基于響應面方法的海洋修井貓道結構優(yōu)化分析*

裴學良 李進付 張顯威 劉有生 高煜

(1. 中石化勝利石油工程有限公司 2. 中國石油大學(華東) 海洋油氣裝備與安全技術研究中心 )

0 引 言

海洋修井貓道是海洋平臺主甲板和鉆臺面之間管柱輸送的關鍵設施, 鉆井過程中需要頻繁地進行管柱排放[1], 而貓道的自動化作業(yè)可有效降低工人作業(yè)強度, 提升管柱輸送作業(yè)安全性和效率[2]。 海洋平臺甲板空間狹小, 且其額定承載能力有限, 所以平臺配套作業(yè)設備的質量應盡可能小, 并且體積也應盡量小。 因此有必要針對海洋平臺動力貓道的結構尺寸進行優(yōu)化設計, 以減小設備的質量和體積,從而進一步提升海洋修井動力貓道的現(xiàn)場作業(yè)效率。

根據(jù)動力貓道機的結構組成及作業(yè)特點, 可將現(xiàn)有的貓道機分為斜貓道、 舉升式貓道以及水平貓道3 種類型。 其中, 斜貓道常用于國內(nèi)海洋固定式平臺; 舉升貓道多應用在陸地鉆機, 在海洋平臺的應用相對較少; 水平貓道常用于張力腿(TLP) 平臺[3]。 國內(nèi)對動力貓道的相關研究大多集中在舉升式動力貓道結構及控制優(yōu)化設計上。 劉麗娜等[4]逐步對動力貓道相關結構做改進設計, 最終研制出一套全液壓驅動的自動化貓道機; 王旱祥等[5]針對貓道機適用鉆臺高度固定、 鋼絲繩柔性牽引精度差等缺點, 設計了一種適用于中低高度鉆臺、 調(diào)節(jié)范圍較大、 完全自動化的舉升式液壓動力貓道系統(tǒng)。 同時, 根據(jù)貓道管柱輸送作業(yè)工況, 結合其機械結構和液壓系統(tǒng)特性, 國內(nèi)學者從軟件控制及硬件改進設計等方面對動力貓道做了控制上的優(yōu)化研究, 以保障管柱輸送的連續(xù)性和平穩(wěn)性[6-7]。 劉春寶等[8]根據(jù)小型陸地鉆機地面與鉆臺面鉆桿輸送作業(yè)要求, 設計了一種模塊化結構形式的液壓舉升式動力貓道, 并經(jīng)現(xiàn)場功能動作試驗、 效率試驗及安全試驗等驗證了動力貓道作業(yè)效率和安全穩(wěn)定性。 此外, 為了完善動力貓道結構及控制設計, 還開展了翻轉機構失效、 翻板液壓桿穩(wěn)定性、 鉆桿減阻控制優(yōu)化以及防墜落機構優(yōu)化設計研究等[9-11]。 王杰等[12-13]針對舉升式動力貓道提升過程, 應用達朗貝爾原理建立了4 個階段的動力學方程, 并對其拉力規(guī)律進行了分析, 根據(jù)分析結果對動力貓道的結構進行優(yōu)化設計。 以上研究大多集中在動力貓道整機結構及控制的優(yōu)化設計, 或是針對貓道的部分結構開展分析并作優(yōu)化改進, 但根據(jù)海洋平臺特點, 鮮有針對因動力貓道整機質量及體積過大而開展修井貓道機尺寸優(yōu)化的設計研究。

筆者在以上研究的基礎上, 以某全液壓驅動的舉升式海洋修井動力貓道為研究對象, 借助虛擬樣機技術和響應面優(yōu)化設計方法, 根據(jù)動力貓道管柱輸送的作業(yè)特點, 進行動力貓道關鍵結構的尺寸優(yōu)化設計, 為動力貓道的結構優(yōu)化和性能提升提供理論依據(jù)。

1 海洋修井動力貓道

1.1 系統(tǒng)組成

海洋修井動力貓道主要由底座、 翻管系統(tǒng)、 起升系統(tǒng)以及輸送系統(tǒng)組成, 如圖1 所示。 其中, 底座是動力貓道各系統(tǒng)組件的載體; 翻管系統(tǒng)由翻管爪、 翻管臂、 翻管軸及翻管液壓系統(tǒng)組成, 在動力貓道兩側各配備一套, 負責將鉆桿運移至V 形槽;起升系統(tǒng)由支撐架、 穩(wěn)定架、 導向輪及起升液壓系統(tǒng)組成, 可以將鉆桿起升至鉆臺高度; 輸送系統(tǒng)由活動梁、 伸縮液壓系統(tǒng)、 V 形槽和V 形槽翻轉液壓系統(tǒng)組成, 負責將鉆桿輸送至鉆臺面井口位置。

