浮式生产六篇

浮式生产 篇1

单点系泊是FPSO的重要系泊方式之一,通过监测系泊系统的状态,即可对软钢臂( YOKE)受力、船体姿态及风浪流等海况进行监测。为加强FPSO单点系泊的安全性,降低事故风险,设计单点系泊监测系统,持续监测FPSO的系统性能,预测FPSO系泊系统的状况,并对预测的风险提出相应的建议。

1 单点系泊系统①

如图1 所示,FPSO通过YOKE系泊在单点结构上。单点系泊监测系统由环境监测、运动监测、YOKE应力测量及安防监控闭路电视( CCTV) 等组成。

通过分析传感器所采集的数据并结合特定的算法,为管理人员控制系泊系统安全提供参考,并通过对所收集的海量数据进行分析完善,进而依据未来可能遇到的海况和气象状况,对系泊系统的安全状况进行预报。监测系统安装后可实现预定的监测功能并将监测结果与数值进行对比分析。

2 系统架构

集成监测系统由运动监测、环境监测、YOKE监测、CCTV和服务器5 个模块组成,系统结构如图2 所示。环境载荷和FPSO的六自由度运动是引起YOKE式单点系泊恢复力的直接原因[1],风浪流等环境条件对FPSO的非自主运动起到决定作用。为了对FPSO系泊系统的安全性进行有效监测和分析,需对FPSO的运动位置及环境载荷等信息进行测量。同时对YOKE的结构应力进行监测,并在超出承受极限前进行报警。

3 功能模块

3. 1 运动监测模块

FPSO运动监测系统包含GPS测距、测朝向和六自由度运动测量模块,主要由3 个GPS和一个惯性测量单元( IMU) 组成,其中一个GPS与测量模块共用。

如图3 所示,运动监测子系统通过GPS实时载波相位动态差分测量技术,测取FPSO与单点的间距。其中GPS基站设在系泊单点的最高点,GPS移动站设在FPSO的高点。 艏向测量通过FPSO上的两个GPS间距作为基线长度,解算出基线与地理北的夹角。

横摇和纵摇测量采用IMU,经过导航解算即可计算出载体的纵摇角与横摇角。惯性测量具有自主性强,不受环境和电磁干扰,实时数据更新率高,短期精度及稳定性好等特点。但是由于IMU零偏等误差源的影响,且IMU通过对加速度和角速度积分得到位置和姿态( 即导航误差) 会随着导航时间的延长而迅速积累。因此,为获得长时间高精度的姿态与定位数据还需进行GPS补偿。FPSO的姿态和艏向由IMU和双GPS( RTK) 的组合导航系统进行测量[2]。GPS采用L1 和L2 双频,应用双星系统,具有良好的可靠性和抗干扰性。

3. 2 YOKE监测

3. 2. 1 YOKE应力负载

常规应变片具有严重的零漂,高盐、潮湿的海洋环境使得应变片的选材和长期稳定运行成为一项挑战。光纤光栅应变计( FBG) 具有精度高、长期稳定可靠、耐潮湿、抗腐蚀、防电磁干扰、传输损耗小、灵敏度高及分辨率高等突出特点,并且能够实现远距离遥控监测。FBG弥补了电阻应变片的诸多缺陷,且长距离传输对于光纤中心波长没有影响,因此最终选取光纤光栅应变计作为FPSO YOKE系泊应力监测的主要手段。

YOKE应力由FBG测量,并由光纤光栅解调器解算传感器传输的光纤信号。本系统总计采用32 个光纤光栅应变计,分别测量YOKE和系泊腿的结构应力。解调仪为8 个光通道,每个通道有4 个光纤光栅应变计。传感器具有内部温度补偿功能,可减小温度不稳定性对设备性能的影响[3~5]。光纤光栅应变计的工作原理如图4 所示。

中心波长 λΒ会受到光栅区域的物理或机械特性变化的影响。λΒ随着温度和应变的变化而变化。通过对反射/透射中心波长的测量,即可获得外界环境参数。

由于一个应变的损坏会影响串联的后续传感器的数据传递,每个通道的应变计不应过多。若一条通道的应变计数量很多,可考虑环路测量方式,容忍环路断开一处[6,7]。

应力计布置在可能的应力薄弱处,而温度计的布置则应考虑温度分布,尽量消除温度分布不均的影响。如图5 所示,单点系泊监测系统中应力计布置在YOKE两端,并沿YOKE径向每90°布置一个。温度计布置在YOKE上下左右不同的位置,这样就能降低YOKE朝向不同对各个应变温度分布的影响。

3. 2. 2 YOKE与系泊腿倾角

通过对YOKE系统结构和受力进行分析可知,系泊腿和YOKE的倾角决定了YOKE的姿态和位置,从而影响YOKE的恢复力。为此,监测系统中设置了两组倾角仪,分别对系泊系统左右两舷进行监测。

3. 3 环境监测

3. 3. 1 浪流仪

浪流仪的工作原理与安装示意图如图6 所示,声波信号沿着相同的波束被发送/接收,根据多普勒原理将水中的悬浮粒子的流速流向计算出来,测量的流速为该水层的平均流速[8]。一台设备即可测量海流剖面和海浪参数,附带压力传感器辅助测量浪高,确定波浪测量期间的瞬时水位,为波面声跟踪提供参考位置。

