高順德，王英豪，周 峰，曹旭陽，李 林

（1.大連理工大學(xué) 機械工程學(xué)院，遼寧 大連 116024；2.大連益利亞工程機械有限公司，遼寧 大連 116025；3.中國海洋石油工程（青島）有限公司，山東 青島 266520）

1 概述

隨著世界經(jīng)濟的快速增長，各國對石油、天然氣等能源的需求越來越大，與此同時，內(nèi)陸和近海的油氣資源卻日益枯竭.歐美一些工業(yè)大國早在20多年前就把資源開采的目光投向了深海，而我國海上油氣資源開發(fā)起步較晚，目前開發(fā)水平還遠遠落后于發(fā)達工業(yè)國家.據(jù)研究表明，海洋石油資源量占全球石油資源總量的34%，而深水、超深水域的油氣資源約占海洋石油資源總量的30%，未來的油氣開發(fā)將走向更深的海域［1］.雖然深海石油資源豐富，但是深?？碧骄哂泻艽蟮娘L(fēng)險，需要先進的技術(shù)來支持.于是超大型海洋平臺應(yīng)運而生，而平臺的建造技術(shù)已成為國際海洋工程界的一個熱點.

目前國際上大噸位的海洋平臺逐步趨向于模塊化設(shè)計及制造［2］，將整個海洋平臺按功能設(shè)計分割成若干個超大型模塊，各個模塊分別建造，建造完成后運輸至總裝基地，進行整體組裝.其中，上部組塊與下部殼體之間的合攏是整體組裝中的關(guān)鍵工藝，而如何實現(xiàn)將上部組塊提升到指定高度又是合攏的關(guān)鍵［3－5］.

現(xiàn)如今，海洋平臺上部組塊的提升方法主要有以下兩種：

（1）利用專業(yè)的提升系統(tǒng)實現(xiàn)上部組塊的提升.FAGIOLI公司應(yīng)用其設(shè)計的提升系統(tǒng)，如圖1所示，為Sakhalin能源開發(fā)公司實現(xiàn)了海洋平臺上部組塊與下層殼體的整體合攏，該海洋平臺的上部組塊重達26 000t［6］.提升系統(tǒng)由側(cè)墻支撐、井字架、標(biāo)準(zhǔn)節(jié)以及液壓提升器4部分組成.吊點設(shè)置于井字架，通過提升井字架，完成上部組塊的提升.這種提升系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性高，安裝準(zhǔn)備的時間較短，但由于其將吊點設(shè)置于上部組塊的支腿位置，決定了該種系統(tǒng)僅能用于半潛式海洋平臺的提升，無法用于浮式海洋平臺的提升，適用范圍有限.

（2）利用大型起重機實現(xiàn)海洋平臺上部組塊的提升.煙臺中集來福士海洋工程有限公司為巴西Schahin石油天然氣公司建造了“SS Pantanal”號深水半潛式鉆井平臺［7］.該平臺的上部組塊與下層殼體的合攏通過2萬t“泰山”號門吊實現(xiàn)，如圖2所示.該提升方案實現(xiàn)了海洋平臺上部組塊的一次性整體吊裝合攏，大大減少了海洋平臺的建造時間.但由于所用門吊的起重性能的限制，無法用于更大噸位的上部組塊的提升作業(yè).

圖1 FAGIOLI公司海洋平臺上部組塊提升系統(tǒng)Fig.1 FAGIOLI lifting system for topside of offshore platform

圖2 煙臺來福士上部組塊提升實例Fig.2 Example of topside lifting in Yantai Raffles

荔灣3-1大噸位上部組塊提升系統(tǒng)是中國設(shè)計的首套上部組塊提升系統(tǒng)，提升能力為35 000t，提升高度為60m，可應(yīng)用于半潛式、浮式海洋平臺的提升作業(yè).提升系統(tǒng)由底座、塔架、塔頂梁和液壓提升器4部分組成.其中塔架是主要的承載結(jié)構(gòu)件，而且為了滿足上部組塊提升高度的要求，塔架總高達到84m.由于塔架結(jié)構(gòu)承載大，受力狀態(tài)復(fù)雜，加之國內(nèi)尚沒有可供借鑒和參考的大噸位上部組塊提升系統(tǒng)，因此，獲得其在工作狀態(tài)下的應(yīng)力分布對于整個提升系統(tǒng)的設(shè)計優(yōu)化以及安全可靠性具有重要的意義.

