akkumulert stopplengde Lstop = h - hmin Tilgjengelig stopplengde

Av = AvstdBegynn med normalt hastighetsinkrement

DS3. Inkrementer hastighetsgrense

Vmin=Void-Av Minimumshas tighet

BS4. Beregn hastighetsavhengig trekkraft

Fmax=min(FmMax, Pmin/vmin ) Maksimumstrekkraf t motor Fnet=Fmax - Fext Netto trekkraf tsmargin HvisFnet<0 Hvis trekkraf tsmargin ikke er positiv

Av = Av/2 Reduser hastighetssteg

Hopp til 3 Og gjenta kontroll av margin

DS5. Beregn akselerasjonskapasitet

amotors= Fnet/M Akse 1 er as j ons kåpas i t e t fra motorer amax = min (amotors, aramp) Velg den mest begrensede akselerasjon

DS6. Oppdater og kontroller akkumulert stopplengde AL= (vmin2-v0id2)/(2amax) Stopplengdeinkrement (> 0)

Læe = Læe + AL Akkumulert stopplengde

Hvis Læe<Lstop Hvis tilgjengelig stopplengde ikke

er nådd

Void = Vmin Bevar hastighet for neste itera-s j on

Hopp til 3 Fortsett med ett hastighetssteg til

DS7. Interpolering for å finne hastighetsgrense basert på

stopplengde

f = (Læe - Lstop)/AL Brøkdel av siste stopplengdeinkrement som overstiger stopplengde

Vmin = Vmin-f*Av Lineært interpolert hastighetsgrense

DS8. Kontroller mot nominell hastighetsgrense

Vmin<=>max(Vmin,-Vrated) Velg den mest restriktive hastighetsgrense

DS9. Skyvekraftgrense motor

Fmin=min(-FmMax, Pmax/vum) Minimums kr a f t motor

Fnet = Fmin - Fext Netto skyvekraft (nedover)

DS10. Grenser akselerasjon nedover

amotors = Fnet/M Motorbasert akselerasjonsgrense

(< 0)

asiack = -Fext/Msi Vaie r sl akkaks e 1 er as j onsgrense

amin = max(amotors,-aramp, asiackVelg den mest begrensede akselerasjon (< 0)

DS11. Anvend hastighets- og akselerasjonsgrenser for å stille inn hastighet (når v < 0)

viimLo = viimoid + amin At Laveste hastighet basert på forrige utverdi

vumHi<=>viimoid + amin At Høyeste hastighet basert på forrige utverdi

VminLo = max(vmin, viimLo) Minimumsverdi fra begrensermodulVminHi=min(vmin, viimHi) Maksimumsverdi fra begrensermodul Vset = Vset + Vciip Legg til korreksjonshastighet for

klippefeil

viim<=>max (vminLo, min(vset,VminHi) Uthastighet fra begrensningsmodul

viimoid = viim Bevar uthastighet til neste tidssyklus

DS12. Oppdater tilbakemelding klippefeil

Pciip<=>Pciip + (vset-vum)<*>At Pos i s j ons f eil fra klipping

Vciip =C0ciiP<*>Pciip Samsvarende tilbakemeldingshastig-het

Vedlegg E

ALGORITME FOR HASTIGHETSDELINGEN I DOBBELT HEISESPILL

<ESI.>Les, still inn eller beregn inngangsparametrer/

variabler:

Vset Innstillingshastighet (ønsket

blokkhastighet)

si Hastighetsf aktor for enhet 1 i

heisespill

hi Blokkhøyde fra enhet 1

h. 2 Blokkhøyde fra enhet 2

vi Blokkhastighet fra enhet 1

V2Blokkhastighet fra enhet 2

ai Blokkakselerasjon fra enhet 1

a2Blokkakselerasjon fra enhet 2

ta Tidsforsinkelse (signal- og re-spons forsinkelse)

fp Parameter for posisjonsstyring (0

<<><f>P<<>D

s-<1>)

Enhet 1 utkoplet Flagg for enhet 1 sviktet/utkoplet Enhet 2 utkoplet Flagg for enhet 2 sviktet/utkoplet