浪流仪特点: 同时测量海流剖面、波浪方向谱、波浪参数和潮位; 波向分辨率较高,分辨从多方向相同频率的波浪; 截断频率高,可测高频波浪; 大风时,由于海面下气泡层的影响会降低其测量浪高的性能。

浪流仪性能指标: 水深剖面最大可达128 层( 一般20 ~ 40 层) ,最大流速10m/s( 600k Hz) ; 剖面范围0 ~ 50m( 600k Hz) ,0 ~ 120m( 300k Hz) ; 波浪测量范围10m,最大浪高35m; 波周期最大30s。

3. 3. 2 风速风向仪

超声波风速风向仪的工作原理是利用超声波时差法来实现风速的测量。时差法超声波流量计的原理是利用超声波在流体中顺/逆流传播速度的变化,引起超声波的传播时间变化,根据这两个时间来测量流速进而计算出流量[9]。超声波在空气中传播的速度可以和风速函数对应,通过计算即可得到精确的风速和风向。

本系统采用二维超声波风速计,无可动部件,无需在现场校准。可根据情况选择头部加热装置确保不结冰或积雪,以适应恶劣天气环境。可实现模拟或数字输出。为得到稳定准确的风速数据,风速计应安装在尽可能高的位置,以减少障碍物对风的影响[10],如图7 所示。

3. 4 实时视频监测

采用一套CCTV监测YOKE和系泊腿的运动状态。CCTV包含两个摄像头( 隔爆型) 、一个显示器和一台网络硬盘录像机。通过CCTV的两个摄像头,可以获得YOKE状态的视觉信息。摄像头可以在黑夜昏暗的情况下正常工作。摄像头采用云台控制,实现水平360°连续、俯仰 ± 90°回转;控制接口RS485。

4 软件部分

服务器是整套系统的核心,负责采集测量系统/设备的数据并进行数据分析处理。通过对FPSO单点系泊系统的模型分析与实际监测数据的处理,实现YOKE负载的估计和报警功能。服务器配有磁盘阵列数据存储,保证数据的可靠存储。

通过对数据库技术的应用与数据库的搭建,FPSO监测预警系统实现了大数据的处理。整套软件系统包括实时监测、实时报警、数据预测及数据回放等功能。通过风、浪、流等环境数据,系泊系统应力、倾角及FPSO姿态等关键数据的监测和实时报警确保及时发现并处理危险,保证了FPSO单点系统的安全性和工作效率。FPSO监测系统的软件架构和层次架构时序关系如图8、9 所示。

5 结束语

从FPSO、张力腿平台( TLP) 、半潜及深铺等特种海工作业船舶的发展来看,集成化的船体性能监测系统是一种应用趋势。通过集成监测,可以优化系统架构、节约系统投入并提高操作人员的操作效率。FPSO单点系泊系统关系整个FPSO的生产和人员的安全,它集成了监测系统,通过可靠的模型分析和系统集成,及时预估系泊系统的性能并提供预警。该系统具有一定的扩展性,可广泛用于海洋装备,对保障海上作业平台人员和设备的安全,维护平台稳定生产具有重要意义。

参考文献

[1]亓俊良.FPSO单点系泊监测系统设计与应用[J].中国海上油气,2014,26(A01):31~34.

[2]以光衡.惯性导航原理[M].北京:航空工业出版社,1987.

[3]饶云江,王义平,朱涛.光纤光栅原理及应用[M].北京:科学出版社,2006.

[4]杨永光,金常青,崔黎宁,等.安全仪表系统中传感器冗余配置方式的分析[J].石油化工自动化,2014,50(1):14~16.

[5]黄彩虹,金福江.氧化锆氧传感器电压输出特性模型的研究[J].石油化工自动化,2012,48(6):57~59.

[6]王伟杰,王晶,刘俭飞.光纤光栅传感器在FPSO单点系泊监测系统中的应用[J].仪器仪表用户,2013,(3):56~57.

[7]耿淑伟,余有龙.光纤光栅时分复用传感系统[J].哈尔滨工业大学学报,2002,34(2):204~206.

[8]DNV-RP-C205,Environmental Conditions and Environmental Loads[S].Norway Oslo:Norske Veritas,2007.

[9]李广峰,刘昉,高勇.超声波流量计的高精度测量技术[J].仪器仪表学报,2001,22(6):644~647.

浮式生产 篇2

关键词：浮式平台,倾斜,裸岩,桩基,钢护筒

1 工程简介

淳安县城中湖南路2号桥梁采用58 m+3×108 m+58 m=440 m五跨预应力混凝土连续刚构结构,全桥共6个墩台,1号～4号墩为水中墩,均采用高桩承台钻孔桩基础,共计16根桩。基础采用4根ϕ2.0 m钢管混凝土柱栽入ϕ2.6 m钻孔桩形式,设计桩长13.5 m～55 m不等,钢管桩设计Q345c、壁厚25 mm,采用壁厚16 mm、内径3 m的钢护筒。

