基于相似模型试验的海洋平台大吨位上部组块提升系统

高顺德，王英豪，周 峰，曹旭阳，李 林

（1.大连理工大学 机械工程学院，辽宁 大连 116024；2.大连益利亚工程机械有限公司，辽宁 大连 116025；3.中国海洋石油工程（青岛）有限公司，山东 青岛 266520）

1 概述

随着世界经济的快速增长，各国对石油、天然气等能源的需求越来越大，与此同时，内陆和近海的油气资源却日益枯竭.欧美一些工业大国早在20多年前就把资源开采的目光投向了深海，而我国海上油气资源开发起步较晚，目前开发水平还远远落后于发达工业国家.据研究表明，海洋石油资源量占全球石油资源总量的34%，而深水、超深水域的油气资源约占海洋石油资源总量的30%，未来的油气开发将走向更深的海域［1］.虽然深海石油资源丰富，但是深海勘探具有很大的风险，需要先进的技术来支持.于是超大型海洋平台应运而生，而平台的建造技术已成为国际海洋工程界的一个热点.

目前国际上大吨位的海洋平台逐步趋向于模块化设计及制造［2］，将整个海洋平台按功能设计分割成若干个超大型模块，各个模块分别建造，建造完成后运输至总装基地，进行整体组装.其中，上部组块与下部壳体之间的合拢是整体组装中的关键工艺，而如何实现将上部组块提升到指定高度又是合拢的关键［3－5］.

现如今，海洋平台上部组块的提升方法主要有以下两种：

（1）利用专业的提升系统实现上部组块的提升.FAGIOLI公司应用其设计的提升系统，如图1所示，为Sakhalin能源开发公司实现了海洋平台上部组块与下层壳体的整体合拢，该海洋平台的上部组块重达26 000t［6］.提升系统由侧墙支撑、井字架、标准节以及液压提升器4部分组成.吊点设置于井字架，通过提升井字架，完成上部组块的提升.这种提升系统的结构稳定性高，安装准备的时间较短，但由于其将吊点设置于上部组块的支腿位置，决定了该种系统仅能用于半潜式海洋平台的提升，无法用于浮式海洋平台的提升，适用范围有限.

（2）利用大型起重机实现海洋平台上部组块的提升.烟台中集来福士海洋工程有限公司为巴西Schahin石油天然气公司建造了“SS Pantanal”号深水半潜式钻井平台［7］.该平台的上部组块与下层壳体的合拢通过2万t“泰山”号门吊实现，如图2所示.该提升方案实现了海洋平台上部组块的一次性整体吊装合拢，大大减少了海洋平台的建造时间.但由于所用门吊的起重性能的限制，无法用于更大吨位的上部组块的提升作业.

图1 FAGIOLI公司海洋平台上部组块提升系统Fig.1 FAGIOLI lifting system for topside of offshore platform

图2 烟台来福士上部组块提升实例Fig.2 Example of topside lifting in Yantai Raffles

荔湾3-1大吨位上部组块提升系统是中国设计的首套上部组块提升系统，提升能力为35 000t，提升高度为60m，可应用于半潜式、浮式海洋平台的提升作业.提升系统由底座、塔架、塔顶梁和液压提升器4部分组成.其中塔架是主要的承载结构件，而且为了满足上部组块提升高度的要求，塔架总高达到84m.由于塔架结构承载大，受力状态复杂，加之国内尚没有可供借鉴和参考的大吨位上部组块提升系统，因此，获得其在工作状态下的应力分布对于整个提升系统的设计优化以及安全可靠性具有重要的意义.

周美立教授在国际上率先提出了系统相似度量方法，为分析度量系统相似性，特别是为分析复杂机械产品相似性与差异性提供了新的理论与方法［8］.相似理论及其补充原理在按相似系统的已知特性预测机器设备性能方面，以及从模型向原型演变、建立参量关系式和经验关系式方面具有重要的意义［9］.

本文采用数值模拟与相似模型试验相结合的设计方法，应用相似性理论，确定了实际原型与样机模型的相似关系，从而根据原型机设计并制造了模型样机对其进行现场试验.通过测试样机模型关键位置的应力，了解整机系统的应力分布状态，确定应力水平与变化规律，提出大吨位提升系统的结构优化方案.将试验测试值与有限元计算结果进行比较，检验样机有限元模型的建模方法及载荷施加方式的合理性.