圖1 海洋修井動力貓道Fig.1 Power catwalk for offshore workover operations

1.2 工作原理

動力貓道主要用于鉆修井作業(yè)階段, 將鉆桿、鉆鋌及套管等管柱從地面或海洋平臺甲板輸送至鉆臺面, 或者將卸下的管柱運至地面或海洋平臺甲板。 動力貓道從地面或平臺向鉆臺輸送管柱可分為6 個步驟, 具體為: ① 翻管液壓系統(tǒng)動作使翻管爪保持水平狀態(tài), 輔助輸送設備將鉆桿從鉆桿架運移至翻管爪之上; ② 翻管液壓系統(tǒng)動作, 使得鉆桿沿翻管爪和翻管臂滾動, 同時V 形槽驅動液壓系統(tǒng)動作使V 形槽側翻, 保證鉆桿從翻管系統(tǒng)運移至V 形槽內(nèi); ③ V 形槽液壓系統(tǒng)動作使得V 形槽回正; ④ 起升液壓系統(tǒng)動作, 舉升鉆桿到達鉆臺高度; ⑤ 伸縮液壓系統(tǒng)動作, 推動活動梁、 V形槽及鉆桿等至鉆桿末端并到達井口位置; ⑥ 液壓吊卡接收鉆桿, 動力貓道各液壓系統(tǒng)動作回歸初始位置, 等待下一次作業(yè)。

2 動力貓道響應面尺寸優(yōu)化設計方法

通過建立海洋修井動力貓道的動力學仿真模型, 量化動力貓道各構件載荷, 提出一種基于響應面的動力貓道結構優(yōu)化設計方法, 通過對動力貓道支撐架、 活動梁以及V 形槽等關鍵結構作尺寸優(yōu)化設計, 以降低動力貓道整機質量, 推進動力貓道在海洋鉆修機的應用。 具體實施流程如圖2 所示。

圖2 動力貓道響應面尺寸優(yōu)化設計方法Fig.2 The dimension design optimization method of the power catwalk based on the response surface methodology

2.1 載荷分析

海洋修井動力貓道進行輸送作業(yè)時, 鉆桿被直接放置在V 形槽上, 因此在輸送系統(tǒng)整體被起升系統(tǒng)舉升時, 或者伸縮液壓系統(tǒng)推出活動梁動作時, 均會使得鉆桿在V 形槽內(nèi)跳動, 對V 形槽等結構產(chǎn)生附加載荷。 鉆桿在輸送過程中的姿態(tài)是動態(tài)變化的, 會造成V 形槽與鉆桿等接觸位置的載荷變化, 使V 形槽等結構載荷的評估困難。 鑒于此, 本文借助Adams 軟件建立海洋修井動力貓道的虛擬樣機, 通過動力學仿真的方法獲取各零件的載荷歷程。 詳細過程為: ①建立海洋修井動力貓道以及目標鉆桿的仿真模型, 如圖3 所示; ②設置仿真環(huán)境并確定仿真參數(shù), 在鉆桿和海洋修井動力貓道之間添加接觸, 用于模擬兩者之間載荷的傳遞關系; ③完成動力學仿真并提取貓道各零件的載荷歷程。

圖3 動力貓道動力學仿真模型Fig.3 Dynamics simulation model of the power catwalk

2.2 響應面尺寸優(yōu)化

響應面優(yōu)化法是一種試驗條件尋優(yōu)的方法, 包含試驗設計、 建模、 檢驗模型的合適性、 尋求最佳組合條件等多種試驗和統(tǒng)計技術, 常用于解決非線性數(shù)據(jù)處理的相關問題。 通過建立回歸擬合和響應曲面等方式, 可直接求出對應各因素水平的響應值, 從而確定預測的最佳響應值。 針對海洋修井動力貓道活動梁、 V 形槽以及支撐架等關鍵結構, 借助ANSYS Workbench Environment (AWE) 下的優(yōu)化設計模塊, 利用響應面尺寸優(yōu)化設計方法進行關鍵結構輕量化設計。 具體步驟為如下:

(1) 根據(jù)動力學仿真載荷分析結果, 對動力貓道待優(yōu)化設計結構進行靜強度分析; 根據(jù)其結構質量和等效應力分布情況初步選擇設計變量, 并選擇結構質量以及等效應力作為輸出變量。

(2) 進行輸出變量和輸入變量之間的參數(shù)敏感性分析, 并根據(jù)計算結果確定該結構響應面尺寸優(yōu)化設計變量。

(3) 根據(jù)設計變量關系及數(shù)目確定試驗點設計方法, 可選擇的試驗點設計方法包括中心復合設計(Central Composite Design)、 最優(yōu)空間填充設計(Optimal Space-Filling Design) 及BBD 設計(Box-Behnken Design) 等。