周美立教授在國際上率先提出了系統(tǒng)相似度量方法，為分析度量系統(tǒng)相似性，特別是為分析復(fù)雜機械產(chǎn)品相似性與差異性提供了新的理論與方法［8］.相似理論及其補充原理在按相似系統(tǒng)的已知特性預(yù)測機器設(shè)備性能方面，以及從模型向原型演變、建立參量關(guān)系式和經(jīng)驗關(guān)系式方面具有重要的意義［9］.

本文采用數(shù)值模擬與相似模型試驗相結(jié)合的設(shè)計方法，應(yīng)用相似性理論，確定了實際原型與樣機模型的相似關(guān)系，從而根據(jù)原型機設(shè)計并制造了模型樣機對其進行現(xiàn)場試驗.通過測試樣機模型關(guān)鍵位置的應(yīng)力，了解整機系統(tǒng)的應(yīng)力分布狀態(tài)，確定應(yīng)力水平與變化規(guī)律，提出大噸位提升系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案.將試驗測試值與有限元計算結(jié)果進行比較，檢驗樣機有限元模型的建模方法及載荷施加方式的合理性.

2 相似模型試驗樣機的設(shè)計

在海洋平臺上部組塊的提升過程中，提升系統(tǒng)需要克服其重力的作用，此重力即為塔架承受的外部載荷.因此，根據(jù)相似原理［10］，支配該現(xiàn)象的物理法則為

式中：Fg為重力；ρ為材料密度；g為重力加速度；l為長度；Fe為結(jié)構(gòu)體彈性力；E為彈性模量；ε為應(yīng)變.

根據(jù)已有的海洋平臺上部組塊，研究設(shè)計相應(yīng)的提升系統(tǒng)，是本課題的立意所在.獲得塔架的應(yīng)力分布，以便對結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化是試驗的主要目的，對中間組塊的受力情況則不作研究.因此，中間組塊無需按照嚴(yán)格的相似關(guān)系去設(shè)計，亦即重力可以作為放寬的相似法則［11］.要使樣機模型與原型相似，支配模型現(xiàn)象的物理法則只考慮結(jié)構(gòu)體的彈性力：

式中：F′e為模型中的結(jié)構(gòu)體彈性力；E′為模型中的彈性模量；ε′為模型中的應(yīng)變；l′為模型中的長度.

根據(jù)力的相似關(guān)系，得到：

式中：F＊為提升系統(tǒng)外部載荷的相似比，模型中塔架的材料與原型中的相同，因此E′＝E；而由幾何相似，得到E＝E′.因此，由式（3）可以得到：

式中：l＊為長度相似比.

海洋平臺上部組塊長104 m，寬77 m，高26 m，重35 000 t，在上部組塊長度方向的兩側(cè)對稱布置12組塔架，高度為84 m，上端連接塔頂梁，塔頂梁頂部安裝液壓提升器，提升器的吊點設(shè)置于海洋平臺的上部組塊.

由圖3可以看出，4組塔架（命名為塔架A，B，C，D）的下端連接相應(yīng)的底座，上端與塔頂梁相連.為得到與實際塔架結(jié)構(gòu)相同的應(yīng)力分布，模擬原型，在塔頂梁兩端的凸臺上分別安裝4臺液壓提升器.鋼絞線穿過提升器與構(gòu)件夾持器，構(gòu)件夾持器通過螺栓連接于中間組塊，從而將提升器的作用力傳至中間組塊.非試驗狀態(tài)下，中間組塊放置于支架之上，試驗過程中，其上放置一定質(zhì)量的配重塊，以模擬原型中海洋平臺上部組塊的自重.對應(yīng)液壓提升器，布置4組泵站，其接收計算機發(fā)出的指令，控制4組提升器協(xié)同作業(yè)，實現(xiàn)中間組塊的同步提升.

圖3 試驗樣機模型Fig.3 Experiment prototype model

3 提升試驗

3.1 試驗方案

試驗采用雷諾測試儀（如圖5a所示）獲得提升器工作循環(huán)周期內(nèi)主油缸壓力的時域曲線，根據(jù)測量油壓計算得到提升器的拉力值，以便確定有限元計算中的施加載荷.