ES2 . Kontroller om begge enheter er i virksomhet

Hvis enhet 1 eller Hvis én av enhetene er utkoplet enhet 2 er utkoplet

Hopp til ES5 Hopp over normal hastighetsdeling

ES3. Normal hastighetsdeling

Vseti<=>si<*>vSet Innstilt hastighet for enhet 1 Vset2<=>(1 - si)<*>vSet innstilt hastighet for enhet 2

ES4. Posisjonsbalanseringsstyring (sikrer at posisjonsfor-hold stemmer med hastighetsforholdet)

h = hi + h2Samlet blokkhøyde

herr = hi-si*h Posi s j ons f e i 1

Vbai =C0p<*>herrKorrigerende hastighet for posisj onsfeil

VbaiMax= fP*abs(vset) Øvre grense korrigerende hastighet VbaiMin = -VbaiMax Nedre grense korrigerende hastighet

Vbai<=>max(vbaiMin, min(vbai,VbaiMax)) Klipp korrigerende hastighet hvis grenser overskrides

Vseti = Vset i - Vbai Bruk po s i s j ons s tyr ing på enhet 1 Vset2 = Vset2 - Vbai Bruk po s i s j ons s tyr ing på enhet 2

ES5. Spesiell hastighetsdeling hvis én enhet utkoplet Hvis enhet 1 utkoplet:Vseti = 0 Bruk innstilt hastighet 0 for den

sviktende enhet

Vset2 =Vset Kompenser 100 % med den andre enhet

Vset2 = Vset2 - vi Legg til sviktende enhets transientbevegelse

Vset2 =Vset2-ai<*>td Korriger også for tidsforsinkelser Hvis enhet 2 utkoplet:Vset2=0 Innstilt hastighet 0 for den svik tende enhet

Vseti-Vset Kompenser 100 % med den andre enhet

Vseti = Vseti - V2 Legg til sviktende enhets transientbevegelse

Vseti = Vseti -a2*td Korriger også for tidsforsinkelser

Claims

1. Fremgangsmåte for aktivt å kompensere for hiv i et fartøy som det er festet en last til, hvor det finnes en koplingsanordning som forbinder nevnte last med nevnte fartøy, og fremgangsmåten omfatter trinnene: (a) å måle nevnte fartøys hiv med en måleanordning og avgi et hivsignal som er representativt for dette, hvilket hivsignal omfatter et hastighetssignal som representerer nevnte fartøys hastighet som reaksjon på nevnte hiv; (b) å bruke nevnte hivsignal til å kompensere for nevnte hiv ved å forskyve nevnte koplingsanordning i forhold til nevnte fartøy som en funksjon av nevnte hivsignal, hvorved bevegelse av nevnte last som skyldes nevnte hiv, blir redusert; hvor nevnte signal omfatter feil innført av nevnte måleanordning, hvorved nøyaktigheten i nevnte kompensering reduseres,karakterisert vedtrinnene: (c) å behandle nevnte hivsignal ved å bestemme en hastighetskorreksjon (vg) og justere nevnte hastighetssignal med nevnte hastighetskorreksjon for å redusere nevnte feil og avgi et justert hivsignal; og (d) å bruke nevnte justerte hivsignal til å forskyve nevnte koplingsanordning for å kompensere for nevnte hiv.

2. Fremgangsmåte ifølge krav 1, hvor nevnte trinn (c) omfatter å redusere en lederfasefeil i nevnte hastighetssignal ved å legge til nevnte hastighetskorreksjon (vg) til nevnte hastighetssignal, hvilken hastighetskorreksjon er proporsjonal med et posisjonssignal som representerer nevnte fartøys posisjon i forhold til et fast punkt.

3. Fremgangsmåte ifølge hvilket som helst foregående krav, hvor nevnte fartøy omfatter drivapparat for å bevirke forskyvning av nevnte koplingsanordning som en funksjon av nevnte hivsignal, omfatter fremgangsmåten videre det trinn å justere nevnte hivsignal ytterligere, for å redusere feil innført gjennom treghets-og/eller friksjonsvirkninger i nevnte drivapparat ved gjennomføring av forskyvning av nevnte koplingsanordning .