(4) 根據(jù)試驗點計算結果, 選擇最優(yōu)的響應面構建方法, 建立不同變量之間的響應面模型, 確定變量間的隱式關系, 將高維有限元仿真問題轉化為低維的函數(shù)關系, 以達到快速計算的目的。 可采用標準響應面法(Standard Response Surface)、 克里金法(Kriging) 和非參數(shù)回歸法(Non-Parametric Regression) 等方法建立響應面模型。

(5) 基于構建的不同變量之間的響應面模型,設定優(yōu)化目標以及約束條件; 采用參數(shù)優(yōu)化算法求解設計變量的最優(yōu)組合。 優(yōu)化算法如表1 所示。

表1 AWE 目標優(yōu)化算法Table 1 Objective optimization algorithms of the AWE

3 算例分析

3.1 基礎數(shù)據(jù)

依據(jù)海洋修井動力貓道響應面尺寸優(yōu)化設計方法, 以活動梁為例開展尺寸優(yōu)化設計。 活動梁模型(見圖4) 主要由底部方鋼和頂部三耳座組成, 整體質量為495 kg。 其中: 頂部方鋼長8 270 mm,寬190 mm, 高120 mm, 壁厚10 mm; 耳座側板厚10 mm, 耳座底板厚8.5 mm。 在提取活動梁載荷時, 選取處理?88.9 mm (3?2 in) 鉆桿作業(yè)工況進行動力學仿真研究。 此時各液壓系統(tǒng)動作速度如下: 翻管液壓桿為65 mm/s, V 形槽翻轉液壓系統(tǒng)為18 mm/s, 起升液壓系統(tǒng)為104.5 mm/s, 伸縮液壓系統(tǒng)為200 mm/s。 在以上運動參數(shù)下, 動力貓道輸送鉆桿周期為36 s。

圖4 活動梁模型Fig.4 Moving beam model

3.2 結果分析

基于上述數(shù)據(jù), 建立海洋修井動力貓道的虛擬樣機模型并開展動力學仿真分析。 根據(jù)圖1 可知,鉆桿輸送時, 活動梁底部與支撐架接觸并相對滑動, 活動梁頂部耳座與V 形槽經(jīng)銷軸連接。 因此,在進行活動梁結構靜強度分析時, 可在活動梁底部設置邊界條件, 在頂部耳座軸孔處施加外部載荷?？梢酝ㄟ^動力學仿真獲取活動梁耳座軸孔處載荷數(shù)據(jù), 為活動梁響應面尺寸優(yōu)化設計提供支撐。 活動梁耳座位置載荷如圖5 所示。

圖5 活動梁耳座位置載荷Fig.5 Load of the moving beam at the lug position

根據(jù)圖5 可知, 活動梁耳座位置載荷基本在3 kN 左右變化。 當鉆桿從翻管機構滾落至V 形槽的瞬間, 由于翻管臂和V 形槽之間不可避免地會出現(xiàn)一定的高度差, 所以鉆桿會對V 形槽產(chǎn)生沖擊載荷, 并將其傳遞至活動梁結構, 使得鉆桿輸送時, 活動梁所受載荷不規(guī)律變化。 另外, 當鉆桿隨V 形槽起升以及伸出時, 由于起升液壓系統(tǒng)和伸縮液壓系統(tǒng)動作速度略快, 使得鉆桿在V 形槽中出現(xiàn)跳動, 會對V 形槽及活動梁等結構產(chǎn)生沖擊載荷。

基于動力學仿真活動梁的載荷數(shù)據(jù), 設置邊界條件, 施加外界載荷, 進行活動梁結構靜強度分析; 依據(jù)活動梁結構質量和等效應力的分布情況,初步選擇耳座側板厚、 耳座底板厚和活動梁壁厚作為設計變量, 并設置活動梁結構質量和等效應力作為輸出變量, 進行參數(shù)敏感性分析。 結果如圖6所示。

圖6 活動梁設計變量及輸出變量線性相關矩陣圖Fig.6 Linear correlation matrix diagram of the design and output variables of the moving beam

