海洋平臺機械設備振動響應分析

李 明

(中海油能源發(fā)展裝備技術有限公司 天津 300452)

海洋平臺上部組塊是進行油氣鉆采和集輸的主要場所[1]。為滿足海上油氣的開采、計量分量、原油凈化、天然氣處理以及污水的處理，上部組塊甲板布置了大量的機械設備，如透平發(fā)電機、壓縮機、空壓機、注水泵等，這些機械設備運行時會產生動態(tài)激振載荷。因為這些設備振動問題嚴重影響設備的壽命，干擾平臺正常的生產，甚至威脅平臺結構的安全運行，所以對機械設備引起的振動響應進行分析，是保證海洋平臺上部組塊安全與設備運行的重要前提。

目前針對機械設備的振動響應分析已有大量學者進行了研究。韓文秀等[2]對某平臺 DSM 模塊上的鉆井泵進行動力分析與優(yōu)化；黃業(yè)華等[3]研究了海洋平臺往復壓縮機的振動特征，給出了往復壓縮機振動能量集中的頻率值；Chang等[4]建立了某平臺新型液壓泵的動力分析模型，并對其振動速度和加速度進行了分析；王毅等[5-6]給出了各類機械設備的振動原理，為海洋平臺振動響應分析與評價奠定一定的基礎。本文針對某海洋平臺的復產設計方案，根據其新增的機械振動設備，對平臺上部組塊結構的動力特性及振動響應進行分析，評估了其各種運行狀態(tài)下的振動響應大小，為平臺復產計劃的順利實施提供了技術保障。

1 某平臺復產改造方案簡介

本次復產計劃為我國渤海海域某導管架平臺，涉及的改造全部位于平臺頂層甲板，根據其復產作業(yè)的需求，改造方案分為修井方案和防竄方案。其中，修井方案新增的主要設備為：平臺舉升機、中央控制室、增壓機、膜制氮、空壓機、油箱、材料間、泥漿罐、泥漿泵、BOP、堆場等，其布置方案如圖1(a)；防竄方案是移除平臺舉升機、堆場、泥漿罐、泥漿泵、BOP等修井設備，增加泡沫發(fā)生器、熟化罐、柱塞泵、計量泵、吊籠、操作間等防竄工藝所用的設備，其布置方案如圖1(b)所示。

圖1 平臺復產方案甲板設備布置設計圖Fig.1 Equipment layout drawing for platform production recovery scheme

復產計劃中振動相對嚴重的設備主要為 1臺增壓機(型號為NPU1800)和2臺空壓機(型號為XRVS 1050，一用一備)，其中增壓機濕重為 15t，額定工作頻率為27Hz，布置于頂層甲板火炬臂附近；2臺空壓機型號相同，濕重 9t，額定工作頻率 30Hz，布置于頂層甲板幾何中心位置，如圖1所示。

2 平臺上部組塊有限元模型

采用 ANSYS軟件建立該平臺上部組塊的有限元模型，如圖2所示。該平臺上部組塊主甲板共3層，高度分別為 EL＋12.5m、EL＋19.5m、EL＋24.5m，原始設計總重量為 3290.56t。根據平臺結構圖紙，建模時，采用 SHELL63單元對平臺各層甲板進行模擬，BEAM188單元對梁進行模擬，PIPE16單元對斜撐和立柱進行模擬，邊界條件取鉸支。板梁復合彎曲時，考慮到板、梁重的軸不重合導致的偏心問題，建立模型時，根據平臺結構的真實尺寸，分別賦予梁單元相應的偏心值，從而使計算模型和真實結構相吻合。

圖2 上部組塊有限元模型圖2 Finite element model of upper block

按照平臺歷次改造數據及本次改造之后的設備布置方案，采用 MASS21單元對組塊上層甲板施加相應設備載荷，根據平臺 2種作業(yè)狀態(tài)的改造方案，對應得到2種分析模型。

3 振動響應分析

3.1 整體模態(tài)分析

采用整體模態(tài)分析，計算得到修井和防竄2種方案下平臺組塊前10階的自振頻率，見表1?？芍?種方案下，平臺前 10階自振頻率相差甚微，說明 2種作業(yè)狀態(tài)的設備布置方案對平臺動力特性的影響較小。修井和防竄方案下平臺的一階自振頻率分別為1.177、1.191Hz，與空壓機和增壓機的額定工作頻率相差較遠，即結構不會發(fā)生自振。

