FPSO軟剛臂單點系泊模型實驗平臺設計

樊哲良， 孫珊珊， 王延林， 張向鋒， 徐留洋

（大連理工大學a． 海洋科學與技術學院；b． 基礎教學部，遼寧盤錦124221）

0 引 言

單點系泊系統(tǒng)主要用來系泊海洋固定裝置的大型船形浮體，經常用于油氣開發(fā)的浮式生產儲油裝置或卸油裝置（Floating Production Storage and Offloading，F(xiàn)PSO），近年來也被應用在海上的核能發(fā)電、溫差發(fā)電、風能發(fā)電等船形浮體。單點系泊系統(tǒng)連接船形浮體和海底管匯，在風標效應的作用下，不僅需設計合理的剛度，限制浮體的運動，同時在旋轉過程中需要保證管道、單點傳輸系統(tǒng)等不受破壞。渤海多個FPSO 均采用了軟剛臂單點系泊的概念。渤海多年的軟剛臂原型測量中發(fā)現(xiàn)［1］，在復雜的海洋作用下浮體會引起軟剛臂結構的橫擺共振問題，即便在溫和海況下軟剛臂的橫擺響應仍十分顯著。同時，軟剛臂空間姿態(tài)以及產生的動荷載會對結構的損傷產生難以量化的影響。單點系泊系統(tǒng)一般較大，如果在實驗室對真實的單點系泊系統(tǒng)進行全部還原受到場地的限制，只能將單點系泊系統(tǒng)進行縮比。傳統(tǒng)的模型實驗方法主要是水池實驗，目的是驗證單點系泊系統(tǒng)的設計是否合理［2-4］。然而，由于水池的限制模型比例都較小，選擇較小的比尺使得結構模型難以加工，嚴重影響了模型實驗結果的準確性。此外，水池實驗更多的是分析系泊浮體的運動性能，忽略了對單點系泊系統(tǒng)結構問題的研究。通常海洋結構比較龐大，可采用動力子結構實驗的方法對單點系泊系統(tǒng)有針對性的研究。

動力子結構實驗技術是Nakashima 等［5］基于擬動力結構模型實驗的新型結構實驗技術，其優(yōu)點可以將結構的關鍵部件或者裝備獨立出來作為實驗目標，而結構的其余部分通過振動臺或數(shù)值模擬，這使得研究人員可以盡可能地利用實驗室設備和空間條件，對復雜結構的非線性動力響應開展模型實驗。動力子結構實驗廣泛應用于結構抗震研究當中［6-7］，近些年來在海洋工程領域也得到了發(fā)展［8-9］?；谝陨侠碚摚疚膶⒋胃◇w由6 自由度運動臺代替，基于量綱分析理論，在適當?shù)暮喕Ｐ突A上，考慮軟剛臂存在問題，嘗試建立軟剛臂系泊系統(tǒng)動力子結構實驗平臺。

1 實驗平臺滿足的相似準則

軟剛臂單點系泊方式適用于水深在40 m 以內的淺水海域，主要由船形浮體、軟剛臂、單點平臺三部分組成，如圖1 所示。其中，軟剛臂是一個空間多剛體結構，內部共有13 個鉸接點，軟剛臂一端X1鉸接船形浮體的系泊支架；另一端X3鉸接單點平臺的主軸承X4，同時系泊腿X2鉸接系泊臂，能夠解除浮體由于波浪的波頻而產生的約束。本實驗平臺以渤海明珠號FPSO軟剛臂單點系泊系統(tǒng)為例，采用1∶10 的大比尺模型結構，理論上滿足模型的幾何相似、運動相似和動力相似。由于本次試驗只針對軟剛臂存在的科學問題進行研究，因此該實驗平臺為部分相似。

圖1 FPSO軟剛臂單點系泊系統(tǒng)