2 基础地质描述

桥位处2号～4号墩位河床多属倾斜裸露岩面,岩性为风化砂岩,其中2号,3号墩河床面为全风化和强风化砂岩,4号墩河床面为强风化和弱风化砂岩。河床倾斜,实测倾斜坡度在1∶1～1∶1.5之间,桩位处直径3 m,钢护筒范围内最大高差达到了3 m。

3 基础施工方法简介

深水钻孔钢护筒最大重量近50 t,栽桩钢管桩最大重量64 t,要求整体起吊能力大;近十年千岛湖水位变化较大,要求平台施工周期短,受水位影响小。经综合比较采用浮式钻孔平台施工水中基础,浮式钻孔平台由浮体、钻孔平台、门式吊机、锚碇设备四部分组成。与固定平台施工比较,浮式平台施工具有以下优越性:1)浮式门吊与钻孔平台整体设计,起吊能力大,整体性能好,移动方便。2)为保证固定平台稳定性需在钢护筒内先吸泥,再灌注混凝土,再填砂等繁琐工序。浮式平台形成工序简化。3)采用与浮式平台方案相配套的冲吸反循环钻机清水钻进,无须造浆,避免了对水体污染,满足了环保的要求。4)结构安全稳定,周期短,平台转移速度快,准备时间短,材料投入少,成本低。5)浮式平台施工受水参考文献:位变化影响较小,通过调整锚绳长度适应水位变化,方便了施工。

4 倾斜裸岩钢护筒施工方案

平台初定位后需进行桩基钢护筒施工,由于桩位处在倾斜裸岩上,在钢护筒下放前选择大直径钻头预偏至高位处对桩位冲击处理, 找平河床,以便于钢护筒着床。岩面找平后利用钻孔平台构架安装钢护筒导向架,下放钢护筒并接长,护筒下放按照对角对称下放,四根钢护筒基本同步着床。钢护筒着床后需对钢护筒进行第一次振打,使钢护筒嵌入河床一定深度,保证钢护筒在自重作用力下的竖向稳定。完成钢护筒第一次振打后对角安装钻机,进行钢护筒跟进,由于钢护筒作为钢管桩、钢筋笼和混凝土水封的主要受力载体,要求钢护筒刃脚低位处跟进至弱风化岩面50 cm。钢护筒跟进根据护筒内钻孔情况选择跟进时间,可分次分段跟进,施工钢护筒刃脚距离孔底超过1.5 m～2 m时需进行跟进,跟进采用中—160振动打桩机中高档位振打。在完成全部四根桩的插打后焊接水上联结系,使钢护筒形成稳定的板凳结构。

5 倾斜岩面处理,钢护筒着床

5.1 预偏冲击处理倾斜岩面

为方便护筒顺利着床,在下放钢护筒之前必须将桩位处护筒大小范围内倾斜岩面处理好。1)倾斜岩面处理前用测绳对墩位处各桩位进行河床测量,准确测量出单桩最大高差和倾斜方向。2)选择单根绳钻机处理倾斜岩面,钻头为四翼或五翼冲击钻头。该钻机轻巧,移动方便,改变钻头直径操作简单,有一定优势。倾斜岩面处理时选择钻头的直径为2.9 m。3)预偏冲击,找平河床。根据桩位处高差情况调整钻机位置,钻机预先往倾斜面较高处偏位,在钻机冲击时钻头将顺着倾斜面滑动,偏位量根据岩面倾斜程度选择偏离桩中心30 cm～50 cm不等。其中3号墩采取了预偏冲击钻孔,较2号墩按照理论中心冲击钻孔倾斜岩面效果好,缩短了时间。4)冲击至河床面基本平整且孔底必须进入角砾混凝土层,现场取样判断岩层位置,倾斜岩面处理好后需要再次测量孔深,根据施工需要可派潜水员水下探摸。

5.2 钢护筒对接与下放

待四个桩位处河床找平后,根据实测平台顶标高与找平后河床面标高,场内配置好钢护筒,要求钢护筒加工质量控制符合设计及规范,如钢护筒焊接质量、椭圆度、垂直度等控制。移动找平钻机,安装4 m高钢护筒导向架和下放支撑框梁,逐节下放钢护筒,受浮式平台吊高限制,单节钢护筒长度不超过9 m,节段间焊接接长,四根钢护筒接长至设计长度,钢护筒着床前必须精调浮式平台位置,要求精调至平台中心偏差不大于2 cm,平台偏角不大于0.2°,然后按照对角钢护筒逐个着床,着床应缓慢稳步地进行,要求同步、统一。

5.3 钢护筒第一次沉桩

钢护筒着床后,需进行初次振打使钢护筒嵌入河床一定深度。钢护筒第一次沉桩振打既有利于护筒自身的初步稳定,同时对平台位置起到一定的限位。振打采用中—160振动打桩锤,振打前要求再次复核钢护筒的垂直度和孔位偏差,然后振打钢护筒,初次振打桩控制档位选择中高档,根据振打情况调整控制开关,不得强打,否则容易因为倾斜岩面的岩层强度不均造成钢护筒振打倾斜。施工现场将河床标高、护筒底标高、岩层、锤击时间等数据详细记录。振打过程统一指挥,测量、技术全程监控,保证符合施工要求和安全要求。

