現役導管架平臺結構監測系統開發與數字孿生技術

閆天紅 王維剛 趙海峰 周國強

東北石油大學機械科學與工程學院，大慶，163318

0 引言

我國現有362座導管架平臺，其中106座平臺已超過設計使用年限但還在繼續服役。由于海洋環境的影響，導管架平臺在服役期間會產生各種損傷，平臺結構性能相比原設計時會發生變化。目前主要采用導管架水下結構部分節點損傷檢測方法，并根據檢測結果修改導管架原設計有限元模型進行強度核算。由于測點有限，所以不能準確真實地反映平臺結構的實際情況。如果水下結構全部桿件和節點都進行檢測，則費用將達幾千萬甚至上億元，而且其結果也僅反映檢測的當時。由此可見，當前平臺結構監測及延壽的需求比以往任何時候更為迫切。

數字孿生技術是實現物理與數值模型高度融合的重要手段，2002年由GRIEVES等提出[1]，近年來在各個領域引起了極大的關注[2-4]。數字孿生是真實實體結構的數值模型，它不僅反映了實體結構的實際狀態，同時還記錄了實體結構隨時間變化的數字線。

據有關案例介紹[5-7]，海上導管架平臺的設計壽命一般為25年，但是通過長期的監測與全面的研究計算，其服役壽命可延長30%～400%。Ramboll公司于2006年首次將數字孿生技術應用于海上平臺，其有效性已在INEO、TATAL和HESS的海上平臺上得以驗證[8-9]。

目前我國導管架平臺結構監測大多偏于振動監測[10-11]，并以初始有限元模型設定的損傷特征計算獲得的基頻作為預警條件，海洋環境監測及結構應變監測的案例比較少。由于缺乏數字孿生技術的支撐，使得平臺結構評價及延壽預測的監測數據僅停留于所分析的當時，不能實現隨時間變化的監測數據與有限元模型的真正孿生，導致平臺結構評價及壽命預測出現偏差。

本文在南海某導管架平臺上開發了風浪環境監測與平臺振動、應變響應結構監測系統，根據環境與結構監測的數據，構建平臺結構的數字孿生。文中以平臺結構振動監測數據來反映平臺結構整體性能、以結構應變監測數據來反映平臺結構局部性能，通過基于模態參數的有限元模型修正、基于波浪作用應變的有限元模型修正，實現被監測平臺與有限元模型的真正數值孿生，為科學預測平臺結構狀態及壽命奠定了基礎。

1 環境監測與平臺結構響應監測

南海某導管架平臺設計水深146 m，平臺長寬高分別為85.954 m×68.275 m×187.715 m。平臺由樁基礎、導管架、甲板組塊三部分組成。樁基礎為16根φ1828.8 mm(72英寸)裙樁，入泥深度118 m，質量5628 t；導管架為八樁腿結構，主立柱截面(φ2438 mm×69.85 mm,φ1829 mm×69.85 mm,φ1829 mm×63.5 mm,φ1372 mm×50.8 mm)，質量15 600 t；甲板組塊由四層組成，面積61 m×58.5 m，結構質量12 098 t。平臺結構監測分為風浪環境監測與平臺結構響應監測。

1.1 風浪環境監測

風浪是評估海上導管架平臺所處環境的重要參考元素。設計時一般已對平臺所處的環境進行了規定，但隨著近年來全球氣候變化的影響，海上極端氣象頻發，導致設計時傳統意義上多年一遇海洋環境條件的概率增加，使現行平臺結構評價及疲勞壽命預測條件偏離了實際的海洋環境狀況。

本項目中，風速風向監測選用超聲波風速風向儀，海浪監測選用雷達測波儀，高精度地測量水面的垂直距離。風浪監測實景如圖1所示。

(a)風速風向儀 (b)雷達測波儀圖1 風浪監測Fig.1 Scence of wind wave monitoring

1.2 結構響應監測

海上平臺響應監測包括振動監測和應變監測，監測參數分別為加速度與應變，激勵方式為海洋風浪環境載荷作用。振動監測的目的是測取結構的固有頻率及模態，通過對比歷史狀態，建立固有頻率或模態與結構剛度及平臺結構安全要素的對應關系；應變監測的目的是測取海浪作用下結構管節點附近的局部應變，通過測點與焊趾的熱點應力，評價其疲勞壽命。