采用拉線傳感器測量提升器主油缸的位移，記錄4個吊點在提升全程中的高度值，其所采集到的信息經(jīng)由提升系統(tǒng)監(jiān)控平臺（如圖5b所示），進行如下處理：取不同的時間點，分別計算同一時刻4個吊點的位移之差，最終得出提升器同步控制的精度.根據(jù)試驗結(jié)果，修正提升器的仿真模型，并優(yōu)化其控制算法.

測試提升試驗中樣機模型關(guān)鍵部位的應(yīng)力值，了解整機的應(yīng)力分布情況，為提升系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供最直接的參考依據(jù)，試驗結(jié)果還可以用來檢驗有限元的建模方法與加載方式的合理性.本文重點論述此部分.

圖4 試驗加載Fig.4 Experiment load

圖5 試驗設(shè)備Fig.5 Experiment equipments

試驗過程中，采用逐級加載的方式，先后加載了10，20，30t的配重塊.正式加載之前，先進行預(yù)載試驗，以檢查加載設(shè)備、測試儀器和應(yīng)變片的工作狀態(tài)，并忽略各種非線性初始因素的影響.預(yù)載質(zhì)量為20t，持荷時間為15h，然后完全卸載.

3.2 測點布置及測試內(nèi)容

塔架測點布置如圖6所示.根據(jù)理論分析，位于中間組塊同側(cè)的兩組塔架具有相同的應(yīng)力分布.因此重點研究塔架A，C的應(yīng)力分布情況，在這兩組塔架上布置了較多的測點，作為補充與驗證，在塔架B，D上少量布置測點.考慮受力最不利的區(qū)域和應(yīng)力分布比較復(fù)雜的部位，選取塔架A，C的上、下兩個截面處的典型部位作為測點位置，以便全面掌握塔架的應(yīng)力分布.圖7為試驗樣機塔架結(jié)構(gòu)上測點的現(xiàn)場照片.

圖6 塔架測點布置Fig.6Layout of test points of tower structure

圖7 塔架測點照片F(xiàn)ig.7 Pictures of test points of tower structure

本試驗中應(yīng)變數(shù)據(jù)的采集應(yīng)用DH3817動靜態(tài)應(yīng)變測試系統(tǒng)，主要參數(shù)設(shè)置如下：應(yīng)變計阻值為120Ω，靈敏度系數(shù)為2.15，泊松比為0.3，彈性模量為1GPa.通過計算機完成自動平衡、采樣控制、自動修正、數(shù)據(jù)存儲、數(shù)據(jù)處理和分析.

4 試驗結(jié)果與分析

4.1 模型試驗與有限元計算結(jié)果的比較

采用ANSYS軟件對試驗?zāi)Ｐ瓦M行了有限元分析，得到模型理論計算的應(yīng)力分布狀況.通過比較有限元計算結(jié)果與試驗結(jié)果，可以檢驗有限元建模方法與加載方式的合理性，有限元模型如圖8所示.

試驗樣機的有限元模型中塔架結(jié)構(gòu)采用Beam188單元，塔頂梁、中間組塊和底座結(jié)構(gòu)采用Shell63單元，鋼絞線采用Link8單元，有限元模型按照實體幾何構(gòu)造進行建模.由雷諾測試儀測量得到液壓提升器主油缸的壓力值，據(jù)此計算出相應(yīng)的提升載荷，將此載荷施加于有限元模型中鋼絞線的端部，在底座的下表面施加豎直方向的位移約束.求解完畢的應(yīng)力分布結(jié)果如圖9所示.

根據(jù)采集到的試驗樣機模型上各測點的應(yīng)變曲線（圖10為C21，C31，C41測點的應(yīng)變曲線），得到相應(yīng)的測點應(yīng)力值，并與有限元的計算結(jié)果進行比較，其結(jié)果如表1所示.