6 钢护筒跟进施工

钢护筒在施工过程中既作为钻孔护筒用,同时护筒还作为下放钢管桩、钢筋笼以及混凝土水封等的支撑体,因此钢护筒在第一次沉桩后需对其进行跟进,施工要求护筒刃脚跟进至弱风化岩面不少于50 cm,钢护筒最后一次振打以贯入度不大于1 cm/min为准。

1)钢护筒完成初次振打嵌入河床一定深度后,继续选择单根绳钻机进行对角护筒跟进,两相邻钢护筒在未入岩前不同时施工。跟进时钻头直径选择2.85 m,调整钻机对中后进行孔内钻孔。2)由于单绳钻机冲击钻进时需投入红土等造浆才能实现进尺和孔侧护壁。随着钻进进尺,钢护筒会随着进尺有不同程度的下沉,现场认真记录,根据护筒内钻孔情况选择跟进时间,可分次分段跟进,一般钻进至钢护筒刃脚距离孔底1.5 m～2 m时安装桩帽和桩锤振打跟进护筒,跟进采用中—160振动打桩机中高档位振打。直至完成钻孔至岩面最低位置嵌入弱风化0.5 m,最后一次安装桩帽和桩锤,完成护筒跟进,护筒入岩深度以贯入度不大于1 cm/min为准。3)依次完成其他护筒的钻孔跟进,待四根钢护筒跟进完成后,焊接水上联结系,使钢护筒形成稳定的板凳平台结构,然后在钻孔平台上安装YCJF-25型钻机钻孔施工。

7 钢护筒施工质量控制要点

1)钢护筒的制作、焊接和运输、沉桩严格按照JTJ 254-98港口工程桩基规范和施工组织设计中的规定进行。2)钢护筒厂内加工完成后进行试拼,合格后用油漆做拼接标记。3)钢护筒对接和下放严格控制垂直度和管口轴线偏差。按接长顺序吊起第二根护筒按照试拼时做好的对接油漆标记与前一节进行对接,要保证护筒的轴线偏差在允许误差范围内,这样接长直至达到设计长度,每节段下放护筒时需将前一节段的牛腿割除,注意割除时不能伤害护筒。4)钢护筒着床后检查平面偏差和护筒倾斜度,如不符合要求,将护筒提起重插。护筒位置合格后安装变截桩帽、夹持器和中—160振动打桩机。5)钢护筒振打,护筒振打时选择低档位点打,待护筒基本稳定后调整工作档位振打。6)按照钢护筒刃脚与孔底的距离不超过2 m跟进钢护筒,以免因钻孔过深而护筒未及时跟进造成塌孔。7)在钢护筒振打施工全过程中,由测量人员在岸上进行监测,并作好记录。

8 结语

淳安县千岛湖是国家AAAA级旅游风景区,湖底地质构造复杂,岩面倾斜,本文介绍了浮式平台倾斜岩面钢护筒施工流程和施工质量控制要点,为倾斜岩面施工提供了经验借鉴,也为以后类似施工提供了一定的参考价值。

参考文献

浮式生产 篇3

4月30日,中国内地第一艘完全自主设计并建造的30万吨级海上浮式生产储油船(FPSO)“海洋石油117”号在上海外高桥造船有限公司命名交付｡该船是目前世界上建造的最大海上浮式生产储油船之一,“海洋石油117”号的船东是美国康菲石油公司的子公司康菲石油中国有限公司,建成后将成为中国渤海海域蓬莱“一九-三”油田最大的油水气处理加工中心｡

“海洋石油117”号船体为双底双壳结构,船长323米,型宽63米,相当于3个标准足球场的面积｡型深32.5米,从船底到烟囱的距离有71米,相当于24层楼的高度｡该船满载吃水20.8米,日加工19万桶合格原油,储油量为200万桶,配有140人工作居住的上层建筑及直升飞机平台｡

该船通过安装在船首的软钢臂单点系泊装置,长期系泊于固定的海域,对海底原油进行油水气处理､储存和外输,设计寿命25年,可抵御百年一遇的海况,入挪威船级社?穴DNV?雪｡

“海洋石油117”号于五月上旬拖航至新加坡进行上部模块的总组｡计划于2008年底投入运营｡

能清除海底垃圾的新型清扫船

日本工程船协会在日本船舶振兴协会的资助下,研制成功一种能清除海水中和海底垃圾的新型清扫船｡海中垃圾以海底的积聚量最大,单纯依靠人力是无法回收的｡这种用于回收水中和海底垃圾的工程船,能在波浪中行驶,可在很深的水域内进行清扫作业,回收一般的垃圾､金属片､碎玻璃以及很小的瓶盖等｡这种工程船预计需求很大,有关单位和环保组织均感兴趣｡

船用机器人焊接系统

瑞典一家公司研制成一种船用机器人焊接系统｡该系统由两台机器人组成一个完整的焊接单元,单元的外部尺寸为长20米､宽4米､高2.7—4米｡在该单元内可进行主要的船体构件､上层建筑构件､甲板分段内板加强构件的焊接与装配工作｡两台机器人悬挂在由21米长门框架支撑的向前凸出的钢臂上,可进行上下､左右､前后方向的运动｡整个焊接单元由7根柱子支撑,安全可靠｡