本項目中選用力平衡加速度計與智能應變計，具體實景如圖2所示。

(a)平衡加速度計 (b)智能應變計圖2 結構響應監測Fig.2 Sence of structural response monitoring

1.3 監測系統集成

海上導管架平臺監測整套系統除了環境監測及結構響應監測以外，還包括太陽能與UPS電源保障系統、監測數據北斗衛星自動傳輸系統等，具體實景如圖3所示。

圖3 南海某導管架平臺監測示圖Fig.3 Monitoring diagram of a jacket platform inSouth China Sea

2 基于振動監測的有限元模型修正

2.1 平臺結構數值模態分析

根據南海某導管架平臺結構圖紙，應用ANSYS軟件建立有限元模型。該模型共有節點13 115個，三維梁單元13 916個，每個節點有6個方向自由度，一共有78 690個自由度。

平臺結構材料參數：彈性模量取210 GPa，泊松比取0.3，密度取7850 kg/m3。

經ANSYS分析，該平臺前3階頻率分別為0.428 71 Hz、0.457 27 Hz和0.651 89 Hz，對應的前3階模態如圖4所示。其中第1階為y方向的平動，第2階為x方向的平動，第3階為繞z軸的扭轉。

(a)第1階模態 (b)第2階模態 (c)第3階模態圖4 某導管架平臺結構模態Fig. 4 Structural mode of a jacket platform

2.2 振動監測模型與有限元模型相關分析

平臺振動監測中由于水下結構不易布置傳感器，且水上結構傳感器的數量也十分有限，導致監測模型與有限元模型幾何空間不匹配、模態振動空間不完備等問題突出，通過監測模型與有限元模型相關分析，解決設計時有限元模型自由度居多與監測模型測點較少的問題，實現平臺結構監測的初始數字孿生。

振動監測模型(vibration monitoring model, VMM)與有限元模型(finite element model， FEM)相關分析主要包括測點與節點匹配、測試自由度與計算自由度匹配、測試模態振型與計算模態振型匹配。

(a)VMM (b)FEM節點與監測測點匹配圖5 平臺VMM與FEM匹配Fig.5 Platform VMM matching with FEM

圖5所示為平臺振動監測模型測點與有限元模型節點匹配情況。圖5b中紅色線相連的表示平臺結構監測模型，綠色點表示監測模型上測點與有限元模型節點所對應的匹配點。從圖中看到，測點與有限元模型節點幾何匹配的誤差為零。

(a)測點與FEM節點 (b)測點與FEM節點 x向自由度 y向自由度圖6 平臺VMM與FEM自由度匹配Fig.6 Platform monitoring model and FEM degreeof freedom matching

本項目中，共布置5個雙向加速度傳感器，具體位置圖6所示。圖6中紅色的箭頭方向表示測點的測試方向。由圖可見，在監測模型與有限元模型上有5個測點，每個測點有2個測試方向，即x、y向。

經過一段時間監測數據采集后，可對振動加速度信號進行分析，并通過OMA(工作模態分析)的隨機子空間識別(SSI)方法確定平臺結構模態參數。

模型修正前，經參數識別實測獲得的第1階、第2階模態振型、頻譜曲線與有限元模型計算的結果存在差異(表1、圖7～圖9)，主要來源于有限元模型建模的誤差，包括模型邊界約束的簡化等。表1中的MAC(modal assurance criterion)表示模態置信準則，用于評估實測模態振型與分析振型之間的相關程度，MAC的值介于0與1之間，等于1表示相關極好，等于0表示兩個模態毫不相干。

表1 FEM模態與實測模態比較

2.3 基于模態參數的有限元模型修正

模型修正時，具體選擇什么參數可根據靈敏度分析后確定。本文將導管架平臺底部基礎16個樁基邊界約束的剛度作為修正量，以樁壁厚h為局部參數，共待修正的參數達到16個，特征量選擇頻率+MAC。應用貝葉斯方法求解修正量，選擇CCABS值(預測與參考共振頻率之間絕對相對差的平均值)作為收斂準則，基于一階模態響應的修正經過13次迭代收斂，基于二階響應的經109次迭求解收斂，最后得到修正后模型。修正后結果如表2所示。

