軟鋼臂式單點(diǎn)系泊系統(tǒng)運(yùn)動性能優(yōu)化

李牧,劉詩學(xué),李鵬,齊曉亮,劉劍楠,李恬恬

(中海油能源發(fā)展股份有限公司采油服務(wù)分公司,天津 300452)

軟鋼臂式單點(diǎn)系泊系統(tǒng)運(yùn)動性能對于FPSO運(yùn)營生產(chǎn)安全至關(guān)重要,學(xué)者針對軟鋼臂系泊系統(tǒng)的運(yùn)動受力,圍繞其靜態(tài)特性、動態(tài)特性在頻域、時域開展了大量理論分析和模擬實(shí)驗(yàn)研究[1-4]。在FPSO運(yùn)營中,軟鋼臂結(jié)構(gòu)在實(shí)際海況中的運(yùn)動特性會對軟鋼臂結(jié)構(gòu)鉸接點(diǎn)可靠性以及系泊腿受力產(chǎn)生影響[5]。為此,針對軟鋼臂單點(diǎn)系泊軟鋼臂結(jié)構(gòu)的運(yùn)動特性,對雙軟鋼臂結(jié)構(gòu)軟鋼臂單點(diǎn)系泊FPSO進(jìn)行分析,以渤海某FPSO為研究對象,建立FPSO水動力模型和系泊系統(tǒng)模型,根據(jù)實(shí)測數(shù)據(jù)分析不同海況下軟鋼臂結(jié)構(gòu)運(yùn)動特性,并針對其運(yùn)動特性提出優(yōu)化方案。

1 計算理論

1.1 計算流程

對渤海某FPSO通過調(diào)載的方式進(jìn)行系泊系統(tǒng)運(yùn)動響應(yīng)優(yōu)化分析。首先,在水動力軟件AQWA中建立FPSO船體水動力模型,運(yùn)用AQWA-LINE模塊計算FPSO波浪力、附加質(zhì)量、附加阻尼。其次,在系泊分析軟件Orcaflex中建立FPSO系泊模型,將AQWA-LINE結(jié)果中的幅值響應(yīng)算子、輻射阻尼等數(shù)據(jù)輸入到Orcaflex軟件中,計算風(fēng)浪流聯(lián)合作用下FPSO受力及運(yùn)動情況。

1.2 理論方法

AQWA基于三維勢流理論,不考慮粘性,假設(shè)流體為不可壓縮理想流體,用勢函數(shù)表示整個流體,根據(jù)拉普拉斯方程求出速度勢[6],由拉格朗日方程、伯努利方程及其積分、運(yùn)動方程,求解出船體在單位波幅的規(guī)則波下的幅值響應(yīng)算子。Orcaflex動力分析軟件在時域內(nèi)求解系泊系統(tǒng)整體運(yùn)動方程,對FPSO船體及系泊系統(tǒng)進(jìn)行全耦合分析,得到時域內(nèi)系統(tǒng)的運(yùn)動和受力。

2 FPSO建模及驗(yàn)證

2.1 FPSO船體模型

FPSO船體主尺度見表1,根據(jù)船體型值表建模,由吃水劃分水線面建立面元模型,見圖1。共計劃分3 278個節(jié)點(diǎn)、3 141個單元。

表1 FPSO船體主尺度

圖1 FPSO面元模型

2.2 FPSO系泊模型

該FPSO采用水上雙軟鋼臂系泊系統(tǒng),系泊結(jié)構(gòu)參數(shù)見表2,在Orcaflex軟件中建立系泊模型,用6Dbouy來模擬軟鋼臂結(jié)構(gòu)。

表2 軟鋼臂結(jié)構(gòu)參數(shù)

2.3 FPSO系泊模型驗(yàn)證

對建立的系泊模型進(jìn)行靜態(tài)分析,計算系泊剛度并與設(shè)計值進(jìn)行對比,繪制水平恢復(fù)力剛度曲線,見圖2。設(shè)計值與模型計算值吻合良好,驗(yàn)證系泊模型的準(zhǔn)確性。

圖2 系泊模型的剛度變化

3 軟鋼臂運(yùn)動特性分析

在真實(shí)海況中,雙軟鋼臂單點(diǎn)系泊系統(tǒng)的兩個YOKE結(jié)構(gòu)在外部環(huán)境載荷的作用下會繞連接桿旋轉(zhuǎn),見圖3a),當(dāng)雙軟鋼臂的旋轉(zhuǎn)角度θ1和θ2不等時,兩軟鋼臂之間會形成高度差h。

圖3 雙軟鋼臂系泊系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

h=l1sinθ1-l2sinθ2

(1)

式中:l1,l2為左右軟鋼臂長度。

為探究高度差產(chǎn)生的原因,對系泊模型進(jìn)行時域模擬,模擬時間3 h,時間步長0.25 s,見表3、4。

表3 數(shù)值模擬環(huán)境載荷(一年一遇)

數(shù)值模擬工況按風(fēng)浪同向、流向改變(工況1-4),風(fēng)浪異向、流向改變(工況5-8)分為兩組,分別分析其對雙軟鋼臂高度差的影響。

3.1 風(fēng)浪同向模擬

對工況1～4進(jìn)行時域計算,從結(jié)果中提取軟鋼臂旋轉(zhuǎn)角度θ1、θ2,計算旋轉(zhuǎn)角度差值和高度差見圖4(圖中正值表示左側(cè)大于右側(cè),負(fù)值表示右側(cè)大于左側(cè)),并統(tǒng)計差值的最大值、最小值、變化幅值,見表5。