使用这种机器人焊接系统,不仅能大大减轻工作人员的劳动强度,而且还能提高焊接质量｡

新型喷枪洗舱机

英国一家公司制造了一种新型的喷枪洗舱机,适用于小型油船､混装船和化学品船｡

洗舱机可作为单喷嘴自撑式喷枪,也可在不同高度上设置2—3个单喷嘴的多方位喷枪｡它以一种螺旋方法冲洗货舱,清洗效果良好｡螺旋清洗方式是通过从预清洗(快速清洗)到密集状态,以及清洗的四个可调清洗程序(俯仰角)进行的｡在设备的顶部装有俯仰角控制器,清洗程度在清洗前甚至在清洗中均可进行选择和调整｡喷嘴在垂直和水平方向上均可调整｡

船体自动打磨新工艺

日本川崎重工业公司用自动打磨机打磨船首区域水下外板焊道表面,使打磨工时比过去采用砂轮手工操作缩短了70%左右｡

近年来,船东为了提高大型船舶的推进效率以节省燃料,要求造船厂把船首区域流水线以下部分的外板(包括舷侧板､舭部转圆板和外底板)上的焊道加工处理成与板面齐平｡船厂通常采用砂轮手工打磨方法,但由于工作量大,不仅费时,而且粉尘多,加上船底板上的焊道要仰向作业,作业人员极易疲劳,难以持续工作,以致效率很低｡为此,日本川崎重工神户造船厂引进一种电动的砂轮打磨机进行自动打磨｡

这种自动打磨机能借助控制装置规定一次的打磨厚度,并自动地依次进行打磨,经四五次反复加工而把焊道磨平,焊道磨平后能自动停机｡

俄建成新一代955型战略导弹核潜艇

据俄媒体报道,俄已建成新一代955型战略导弹核潜艇“尤里·多尔戈鲁基”号,已完成了系泊试验,并在4月中旬开始进行海上各项鉴定性的试航试验｡

该型核潜艇最大的特点是,装有能制约任何对手的最新研制的“布拉瓦”分导式多弹头洲际弹道导弹(SS-N-28),这种导弹在技术上要领先美国10-15年｡

浮式生产 篇4

介绍了我国浮式生产储油装置(FPSO)的分布现状,描述了我国渤海与南海不同海域FPSO的.特点.为了使FPSO长期系泊在海上安全生产、运营可靠,从FPSO设计关键,诸如船体波浪载荷、油气工艺模块支架与船体连接技术、不同单点系泊系统的船体结构设计等方面进行了重点阐述.

作 者：赵耕贤 ZHAO Geng-xian  作者单位：708研究所,上海,11 刊 名：上海造船 英文刊名：SHANGHAI SHIPBUILDING 年，卷(期)： “”(2) 分类号：U674.38 关键词：浮式生产储油装置   模块支墩   液化石油气回收  

浮式生产 篇5

关键词：浮式起重机,制动,不同步,故障处理

1. 故障现象

一台15t (32m) 浮式起重机的起升机构采用双卷筒结构, 由两台YZP355M2-10/90k W电机分别驱动, 通过联轴节—变速箱—弹性联轴节—制动器—减速器传到两个卷筒, 分抓斗作业和吊钩作业两种工况。电机采用变频调速和PLC控制, 吊钩工况时为双起升;抓斗工况时, 一台为支持绳电机, 一台为开闭绳电机。2013年7月第一次更换支持绳电机制动片后, 两台起升电机在停机制动时不能同步 (运行时能同步) 。在抓斗作业时, 当抓取货物下放到适当位置停机准备卸货时, 抓斗不受司机控制而提前打开, 货物提前掉落, 极易造成安全事故, 改为吊钩工况也不能同步制动, 两种工况下变频器和PLC均没有报故障。反复调节制动器的行程和压力, 故障依旧, 而且制动器调节太紧, 制动片与制动鼓摩擦发热严重。

2. 故障分析和排查

(1) 制动器及相关机构的原因。在未更换支持绳电机制动片以前, 两台电机制动正常, 未发生制动不同步的现象, 该制动器型号为YWZ2-600/200, 液压推动器型号为ED201/12。正常情况下因制动器故障的可能性极大。怀疑更换制动片后可能由于制动片与制动鼓接触面积因磨合原因未达到要求, 造成制动力矩不够, 制动滞后;或该制动器制动架某销轴松旷, 造成制动滞后。但是对两台制动器及相关机构进行了全面的检查, 并未发现底座松动和销轴松旷, 调整制动器行程以增大制动力矩, 制动片与制动鼓摩擦发热严重, 而制动滞后现象并未消除。因此, 仅因为制动器调整不当的原因应该可以排除。

(2) 变频器的原因。对比两台变频器 (型号为安川CIMR-G7A4132) 的运行状态, 两台变频器控制电机从运行到停止, 频率大小随时间变化一致, 用钳型电流表测两台电机的电流也一样。因此怀疑是更换制动片的这台电机的变频器制动单元损坏, 于是将该制动单元和另一台起升电机的制动单元进行了互换, 故障现象没有任何变化, 说明制动单元没有问题。