表2 模型修正后FEM模態與實測模態比較

(a)x向模態振型 (b)y向模態振型圖7 平臺VMM實測振型與FEM計算振型匹配Fig.7 Matching of measured vibration mode ofplatform monitoring model with FEM calculation mode

圖8 模型修正第1階實測頻率與有限元模型計算頻率之間的比較Fig.8 Comparison between the measured frequency ofthe first order before model modification and thecalculated frequency of the finite element model

圖9 模型修正第2階實測頻率與有限元模型計算頻率之間的比較Fig.9 Comparison between the measured frequency ofthe 2nd order before model modification and thecalculated frequency of the finite element model

基于第1階、第2階響應的模型修正后參數變化情況如圖10所示，其中1～8為主樁基、8～16為副樁基。

圖10 模型修正后參數變化情況Fig.10 Parameter changes after model updating

3 基于應變監測的有限元模型修正

3.1 平臺結構多尺度有限元模型

應變傳感器布置時，由于平臺結構及設備等自重已經作用于平臺結構上，則應變監測時測得的應變值僅反映風浪作用下平臺局部結構關鍵節點應變變化的情況。應變監測具體位置，需通過有限元預分析優化確定風浪作用下平臺承載大的關鍵節點及關鍵部位。為了清晰地表示應變測試的具體位置，本文建立了關鍵節點小尺度實體單元子模型，與其他部分大尺度梁桿單元組成平臺結構多尺度模型。在該模型中以梁單元節點為主節點，實體四點單元的節點為從節點并生成約束方程，由約束方程生成剛性線，最后形成剛性面。整個模型共有節點總數27 159個，單元總數57 191個，其中梁單元13 881個，四點實體單元43 310個。詳細多尺度模型如圖11所示。

(a)平臺多尺度模型 (b)多尺度模型耦合面圖11 平臺多尺度模型和耦合面Fig.11 Multi scale model and coupling surfaceof platform

3.2 應變測點與有限元模型相關分析

如圖11b所示，導管架平臺某關鍵節點中應變監測的具體位置為圖12中的一根斜桿上，在該斜桿沿著軸向方向的上下和內外表面共布置了4個應變傳感器，詳細情況如圖12、表3所示。

表3 平臺關鍵節點應變測點與多尺度FEM匹配

經計算，測點位置計算應變值與監測應變值的比較如表4所示，其中SX表示局部坐標系中沿桿件軸線的方向。

(a)平臺一斜桿應變計(b)平臺一斜桿應變計 安裝位置(外側) 安裝位置(內側)圖12 平臺應變計安裝位置Fig.12 Installation position of platform strain gauge

表4 FEM計算應變與實測應變比較

2.3 基于應變的有限元模型修正

根據平臺關鍵管節點應變監測情況，修正參數選為彈性模量，修正量為43310個單元；響應參數分別選擇為實測應變值，共4個響應參數。模型修正后計算結果如表5所示。模型修正后平臺關鍵管節點焊腳處SX應變與等效應變如圖13、圖14所示。

表5 FEM修正后計算應變與實測應變比較

圖13 模型修正后關鍵管節點SX應變云圖Fig.13 SX strain nephogram of key nodes aftermodel updating

圖14 模型修正后關鍵管節點Mise應變云圖Fig.14 Mise strain nephogram of key nodes aftermodel updating

導管架平臺監測后，基于監測數據,通過雙重模型修正實現了平臺真正的數字孿生，通過屏幕可顯示平臺實體與數字孿生的實際情況，如圖15所示。

圖15 南海某導管架平臺與數字孿生Fig.15 A jacket platform and digital twin in theSouth China Sea

4 結論

目前，對于大多數現役的導管架平臺而言，需根據實際情況對平臺進行振動測試，通過模態參數識別獲得結構的固有頻率，通過多次不定期的檢測分析評價平臺實際性能。

本文僅就服役導管架平臺結構的數字孿生進行了分析，真實反映了現役導管平臺結構靜態和動態特征(模態參數)及所處海域的波浪載荷。通過數字孿生技術，依據監測數據可不斷地修改平臺結構孿生模型，隨時掌握海上導管架平臺結構在整個服役周期內的結構行為，并進行科學預測、預防性維護，以延長平臺服役壽命。