表5 工況1～4角度差及高度差統(tǒng)計值

圖4 工況1～4角度差及高度差對比

從圖4可以看出,當(dāng)風(fēng)浪流同向時,雙軟鋼臂幾乎沒有角度差和高度差,雙軟鋼臂的高度差隨角度差的變化而變化。從圖4和表5可觀察到,在風(fēng)浪同向時,隨流與浪向夾角的增加,雙軟鋼臂角度差、高度差變大,差值的幅值變大。

3.2 風(fēng)浪異向模擬

對工況5-8進(jìn)行時域計算,并從結(jié)果中提取軟鋼臂旋轉(zhuǎn)角度θ1、θ2,并計算旋轉(zhuǎn)角度差值和高度差見圖5,并統(tǒng)計差值的最大值、最小值、變化幅值,見表6。

從圖5可以看出,雙軟鋼臂的高度差隨角度差的變化而變化,兩者存在一定的相關(guān)性。同時,從圖5和表6可觀察到,在風(fēng)浪同異向時,隨流與浪向夾角的增加,雙軟鋼臂角度差、高度差變大,差值的幅值變大。

圖5 工況5-8角度差及高度差對比

表6 工況5-8角度差及高度差統(tǒng)計值

對比可以看出,雙軟鋼臂結(jié)構(gòu)高度差和角度差是由于環(huán)境組合方向的差異導(dǎo)致,高度差隨角度差的變化而變化。在風(fēng)浪同向或異向時,隨流與浪向夾角的增加,雙軟鋼臂角度差、高度差變大,差值的幅值變大。

4 軟鋼臂運(yùn)動優(yōu)化

根據(jù)3.1節(jié)分析中可知,在工況4中,雙軟鋼臂高度差的幅值達(dá)到6 m,這可能對系泊系統(tǒng)連接部件造成損傷,為降低雙軟鋼臂結(jié)構(gòu)的高度差,可以通過對軟鋼臂結(jié)構(gòu)的壓載箱位置進(jìn)行調(diào)整,進(jìn)而改變軟鋼臂結(jié)構(gòu)的重心位置。如表7所示,重心位置的坐標(biāo)相對于圖3中所示坐標(biāo)系,重心位置編號3是原始數(shù)值模擬時采用的壓載重心位置,重心位置1～4、5～8、9～12分別從x,y,z三個方向進(jìn)行優(yōu)化。

表7 軟鋼臂壓載重心位置優(yōu)化

4.1 優(yōu)化結(jié)果分析

重心位置1～12在上述工況8的環(huán)境載荷下進(jìn)行3 h模擬,時間步長0.25 s,數(shù)值模擬角度差值和高度差見圖6、7、8,差值的最大值、最小值、變化幅值見表8。

表8 重心位置1-12角度差及高度差統(tǒng)計值

圖6 重心位置1～4角度差及高度差對比

可以看出,雙軟鋼臂結(jié)構(gòu)角度差和高度差隨重心位置在x向遠(yuǎn)離坐標(biāo)原點(diǎn)而減小,隨重心位置在y向相互靠近而減小,隨重心位置在z向遠(yuǎn)離坐標(biāo)原點(diǎn)先變小后邊大,綜合最優(yōu)位置為重心位置11。

圖7 重心位置5～8角度差及高度差對比

圖8 重心位置9～12角度差及高度差對比

4.2 優(yōu)化前后對比

取最優(yōu)重心位置與未優(yōu)化的重心位置對工況4進(jìn)行模擬,比較兩位置的角度差和高度差,結(jié)果見圖9,統(tǒng)計差值的最大值、最小值、幅值見表9。從圖9和表9可以看出,相對于系泊系統(tǒng)的初始狀態(tài),優(yōu)化后的雙軟鋼臂角度差和高度差變化都變小,運(yùn)動幅值也縮小,說明通過調(diào)整系泊系統(tǒng)壓載箱位置,改變軟鋼臂結(jié)構(gòu)的重心位置可以有效優(yōu)化雙軟鋼臂的相對運(yùn)動,降低兩者之間的運(yùn)動不協(xié)調(diào)性。

圖9 重心位置優(yōu)化前后插值對比

表9 優(yōu)化前后角度差及高度差統(tǒng)計值

5 結(jié)論

在實(shí)際海況下,在水上雙軟剛臂系泊系統(tǒng)運(yùn)行過程中,兩軟鋼臂之間會存在高度差,存在運(yùn)動不一致的情況,對系泊系統(tǒng)構(gòu)件的穩(wěn)定運(yùn)行造成隱患,對軟鋼臂結(jié)構(gòu)鉸接點(diǎn)可靠性以及系泊腿受力產(chǎn)生影響。當(dāng)風(fēng)浪流同向時,雙軟鋼臂角度和高度運(yùn)動情況較為一致,當(dāng)風(fēng)浪流異向時,雙軟鋼臂角度和高度運(yùn)動情況存在較大差異,并且隨著流向與浪向夾角的增加,雙軟鋼臂角度差、高度差均變大。因此,通過調(diào)整壓載箱位置來改變重心位置,可降低雙軟鋼臂的角度差及高度差。該方法可以優(yōu)化雙軟鋼臂運(yùn)動性能,為工程實(shí)際問題和海上作業(yè)人員提供參考。