分别调取两台变频器中与制动有关的参数。 (1) 变频器停止方法参数 (b1-03=0, 为减速停止) , 符合选择的控制方式; (2) 减速停止时间参数 (c1-02=40) , 出厂设置为c1-02=10, 但为了让制动更加平稳, 在安装调试时将停止时间延长为40s。参数并未发现异常。将停止方法修改为自由滑行停止 (即b1-03=1) , 然后试车, 两台电机制动能够同步。但自由滑行停止方式并不适合浮吊起重或抓斗作业工况, 只能作为一种应急运行的方式, 还需解决在减速停止方式下的制动不同步的问题。

(3) PLC控制系统的原因。连机观察PLC (型号为欧姆龙C200系列) 程序的运行状态, 程序运行动作正常。两台电机制动运行部分的PLC控制程序如图1。制动部分的PLC控制程序运行动作没有问题, 但是发现两台起升电机的制动器延时均设置为10s (图1中的TIM010和TIM011) , 与变频器的减速停止时间不太匹配, 即当变频器输出让电机减速停止的时间为40s, 而PLC在10s的时候就给了制动器动作信号, 这时制动力矩比较大。将两台电机制动器的延时均改为30s (图2, 仅给出TIM010) , 当电机在变频器控制下经过30s减速停止还有10s时, PLC输出信号, 制动器进行制动, 这时制动力矩较小, 制动平稳。通过试车运行, 两台电机的制动同步, 故障消除。

3. 结论

浮式生产 篇6

关键词：海上浮式风电机,半潜式平台,二阶水动力,二次传递函数,响应特性

0 引言

为了开发水深超过60m海域的风资源,在海上风电机组中配置固定式基座不再经济可行,因此提出了用浮式平台支撑风电机。浮式平台由于受到波的激励作用,其水动力特性相比固定式基座复杂得多,这使得浮式风电机整机动力学特性更加复杂。因此浮式平台水动力特性是海上风电技术研究的一个重要方面,而建立浮式平台水动力计算模型是浮式平台水动力研究的重要内容之一,是研究浮式风电机整机动力学特性的基础。

二阶水动力包括差频及和频二阶水动力,差频二阶水动力又包括平均漂移力和慢漂力。对于传统海上浮式结构,二阶水动力相比一阶水动力小一个数量级以上,对于海上浮式风电机,二阶水动力相比气动力更小,且存在气动阻尼,因此,目前对海上浮式风电机浮式平台水动力计算,只考虑一阶水动力,忽略了二阶及以上的水动力[1]。但Goupee等[2]和Koo等[3]在风、浪水池中,对海上浮式风电机进行模型测试,发现二阶水动力相比一阶水动力和气动力虽然很小,但在不同的风浪环境下,能激起浮式平台的特征模态,产生共振响应,影响海上浮式风电机的运行性能和系泊系统的疲劳寿命。因此,在海上浮式风电机浮式平台水动力计算中考虑二阶水动力是必要的。

López-Pavón等[4]、Coulling等[5]根据二次传递函数和波高时程,用纽曼近似法计算浮式平台的二阶水动力。纽曼近似法计算简单,有计算时间短的优势,但只有当浮体的固有频率很低且处在深水海域时计算出的二阶水动力才是有效的,而用二次脉冲响应函数法求平台的二阶水动力是一种相对直接的方法,虽然计算时间比纽曼近似法要长,但计算结果更接近试验测试数据[6],且没有应用范围的约束,更具通用性。

Karimirad[7]利用传统海上结构物时域非线性动力学计算程序计算风电机浮式平台的二阶水动力响应,计算中把风轮简化为风盘进行简单的风力计算,这样得到的二阶水动力响应与实际情况相差较大。Roalda等[1]、Bayati等[8]在频域根据二次传递函数直接求海上浮式风电机浮式平台二阶水动力响应,由于频域计算不能考虑瞬态响应过程,只能得到二阶水动力的稳态响应。而基于海上浮式风电机整机动力学计算模型,在时域计算浮式平台二阶水动力响应更符合实际情况。

因此,本文基于三维势流理论用直接积分法求浮式平台的二次传递函数,结合波高时程,将二次脉冲响应函数法应用于海上浮式风电机浮式平台二阶水动力计算,在海上浮式风电机整机时域动力学计算模型的基础上,计算浮式平台在各种环境激励下的响应,通过对比响应幅值谱、响应统计值,分析二阶水动力的激励特性。

1 二阶水动力计算

描述浮式风电机浮式平台的运动及载荷需定义两个坐标系:①惯性参考坐标系OXYZ,其中X轴为顺风向,Z轴沿风电机塔架轴线垂直向上,原点O为Z轴与平均海平面(MSL)的交点,Y轴方向由右手定则确定;②平台随体坐标系O′X′Y′Z′,在未扰动位置时与OXYZ重合,该坐标系随平台的移动改变原点位置,随平台的转动改变方向。原点O′在惯性参考坐标系OXYZ中的三个坐标分量即为风电机浮式平台的三个平移量,X′相对X轴、Y′相对Y轴、Z′相对Z轴的转动量即为平台的三个转动量,原点O′为浮式平台的计算参考点。定义与X方向一致的波向和风向为0°波向和风向。图1为坐标系的示意图。