4. Fremgangsmåte ifølge krav 3, hvor nevnte ytterligere justering er proporsjonal med (a) en drivenhetstids-konstant som er kvotienten av et treghetsmoment ( J) for nevnte drivapparat dividert på en forsterkning ( P) i en proporsjonal-integral(PI)-hastighetsregulator i et elektronisk styringssystem for en drivenhet i nevnte drivapparat, og (b) et akselerasjonssignal som representerer en filtrert verdi for nevnte fartøys akselerasjon som reaksjon på nevnte hiv, hvorved nevnte hivsignal blir justert for å kompensere for treghets-feil innført av nevnte drivapparat.

5. Fremgangsmåte ifølge krav 4, hvor nevnte ytterligere justering er proporsjonal med (a) nevnte drivenhets-tidskonstant, og (b) et akselerasjonssignal som representerer en filtrert verdi av friksjonsakselerasjonen som er kvotienten av en friksjonskraft { Ff) som nevnte drivapparat er utsatt for, dividert på en samlet treghetsmasse (M) av nevnte drivapparat, hvorved nevnte hivsignal blir justert for å kompensere for friksjons-feil innført av nevnte drivapparat.

6. Fremgangsmåte ifølge krav 4 eller 5, hvor nevnte akseleras jonssignal er blitt filtrert av et akselerasjons-filter som omfatter et første ordens høypassfilter som har en tidskonstant som er i det vesentlige lik en in-tegras jonstidskonstant { ti) for nevnte proporsjonal-integral(PI)-hastighetsregulator.

7. Fremgangsmåte ifølge hvilket som helst foregående krav, hvor den videre omfatter det trinn å anvende dynamiske grenser på størrelsen av nevnte hivkompensering, hvor nevnte grenser blir satt som en funksjon av akselerasjonskapasiteten til et drivapparat eller nevnte koplingsanordning.

8. Fremgangsmåte ifølge krav 7, hvor den videre omfatter det trinn å bestemme maksimum og minimum for tillatt akselerering av nevnte koplingsanordning, hvor nevnte dynamiske grenser angis som en øvre grense og en nedre grense på grunnlag av disse, og å begrense forskyvning av nevnte koplingsanordning basert på nevnte øvre og nedre grense.

9. Fremgangsmåte ifølge krav 7 eller 8, hvor den videre omfatter det trinn å bestemme en grense for maksimums-og minimumshastighet ut fra nevnte koplingsanordnings nåværende posisjon, slik at nevnte last kan stanses innenfor en konstant eller dynamisk posisjonsgrense.

10. Fremgangsmåte ifølge krav 7, 8 eller 9, hvor anvendelse av nevnte dynamiske grenser forårsaker asymmetrisk klipping av nevnte justerte hivsignal, hvorved en middelposisjon for nevnte koplingsanordning forskyves med tiden, omfatter fremgangsmåten videre det trinn å kompensere nevnte justerte hivsignal for nevnte asymmet riske klipping for å redusere forskyvning av nevnte middelposisj on.

11. Fremgangsmåte ifølge krav 10, hvor nevnte kompense-ringstrinn omfatter å tilbakemelde nevnte justerte hivsignal etter klipping, å bestemme et klippkompense-ringssignal og legge til nevnte klippkompenseringssig-nal til nevnte justerte hivsignal.

12. Fremgangsmåte ifølge hvilket som helst foregående krav, hvor det finnes to heisespill til regulering av nevnte koplingsanordnings posisjon, nevnte to heisespill har en kabel mellom seg som passerer gjennom nevnte koplingsanordning, hvor fremgangsmåten videre omfatter de trinn å dele nevnte justerte hivkompenseringssignal mellom nevnte to heisespill, slik at de hver benytter en brøkdel av dette for å regulere nevnte koplingsanordnings posisjon.

13. Fremgangsmåte ifølge krav 12, hvor den videre omfatter det trinn å dele nevnte justerte hivkompenseringssignal (a) i det vesentlige likt eller (b) ulikt mellom nevnte to heisespill.

14. Fremgangsmåte ifølge krav 12 eller 13, hvor den videre omfatter det trinn å gi ett av nevnte to heisespill instruks om å tilveiebringe alt av nevnte hivkompensering når det andre av nevnte to heisespill er utkoplet.

15. Fremgangsmåte som angitt i hvilket som helst foregående krav, hvor nevnte fartøy er en flytende borerigg, nevnte koplingsanordning omfatter en løpeblokk, og trinn (b) omfatter å forskyve nevnte løpeblokk med et heisespill for å kompensere for nevnte hiv.