2 相似模型试验样机的设计

在海洋平台上部组块的提升过程中，提升系统需要克服其重力的作用，此重力即为塔架承受的外部载荷.因此，根据相似原理［10］，支配该现象的物理法则为

式中：Fg为重力；ρ为材料密度；g为重力加速度；l为长度；Fe为结构体弹性力；E为弹性模量；ε为应变.

根据已有的海洋平台上部组块，研究设计相应的提升系统，是本课题的立意所在.获得塔架的应力分布，以便对结构进行优化是试验的主要目的，对中间组块的受力情况则不作研究.因此，中间组块无需按照严格的相似关系去设计，亦即重力可以作为放宽的相似法则［11］.要使样机模型与原型相似，支配模型现象的物理法则只考虑结构体的弹性力：

式中：F′e为模型中的结构体弹性力；E′为模型中的弹性模量；ε′为模型中的应变；l′为模型中的长度.

根据力的相似关系，得到：

式中：F＊为提升系统外部载荷的相似比，模型中塔架的材料与原型中的相同，因此E′＝E；而由几何相似，得到E＝E′.因此，由式（3）可以得到：

式中：l＊为长度相似比.

海洋平台上部组块长104 m，宽77 m，高26 m，重35 000 t，在上部组块长度方向的两侧对称布置12组塔架，高度为84 m，上端连接塔顶梁，塔顶梁顶部安装液压提升器，提升器的吊点设置于海洋平台的上部组块.

由图3可以看出，4组塔架（命名为塔架A，B，C，D）的下端连接相应的底座，上端与塔顶梁相连.为得到与实际塔架结构相同的应力分布，模拟原型，在塔顶梁两端的凸台上分别安装4台液压提升器.钢绞线穿过提升器与构件夹持器，构件夹持器通过螺栓连接于中间组块，从而将提升器的作用力传至中间组块.非试验状态下，中间组块放置于支架之上，试验过程中，其上放置一定质量的配重块，以模拟原型中海洋平台上部组块的自重.对应液压提升器，布置4组泵站，其接收计算机发出的指令，控制4组提升器协同作业，实现中间组块的同步提升.

图3 试验样机模型Fig.3 Experiment prototype model

3 提升试验

3.1 试验方案

试验采用雷诺测试仪（如图5a所示）获得提升器工作循环周期内主油缸压力的时域曲线，根据测量油压计算得到提升器的拉力值，以便确定有限元计算中的施加载荷.

采用拉线传感器测量提升器主油缸的位移，记录4个吊点在提升全程中的高度值，其所采集到的信息经由提升系统监控平台（如图5b所示），进行如下处理：取不同的时间点，分别计算同一时刻4个吊点的位移之差，最终得出提升器同步控制的精度.根据试验结果，修正提升器的仿真模型，并优化其控制算法.

测试提升试验中样机模型关键部位的应力值，了解整机的应力分布情况，为提升系统的结构优化提供最直接的参考依据，试验结果还可以用来检验有限元的建模方法与加载方式的合理性.本文重点论述此部分.

图4 试验加载Fig.4 Experiment load

图5 试验设备Fig.5 Experiment equipments

试验过程中，采用逐级加载的方式，先后加载了10，20，30t的配重块.正式加载之前，先进行预载试验，以检查加载设备、测试仪器和应变片的工作状态，并忽略各种非线性初始因素的影响.预载质量为20t，持荷时间为15h，然后完全卸载.

3.2 测点布置及测试内容

塔架测点布置如图6所示.根据理论分析，位于中间组块同侧的两组塔架具有相同的应力分布.因此重点研究塔架A，C的应力分布情况，在这两组塔架上布置了较多的测点，作为补充与验证，在塔架B，D上少量布置测点.考虑受力最不利的区域和应力分布比较复杂的部位，选取塔架A，C的上、下两个截面处的典型部位作为测点位置，以便全面掌握塔架的应力分布.图7为试验样机塔架结构上测点的现场照片.

图6 塔架测点布置Fig.6Layout of test points of tower structure

图7 塔架测点照片Fig.7 Pictures of test points of tower structure

本试验中应变数据的采集应用DH3817动静态应变测试系统，主要参数设置如下：应变计阻值为120Ω，灵敏度系数为2.15，泊松比为0.3，弹性模量为1GPa.通过计算机完成自动平衡、采样控制、自动修正、数据存储、数据处理和分析.