本文水动力计算理论中的几个假设:①入射波的幅值比波长小得多,这就允许使用简单的入射波运动学理论,如线性波理论;②相比浮式平台的大小(也即平台的特征长度),浮式平台的运动量很小,这样,利用势流理论,在平台未扰动位置计算得到的水动力可以施加在扰动后平台的计算参考点;③浮式平台是刚性的;④平稳海况下波面高度是呈高斯分布的随机过程,且是线性的。

1.1 不规则波波高时程计算

在不规则海况,根据假设①和④,波高时程可以用高斯白噪声过程经过线性滤波得到。本文所用实现方法是,在频域用Box-Muller法计算高斯白噪声过程,在给定海浪谱的前提下,根据平稳线性系统输入输出功率谱关系求得波高的频域表示,通过傅里叶反变换求得波高时程。

在浮式平台参考点处,不规则波的波高可表示为有随机相位的规则波之和:

式中,ζi为单个规则波的波幅;ωi为波频率;εi为相位。

在本文中ζ(0,0,0,t)简写为ζ(t),ζ(t)用高斯白噪声过程经过线性滤波得到:

式中,w(τ)为均值为0、标准差为1的高斯白噪声随机变量;h(t)为线性滤波传递函数。

在频域根据平稳线性系统输入输出功率谱关系,经傅里叶反变换可求得波高ζ(t)为

式中,S2-Sided(ω)为波高的双侧功率谱;W (ω)为w(τ)的傅里叶变换。

W (ω)用Box-Muller法计算得到:

其中,U1和U2为两个独立的、均匀分布的随机变量(随机数在0至1之间)。这样的W(ω)保证了式(1)中的相位是随机的,波高ζ(t)的均值为0,方差为,呈高斯分布。

1.2 二阶水动力计算

二阶水动力的计算方法是先基于三维势流理论,用直接积分法求出海上浮式风电机浮式平台的二次传递函数,再对二次传递函数进行双重傅里叶反变换求得二次脉冲响应函数,最后在时域,利用二次脉冲响应函数与波高的双重卷积求总的二阶水动力。实现方法是在频域中根据波高和二次传递函数求出二阶水动力,再进行傅里叶反变换求时域二阶水动力。

利用势流理论,对浮体湿表面进行直接压力积分获得二阶水动力的通用表达式为

其中,变量中的上标(1)、(2)分别表示一阶量、二阶量,"为哈密顿算符,M为浮体的质量矩阵,q为浮体平移位移矩阵,¨q为浮体平移加速度矩阵,Ω为浮体角位移矩阵,WL表示水线,S表示湿表面,n为湿表面面元的外法线向量,(1)ф、(2)ф为 速 度势,ζrel为相对水 线 的 波 高。 式(4)的前三项都是一阶解的二次作用,根据一阶解可全部确定,最后一项与二阶速度势有关,可用势流理论确定。式(4)的表达不方便计算,因此基于式(1)的波高表示,经推导,总二阶水动力可表示成如下形式:

式中,i=1,2,…,6,表示浮式平台的6个自由度,分别对应纵荡、横荡、垂荡、横摇、纵摇和艏摇,全文中的下标i表示一致。Gi+(ωm,ωn)、Gi-(ωm,ωn)为与时间无关但受频率依赖的和频、差频二次传递函数。二次传递函数也和波向有关,由于本文针对单向波进行计算,因此不考虑二次传递函数中的波向。Gi+(ωm,ωn) 和Gi-(ωm,ωn) 由WAMIT计算得到。

根据二次传递函数求二次脉冲响应函数gi(t1,t2):

在时域用二次脉冲响应函数计算总二阶水动力为

2 数值计算

本文根据式(6)用数值计算方法实现对和频、差频二阶水动力的求解。 首先对时间和频率进行离散,在频域根据波高和二次传递函数计算每一离散频率点的二阶水动力,再用离散傅里叶逆变换求得离散时间点上的二阶水动力,然后通过插值法求任意时刻的二阶水动力。

2.1 任意时刻和频二阶水动力(2)Fi+(t)的数值计算

对于某一海况,波能通常集中在某一频带,因此为了节省计算时间,确定一阶波频区间[ωL,ωH],可推知和频二阶水动力计算区间为[ω+L,ω+H],有ω+L=2ωL,ω+H=2ωH,ωL和ωH为一阶波频的低频截止频率和高频截止频率,ω+L和ω+H为和频二阶水动力的低频截止频率和高频截止频率。

对于每一离散频率点ωm=mΔω,其中m=1,2,…,N/2,且ωm∈[ω+L,ω+H],求和频二阶水动力,第一项和频二阶水动力频域离散值:

其中,m取小于N/4的全部正整数,其余频率点补零。第二项和频二阶水动力频域离散值:

其中,k取小于m/2的全部正整数。

通过离散傅里叶逆变换求得时域离散值分别为

其中,IDFT{}表示离散傅里叶逆变换。 和频二阶水动力时域离散值为

用插值法求得任意时刻和频二阶水动力(2)Fi+(t)。

和频二阶水动力计算流程如图2 所示,用F ORTRAN语言编写计算代码。 流程中的floor(x)为F ORTRAN的内部函数,表示取小于或等于x的整数,(2)Q+1i(ω0∶ωN/2)=0表示给数组赋初值。在本文算例中波计算时长Twave=3600s,步长 ΔTwave=0.2s,总步数N =18 000。