提取 2種方案下平臺上部組塊前 3階的模態(tài)振型，如圖3和圖4所示。不同作業(yè)狀態(tài)對平臺振型的影響亦微乎其微，2種作業(yè)狀態(tài)下平臺上部組塊前3階振型均表現為整體形變，無明顯局部薄弱位置，其中1階振型均為順時針方向的扭振，2階均為沿X軸方向的純彎曲振動，3階均為沿Y軸方向的彎曲振動，并伴有逆時針方向的耦聯扭振。

表1 平臺前10階模態(tài)頻率Tab.1 First 10 modal frequencies of platform

圖3 修井方案時平臺組塊前三階模態(tài)振型Fig.3 First three modal shapes of platform block in workover scheme

3.2 局部模態(tài)分析

局部模態(tài)分析中將增壓機和空壓機局部甲板這2個區(qū)域外的其他結構和設備密度設為 0，即僅考慮其他結構對2個區(qū)域的剛度約束，從而獲得精確模態(tài)分析結果，最終計算得到 2個區(qū)域結構的前 10階固有頻率值，如表2所示。2個區(qū)域結構的1階自振頻率分別為 14.317、9.296Hz，與增壓機、空壓機的額定工作頻率相差較遠，即結構不會發(fā)生自振。

圖4 修井方案時平臺組塊前三階模態(tài)振型Fig.4 First three modal shapes of platform block in antichanneling scheme

3.3 諧響應分析

響應分析采用整體模型，以正弦激勵模擬動荷載，根據平臺不同作業(yè)狀態(tài)組合得到 4種分析工況：工況 1，修井方案下增壓機與空壓機 A 同時運行；工況 2，修井方案下增壓機與空壓機 B同時運行；工況 3，防竄方案下增壓機與空壓機 A 同時運行；工況4，防竄方案下增壓機與空壓機B同時運行。

表2 局部結構前10階模態(tài)頻率Tab.2 First 10 modal frequencies of local structure

選取振動設備周圍測點對計算結果進行評價，典型測點響應結果和應力云圖見圖5和圖6。

圖5 位移響應曲線Fig.5 Displacement response curve

圖6 結構應力云圖Fig.6 Structural stress cloud

如圖5所示，平臺振動響應峰值均發(fā)生在 0.5～16Hz，與增壓機、空壓機的額定工作頻率相差較大，即結構不會發(fā)生自振。如圖6所示，在激振頻率下平臺應力幅值較小，構件強度滿足要求。

3.4 瞬態(tài)響應分析

采用ANSYS瞬態(tài)分析方法，計算得到平臺激振設備附近節(jié)點的振動速度和振動加速度響應均方根(r.m.s)值，如表3所示。

表3 平臺振動響應結果Tab.3 Results of vibration response of platform

由表3可知，在所有組合計算工況下，平臺振動速度響應均小于規(guī)范允許的 4mm/s；加速度 r.m.s值亦小于規(guī)范允許的 286mm/s2，均滿足 ISO 6954：2000[7]要求。對比4種工況可知，2種方案下，增壓機與空壓機B同時運行的振動響應均比與空壓機A同時運行時的響應略大，最大響應發(fā)生在工況 2，即修井方案下，增壓機空壓機B組合運行下，最大響應位置位于空壓機B南側區(qū)域。

4 結論與建議

①從平臺上部組塊整體模態(tài)振型和振動設備局部模型振型圖可知，空壓機和增壓機位置局部甲板梁主振型為整體振動，無明顯的剛度薄弱部位。平臺組塊結構一階自振頻率均有效避開了增壓機與空壓機的共振區(qū)，故結構不會發(fā)生共振，且具有良好的頻率儲備。

②由幅頻響應可知，增壓機與空壓機激振頻率均遠離共振頻率，且平臺在其工作頻率激勵下，位移響應很小，結構應力小于鋼材許用應力。

③在不同作業(yè)狀態(tài)和激振設備組合運行下，平臺振動響應最大速度均方根值為小于 4mm/s，滿足要求；最大值加速度均方根值為小于 286mm/s2，亦滿足振動標準要求。

④平臺最大振動響應加速度位置位于空壓機 B附近，實際復產作業(yè)時，建議重點對該區(qū)域進行關注；鑒于增壓機與空壓機 A組合運行的振動響應略小，建議空壓機B為備用機。