4 试验结果与分析

4.1 模型试验与有限元计算结果的比较

采用ANSYS软件对试验模型进行了有限元分析，得到模型理论计算的应力分布状况.通过比较有限元计算结果与试验结果，可以检验有限元建模方法与加载方式的合理性，有限元模型如图8所示.

试验样机的有限元模型中塔架结构采用Beam188单元，塔顶梁、中间组块和底座结构采用Shell63单元，钢绞线采用Link8单元，有限元模型按照实体几何构造进行建模.由雷诺测试仪测量得到液压提升器主油缸的压力值，据此计算出相应的提升载荷，将此载荷施加于有限元模型中钢绞线的端部，在底座的下表面施加竖直方向的位移约束.求解完毕的应力分布结果如图9所示.

根据采集到的试验样机模型上各测点的应变曲线（图10为C21，C31，C41测点的应变曲线），得到相应的测点应力值，并与有限元的计算结果进行比较，其结果如表1所示.

图8 试验样机的有限元模型Fig.8 FEM model of experiment prototype

图9 Von Mises应力云图Fig.9 Von Mises stress distribution

图10 试验测点处的应变曲线Fig.10 Strain curves of test points

分析表1中的数据，测点C42，A11两处的应力测量值与理论计算值的相对误差分别为10.8%，14.3%，其他测点处两者的相对误差均在10%以内，而且试验结果和有限元计算结果中塔架的应力分布规律一致，证明有限元计算可以较好地反映塔架结构的实际应力情况，上述的有限元建模方法与加载方式是合理的.

表1 塔架测点的应力测试值与计算值Tab.1 Test values and simulating results of stress of test points on tower structure

表1中含有试验测试值与有限元计算结果的相对误差，分析误差产生的原因有：①数值模拟是按理想的情况进行加载计算的，而试验则受到样机模型的制造误差、试验场地的条件制约等因素的影响，两者的结果势必会存在误差.②数值分析中施加的载荷是根据试验测量的油压值计算得到的，考虑到雷诺测试仪的测量误差，采集数据的读取误差等因素，理论计算中的载荷值与提升器的实际载荷之间存在差异.

4.2 试验结果分析及模型优化

如图6所示，测点C11，C21，C31，C41位于塔架C主弦杆的下部截面，其中C41位置的应力值最小，C11，C21，C31处应力值较为接近；测点C12，C22，C32，C42位于塔架主弦杆的上部截面，其中C42位置的应力值最小，C12处应力值最大.塔架C上编号为4的主弦杆受力较其他3根要小，而有限元计算结果亦得到同样的结论.因此，从受力角度考虑，可以尝试将塔架的截面设计成三角形式，再检验其是否满足强度、刚度及稳定性等方面的要求.

塔架A与塔架C对称布置于样机模型的两侧，分析两组塔架上对应位置的测点（C11与A11，C21与A21，C12与A12，C22与A22）的应力值，塔架A上各测点的应力值均大于塔架C上的测点应力值.这是由于试验所采用的液压提升器的同步提升精度有限，导致两侧提升器的载荷分配不均匀，以至于作用在两组塔架上的载荷并不相同.通过优化提升器的控制算法，达到更高的同步精度，可以减小塔架上作用载荷之间的差异.

综合分析A，C两组塔架上测点的应力值，可以得出，同一组塔架上的不同弦杆所受到的力的作用是不相同的，主要是由于液压提升器的安装位置不处于塔架截面的几何中心，而实际结构亦不允许将提升器布置于塔架截面的中心.通过调整提升器的安装位置，实现塔架上所有弦杆的受力趋于均匀，在满足塔架整体强度的前提下，可以增强提升系统的安全可靠性.

X2测点处受到拉应力的作用，证明塔架有向中间组块一侧弯曲的变形趋势，而斜拉支撑部分有利于提高塔架的刚度及整体稳定性.

相比于材料的许用应力，塔架整体应力值偏小，结构尚有强度冗余，主要表现在塔架的主弦杆的选型偏于保守，因此，主弦杆可以选用较小型号的钢管.

5 结论

按照提升质量和高度的要求设计了荔湾3-1大吨位上部组块提升系统，根据相似性理论，设计并制造了样机模型，进行了结构、液压及控制等方面的现场试验.在结构方面，将试验结果与有限元计算结果进行了对比分析，验证了之前样机模型有限元分析的建模方法与加载方式的合理性，同时对样机模型结构方面进行了优化，最终实现对荔湾3-1大吨位上部组块提升系统设计结果的优化，取得了良好的效果.

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