1.1 軟剛臂

（1）軟剛臂模型整體設計。軟剛臂模型是整個實驗平臺設計的核心，因此，軟剛臂模型設計十分關鍵。除要保證構件的尺寸相似外，同時應保證重力的相似。設計的難點在于，如果使尺寸和重力全部相似，軟剛臂桿件壁厚過薄，有可能造成試驗過程中彎曲強度不夠。因此，系泊臂、系泊腿、壓載艙等可由鋁代替。此外，軟剛臂鉸接船形浮體，本質上屬于一維的彈簧-質量系統(tǒng)，還應滿足剛度的相似。理論上，剛度相似比較復雜，假定系統(tǒng)是靜態(tài)的，根據力和力矩平衡的原理，軟剛臂系泊系統(tǒng)無論在縱向還是在垂向運動時，都滿足力平衡和力矩平衡。當發(fā)生縱向和橫向位移時，軟剛臂系泊結構上的受力如圖2 所示。圖中：φ1為系泊臂與水平方向傾角；φ2為系泊腿與豎直方向夾角；L1、L2分別為系泊臂、壓載液質心與O′間的線距離；L3為系泊腿質心與上鉸接點之間線距離；L4、L5分別為系泊臂、系泊腿計算長度。根據樊哲良等［10］給出的關系式，軟剛臂水平系泊力為

保持垂直高度Xv為一定工況的高度，φ2假定為零時，水平距離也為零，編制MATLAB 程序，可得到軟剛臂水平系泊力與距離之間的關系。其中，水平系泊力Fh和水平距離Xh的比值即為軟剛臂的剛度

因此，要想保證剛度的相似，除了需要保證尺寸相似與重力相似外，各個主要構件，如系泊臂、系泊腿、壓載艙等的重心位置也必須相似。

圖2 軟剛臂系泊結構

（2）TLD 減振設計。為減少軟剛臂橫擺共振幅度，保證軟剛臂模型的尺寸相似、重力相似以及重心位置相似的基礎上，在2 個壓載艙模型之間設計了一套TLD減振裝置。由于軟剛臂只有橫擺方向需要進行減振，其方向比較單一，選取矩形容器對軟剛臂的橫擺進行抑制。TLD模型的尺寸設計應包括：①TLD模型裝置長度L。為了避免在加上TLD后改變軟剛臂在縱蕩方向上的剛度，可在2 個壓載艙重心處中間加裝TLD裝置。參考模型2 個壓載艙內側艙壁的距離以及表1的縮尺比，實際的TLD長度L 設計為1． 64 m；②TLD模型容器高度h。利用6 自由度運動臺對軟剛臂在無TLD的狀態(tài)下的橫擺方向進行加載，得到軟剛臂模型橫擺固有頻率為0． 32 Hz。根據反共振調諧原理，TLD的頻率應與軟剛臂橫擺固有頻率保持一致，分別按照TLD的深水理論和淺水理論方法［11-12］計算液體高度。從結果能夠看出，當TLD 固有頻率0． 32 Hz、長度為1． 64 m時，利用深水理論和淺水理論所計算出的液體高度差別不大，均為0． 11 ～0． 12 m，最終TLD 模型容器的設計高度h為0． 3 m。③TLD容器寬度b。設計容器的寬度應當適中，若設計太小能降低TLD的動力吸振效果，太大則壓載艙不足以全部提供TLD 的液體。實際TLD模型容器的設計寬度b為0． 25 m。

在軟剛臂模型設計過程中，2 個壓載艙與中間的TLD容器均可以拆卸，以滿足不同的試驗需求。加裝TLD容器方法如圖3 所示。

圖3 軟剛臂加裝TLD示意圖

（3）系泊腿上鉸點軸承設計。系泊腿上端鉸接點X1具有3 個自由度，如圖4（a）所示，通過鉸接點R1x與R1y實現(xiàn)了前后、左右兩個方向的旋轉；通過內置的推力滾子軸承（見圖4（b）），既實現(xiàn)了上鉸點與系泊腿之間力的傳遞，同時保證了系泊腿沿豎直方向R1z的旋轉。一旦推力滾子軸承發(fā)生故障，可能會造成功能域、強度、疲勞等失效問題，甚至不能發(fā)生相對的艏搖，造成疲勞斷裂破壞被迫停產的風險［13］。因此，推力滾子軸承對于軟剛臂正常工作具有重要作用。