根據(jù)圖6, 相比于活動梁壁厚, 耳座底板和側板厚度對活動梁結構質量的影響可以忽略不計, 活動梁壁厚與結構質量呈正相關且相關系數(shù)接近于1。 對活動梁等效應力的相關性排序為: 活動梁壁厚＞耳座底板厚＞耳座側板厚; 而且從圖6 中可以看出, 耳座側板厚的影響接近于0, 可以忽略不計; 耳座底板厚相對于等效應力有一個較弱的正相關關系, 可見耳座底板厚度的改變對活動梁等效應力的影響較小; 而活動梁壁厚則和活動梁等效應力呈現(xiàn)相對較強的負相關關系, 說明活動梁壁厚的變化會影響耳座和活動梁主體結構連接區(qū)域的應力變化, 產(chǎn)生局部位置的應力集中。 因此, 在后續(xù)活動梁的結構優(yōu)化設計時, 耳座側板厚可不予考慮, 以活動梁壁厚作為主要設計變量, 以耳座底板厚作為次要設計變量進行試驗點設計, 結果如表2 所示。其中耳座底板厚取值范圍為2 ～8 mm, 活動梁壁厚的取值范圍為7～15 mm。

表2 活動梁試驗設計點數(shù)據(jù)Table 2 Design variable data of tests for the moving beam

根據(jù)試驗點計算結果, 選擇遺傳聚合法擬合輸出變量與設計變量響應面模型, 結果如圖7 所示。結構質量和等效應力響應面模型擬合測定系數(shù)均為1, 均方根誤差分別為5.7×10-5和3.3×10-7。 根據(jù)擬合度評價值可知, 構建的響應面模型預測結果誤差較小, 結果準確。

圖7 活動梁設計變量與輸出變量的3 參數(shù)響應面模型Fig.7 Three-parameter response surface model of the design and output variables of the moving beam

根據(jù)圖7 可知, 活動梁壁厚的改變對其結構質量的影響遠大于耳座底板厚的改變; 活動梁壁厚和耳座底板厚均對活動梁等效應力有較大影響。 從響應面模型可知, 在當前設定的各設計變量取值范圍內(nèi), 活動梁的等效應力值最大不會超過140 MPa,安全系數(shù)較高, 可以滿足現(xiàn)場應用要求。

基于上述建立的響應面優(yōu)化模型, 以各結構的質量最小為優(yōu)化目標, 取計算安全系數(shù)為1.38,約束活動梁等效應力上限為250 MPa, 通過MOGA優(yōu)化算法對設計變量最優(yōu)組合進行搜索求解。 求解時最初生成3 000 個樣本, 每次迭代生成600 個樣本, 并在不超過20 次迭代中確定各優(yōu)化結構設計變量尺寸的最優(yōu)組合, 結果如表3 所示。

表3 活動梁尺寸優(yōu)化設計結果Table 3 Results of the dimension optimization design of the moving beam

根據(jù)表3, 優(yōu)化后活動梁結構質量有25%以上的降低, 而與此同時等效應力變化可忽略不計; 且此時活動梁的安全系數(shù)在2.8 左右, 有較大的安全裕量。 因此, 該尺寸組合形式下的活動梁可以滿足使用要求。

類似地, 利用所提出的優(yōu)化方法, 針對海洋修井動力貓道V 形槽和支撐架組件進行尺寸響應面優(yōu)化設計, 結果如表4 所示。

表4 V 形槽和支撐架尺寸優(yōu)化設計結果Table 4 Results of the dimension optimization design of the V-groove and supporting platform

根據(jù)表4 可知, 優(yōu)化后V 形槽和支撐架結構質量分別有12.5%和33.0%以上的降低, 與此同時等效應力均小于250 MPa, 此時安全系數(shù)均大于2.5, 有較大的安全裕量。 所以該尺寸組合形式下的V 形槽和支撐架可以滿足正常作業(yè)要求。

4 結 論

(1) 基于動力學仿真獲取動力貓道待優(yōu)化結構的載荷數(shù)據(jù), 借助AWE 優(yōu)化設計模塊建立該結構的響應面模型, 并通過優(yōu)化算法求解該結構尺寸設計變量的最優(yōu)組合, 完成結構輕量化改進設計的目標。

(2) 根據(jù)海洋修井動力貓道的虛擬樣機模型動力學仿真分析結果, 在作業(yè)時由于翻管臂和V形槽之間不可避免地出現(xiàn)一定的高度差, 同時受起升液壓系統(tǒng)和伸縮液壓系統(tǒng)動作速度的影響, 動力貓道V 形槽及活動梁等結構會受到?jīng)_擊載荷作用。

(3) 利用響應面法得到海洋修井動力貓道結構尺寸優(yōu)化設計方案, 與原始方案相比, 各優(yōu)化結構質量減輕了12.5%～33.0%, 同時安全系數(shù)大于2.5, 優(yōu)化的方案既可以保證動力貓道的安全穩(wěn)定作業(yè), 還能夠極大地降低自身的質量和減小體積,有助于海洋修井動力貓道在海洋平臺上的現(xiàn)場應用。