圖8 試驗樣機的有限元模型Fig.8 FEM model of experiment prototype

圖9 Von Mises應(yīng)力云圖Fig.9 Von Mises stress distribution

圖10 試驗測點處的應(yīng)變曲線Fig.10 Strain curves of test points

分析表1中的數(shù)據(jù)，測點C42，A11兩處的應(yīng)力測量值與理論計算值的相對誤差分別為10.8%，14.3%，其他測點處兩者的相對誤差均在10%以內(nèi)，而且試驗結(jié)果和有限元計算結(jié)果中塔架的應(yīng)力分布規(guī)律一致，證明有限元計算可以較好地反映塔架結(jié)構(gòu)的實際應(yīng)力情況，上述的有限元建模方法與加載方式是合理的.

表1 塔架測點的應(yīng)力測試值與計算值Tab.1 Test values and simulating results of stress of test points on tower structure

表1中含有試驗測試值與有限元計算結(jié)果的相對誤差，分析誤差產(chǎn)生的原因有：①數(shù)值模擬是按理想的情況進行加載計算的，而試驗則受到樣機模型的制造誤差、試驗場地的條件制約等因素的影響，兩者的結(jié)果勢必會存在誤差.②數(shù)值分析中施加的載荷是根據(jù)試驗測量的油壓值計算得到的，考慮到雷諾測試儀的測量誤差，采集數(shù)據(jù)的讀取誤差等因素，理論計算中的載荷值與提升器的實際載荷之間存在差異.

4.2 試驗結(jié)果分析及模型優(yōu)化

如圖6所示，測點C11，C21，C31，C41位于塔架C主弦桿的下部截面，其中C41位置的應(yīng)力值最小，C11，C21，C31處應(yīng)力值較為接近；測點C12，C22，C32，C42位于塔架主弦桿的上部截面，其中C42位置的應(yīng)力值最小，C12處應(yīng)力值最大.塔架C上編號為4的主弦桿受力較其他3根要小，而有限元計算結(jié)果亦得到同樣的結(jié)論.因此，從受力角度考慮，可以嘗試將塔架的截面設(shè)計成三角形式，再檢驗其是否滿足強度、剛度及穩(wěn)定性等方面的要求.

塔架A與塔架C對稱布置于樣機模型的兩側(cè)，分析兩組塔架上對應(yīng)位置的測點（C11與A11，C21與A21，C12與A12，C22與A22）的應(yīng)力值，塔架A上各測點的應(yīng)力值均大于塔架C上的測點應(yīng)力值.這是由于試驗所采用的液壓提升器的同步提升精度有限，導(dǎo)致兩側(cè)提升器的載荷分配不均勻，以至于作用在兩組塔架上的載荷并不相同.通過優(yōu)化提升器的控制算法，達到更高的同步精度，可以減小塔架上作用載荷之間的差異.

綜合分析A，C兩組塔架上測點的應(yīng)力值，可以得出，同一組塔架上的不同弦桿所受到的力的作用是不相同的，主要是由于液壓提升器的安裝位置不處于塔架截面的幾何中心，而實際結(jié)構(gòu)亦不允許將提升器布置于塔架截面的中心.通過調(diào)整提升器的安裝位置，實現(xiàn)塔架上所有弦桿的受力趨于均勻，在滿足塔架整體強度的前提下，可以增強提升系統(tǒng)的安全可靠性.

X2測點處受到拉應(yīng)力的作用，證明塔架有向中間組塊一側(cè)彎曲的變形趨勢，而斜拉支撐部分有利于提高塔架的剛度及整體穩(wěn)定性.

相比于材料的許用應(yīng)力，塔架整體應(yīng)力值偏小，結(jié)構(gòu)尚有強度冗余，主要表現(xiàn)在塔架的主弦桿的選型偏于保守，因此，主弦桿可以選用較小型號的鋼管.

5 結(jié)論

按照提升質(zhì)量和高度的要求設(shè)計了荔灣3-1大噸位上部組塊提升系統(tǒng)，根據(jù)相似性理論，設(shè)計并制造了樣機模型，進行了結(jié)構(gòu)、液壓及控制等方面的現(xiàn)場試驗.在結(jié)構(gòu)方面，將試驗結(jié)果與有限元計算結(jié)果進行了對比分析，驗證了之前樣機模型有限元分析的建模方法與加載方式的合理性，同時對樣機模型結(jié)構(gòu)方面進行了優(yōu)化，最終實現(xiàn)對荔灣3-1大噸位上部組塊提升系統(tǒng)設(shè)計結(jié)果的優(yōu)化，取得了良好的效果.

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