圖4 系泊腿結構（a）與推力滾子軸承（b）

理論上推力滾子軸承應嚴格遵守相似準則，考慮到常規(guī)的軸承無法保證縮比模型的縮尺尺寸，本實驗平臺采用與縮尺尺寸相近的NSK89307 的推力滾子軸承，保證了軸承的運動相似。主要結構參數(shù)如下：內圈直徑35． 0 mm，外圈直徑68． 0 mm，節(jié)圓直徑51． 5 mm，滾動體半徑8 mm，滾動體數(shù)量12，接觸角β ＝90°。

1.2 單點平臺

在軟剛臂系泊定位中，單點平臺起到了錨泊點的作用，是保證在季風氣候下船形浮體具有風標效應，時刻保持環(huán)境荷載最小的關鍵裝置。由于單點平臺模型不是此次設計的重點，因此僅需保證懸掛點X3的相對X1在高度上的相似，同時保證主軸承X4直徑尺寸上的相似，而不用考慮運動相似與動力相似。

1.3 系泊支架

系泊支架焊接于6 自由度平臺上方，主要用來保證軟剛臂的垂直高度，實驗模型設計時可考慮其外形相似，并保持系泊支架的絕對剛度，簡化具體結構形式。

1.4 船形浮體

在軟剛臂單點系泊系統(tǒng)的研究中，船形浮體是軟剛臂的載體。由于原型船形浮體往往在210 m 以上，即使比尺很大，也很難在實驗室內模擬，在實驗系統(tǒng)設計時，浮體假設為剛體，6 自由度平臺代替浮體，將浮體運動帶動軟剛臂，而不必考慮船形浮體模型具體形式，有利于簡化軟剛臂單點系泊實驗模型設計，且不影響對軟剛臂問題的研究。

由以上縮尺關系可推導縮比模型各量綱單位的縮比因數(shù)［14］，其中：λ 為尺寸縮尺比；L 為線性長度；M為質量；T表示時間，如表1 所示。

表1 軟剛臂單點系泊系統(tǒng)縮比模型試驗縮尺因數(shù)

2 實驗方案設計

FPSO軟剛臂單點系泊系統(tǒng)中，主要包括浮體縱蕩剛度、軟剛臂橫擺、系泊腿推力滾子軸承故障等，這些是判斷軟剛臂在位運行安全性能的重要依據。試驗內容主要是船形浮體在橫搖與艏搖運動下，軟剛臂存在的科學問題。其中，橫搖主要引起軟剛臂的橫擺共振。將原型壓載艙內部的壓載液由水代替，壓載水分配到TLD裝置當中，以保證軟剛臂總體質量相同。為了研究在不同液體深度下TLD 對軟剛臂的減振效果，分別按照TLD的液體深度0． 06、0． 09、0． 12 m進行軟剛臂橫蕩減振試驗。試驗中，利用6 個自由度平臺模擬FPSO的橫搖，以1°、2°和3°進行加載。此外，采用掃頻的方式，從0． 2 Hz開始，以0． 02 Hz的遞增直至0． 4 Hz結束。

艏搖主要引起軟剛臂推力滾子軸承的損傷問題。由于軟剛臂的鉸接點出現(xiàn)故障是一個長期過程，可首先利用完好的鉸接點進行試驗，再將有故障的鉸接點替換進行相同試驗。通過加速度采集數(shù)據分析，進而建立故障診斷的評價方法。試驗中，6 自由度平臺輸入船形浮體的艏搖激勵，進而帶動系泊腿沿R1Z方向旋轉?？紤]到實際的FPSO船體艏搖運動的幅度與頻率不會特別大，試驗的艏搖幅度控制在± 7°內，艏搖頻率控制在0． 35 Hz內。

試驗開始之前，6 軸慣導傾角儀分別安裝在系泊腿上部系泊支架與系泊腿處，通過作差得到推力滾子軸承Rz的轉角。雙軸傾角儀分別安裝在系泊臂與系泊腿處，進而測量軟剛臂橫擺運動的幅值。4 個振動加速度傳感器布置在左右系泊腿軸承處，分別采集軸向及徑向的振動加速度信號。傳感器剛性地固定在軸承所在位置的系泊腿外壁上，以確保推力滾子軸承的振動信號經過軸套和系泊腿外壁被傳感器采集到。同時，為更好地觀察推力滾子軸承的相對轉動和軟剛臂的橫向擺動，在左右系泊腿的軸承位置以及遠處各安裝一個網絡視頻監(jiān)控攝像儀。在此基礎上，所有的傳感器匯總至動態(tài)信號采集分析系統(tǒng)與網絡視頻監(jiān)控系統(tǒng)。軟剛臂單點系泊系統(tǒng)試驗系統(tǒng)如圖5 所示。

圖5 軟剛臂單點系泊系統(tǒng)試驗系統(tǒng)

3 實驗平臺評價

3.1 TLD減振策略驗證

試驗過程中，由于需保證軟剛臂模型總體質量不變，故將壓載艙中的水部分灌入到TLD 容器中，造成兩端壓載艙的空氣占據一定的空間，因此，壓載艙也是一種類型的TLD［15］。從表2 可以看出，在軟剛臂模型固有頻率0． 32 Hz時，3 種TLD 液體深度下減振幅值大都達到了70%以上，其中在最為接近TLD模型設定深度的9 cm和12 cm減振最為明顯，驗證了實驗平臺模型加裝TLD 對軟剛臂橫擺減振的可行性。后期將在TLD內部設置隔板，并在壓載艙內安裝擋板抑制壓載艙的晃動，優(yōu)化TLD的效果。

表2 不同水深下TLD減振效果對比

3.2 推力滾子軸承試驗驗證

為了獲取推力滾子故障軸承的結構缺陷，采用了電火花的加工技術。圖6（a）所示為經電火花加工的FPSO系泊腿推力滾子軸承外圈滾道，缺陷深度為0． 2 mm，寬度為0． 3 mm。考慮到系泊腿外壁較厚，軸承產生的振動信號經過較長的傳遞路徑后，會有一定程度的衰減，試驗加工缺陷寬度較大。圖6（b）所示為經電火花加工過的FPSO 系泊腿推力滾子軸承滾動體，滾動體缺陷深度為0． 1 mm。通過采集正常軸承與故障軸承的振動信號，進行最小熵解卷積濾波降噪處理［16］，比較正常軸承與故障軸承在艏搖過程中加速度值的變化，如圖7、8 所示，可獲得判斷FPSO系泊腿軸承運轉狀態(tài)依據，從而驗證試驗平臺的正確性。

圖6 推力滾子缺陷故障的結構

圖7 正常軸承的時域波形圖與頻譜包絡圖

圖8 軸承滾道故障的時域波形圖與頻譜包絡圖

4 結 語

以渤海明珠號FPSO 軟剛臂單點系泊系統(tǒng)為原型，設計與制造采取了部分相似的縮尺策略。其中，單點平臺與系泊支架在保證絕對剛度的前提下僅為幾何相似，軟剛臂模型除滿足幾何相似外，還滿足重力相似與剛度相似，船形浮體由6 自由度運動臺代替，保障了在大比尺（1∶10）情況下試驗的有效性與可靠性。軟剛臂模型具備TLD減振裝置，并縮比了推力滾子軸承的結構，可用于橫擺減振策略與推力滾子軸承故障分析的研究。目前，針對這兩項研究已經有一定的進展，未來，將以該試驗平臺為基礎，針對軸承的損傷評價、剛度的設計以及軟剛臂運動下對單點平臺的影響等，在模型改進中分析討論。