2.2 任意时刻差频二阶水动力(2)Fi-(t)的数值计算

差频二阶水动力计算区间为[ω-L,ω-H],有ω-L=0,ω-H=ωH-ωL,差频二阶水动力的零频分量也称之为平均漂移力,则

为一常实数,无需再进行傅里叶逆变换,平均漂移力(2)FiMean(t)=D-1i(ω0),ω0表示零频率点。

差频二阶水动力的非零频分量也称慢漂力,其频域离散值为

其中,k取小于N/2-m的所有正整数。

慢漂力的时域离散值为

用插值法求得任意时刻慢漂力(2)F-2i(t)。 总的差频二阶水动力为

差频二阶水动力的计算流程与和频二阶水动力的相似,这里就不再给出。

3 算例与分析

3.1 计算对象与参数

基于以上二阶水动力计算理论,结合浮式风电机整机时域动力学计算模型,针对支撑美国可再生能源实验室(NREL)5MW参考风机[9]的DeepCwind半潜式平台[10]进行各种响应计算,浮式平台外形如图3所示,结构尺寸如表1所示,质量属性参数如表2所示,6个自由度的固有频率如表3所示,风机的性能尺寸详见文献[9]。本文计算方法同样可应用于风电机其他浮式平台。

m

浮式平台水动力计算选用单向不规则波模型,采用JONSWAP波谱,波向与平台纵荡方向一致,表4所示为本文计算选用的3种波况。有效波高Hs的值4.5m、7.1m、11.8m分别代表中等、严峻、极限三种海况。图4所示为所用3种有效波高的波谱S(ω),图5 所示为Hs=7.1m时平台参考点处的波高时程ζ(t)。从波谱图可知,有效波高不同,一阶波频区间稍有不同,为了减少二阶水动力计算量,根据一阶波频区间确定差频、和频二阶水动力的计算范围如表5 所示。由表3可知,半潜式平台6个自由度的固有频率都处于中等海况一阶波频区间之外的低频段。对于严峻和极限海况,垂荡固有频率处于一阶波谱区间。

Hz

为了深入理解波频作用,排除湍流风低频激励作用的影响,选用稳态风进行激励,计算风速8m/s、16m/s、23m/s分别代表风机额定风速以下、额定风速以上、临近切出风速时的风况。风向与波向一致,也即0°风向。

浮式风电机整机动力学计算的气动载荷模型采用叶素动量定理,考虑轮毂、叶尖损失。结构动力学建模采用凯恩方法结合模态叠加法,系泊系统采用准静态模型,一阶水动力计算模型参考文献[9],拖曳阻力采用莫里森公式中的拖曳项计算。水深200m,平台吃水20m,平台构件所用拖曳系数:主圆柱0.58,上圆柱0.61,基圆柱0.68,支架0.63。本算例中所使用的附加纵荡线性阻尼为1×106N/(m/s),附加横摇和纵摇线性刚度为1.45×109N·m/rad,附加纵荡二次阻尼为2.25×106N/(m/s)2,附加二次纵摇阻尼为5×106N·m/(rad/s)2。浮式平台响应计算时长为1000s,取后500s进行统计值计算。

3.2 二阶水动力计算方法验证

文献[2-3]对本算例中的半潜式浮式风电机进行了1∶50比例模型风浪水池测试。图6所示为在无风波况2作用下,半潜式平台纵荡和纵摇响应功率谱Pi(ω)的计算结果与试验结果。从图6可以看出计算结果与试验结果基本一致,这说明水动力(包括一阶和二阶)计算模型和方法是可行的。在低频段,纵荡和纵摇固有频率处的共振峰由差频二阶力激励所致,用本文二阶水动力计算方法很好地呈现了试验结果,这说明本文二阶水动力计算方法的正确性。

3.3 响应计算与分析

本文针对以下两种激励条件,计算和分析二阶水动力对半潜式平台的激励响应:①无风只有波激励;②风、浪联合激励。对应海上浮式风电机的正常运行状态和生存状态,处于正常运行状态时受风、浪的联合激励,处于生存状态时风电机停机,风轮叶片顺桨,此时风大但风力小,主要受波力的作用,与无风只有波激励的情况相似。

3.3.1 无风二阶水动力激励特性

图7所示为无风、波高为7.1m时,一阶水动力单独激励与一阶二阶水动力共同激励下,平台各自由度的响应幅值谱Ai(ω)。从图7 可知,在无风条件下,0°波向的二阶水动力在横摇固有频率处激起了明显的共振峰,但激励幅值很小,可视为无响应,考虑二阶水动力对横摇的影响无实际意义。横荡和艏摇也是如此,幅值谱就不再给出。对于纵荡和纵摇,一阶水动力在整个低频区间0~0.056Hz有一定的激励幅值,在固有频率处甚至有幅值不大的一阶水动力共振峰。二阶水动力对整个低频区间的激励有所增强,在固有频率处激起了大幅值的共振峰。垂荡固有频率为0.058Hz,处于一阶波频区间,从垂荡幅值谱可见一阶水动力在固有频率附近激励幅值较大。 二阶水动力在整个低频区间对垂荡的激励都较弱。在波高为4.5m和11.8m的海况中,半潜式平台各自由度的响应幅值谱与波高为7.1m海况的响应幅值谱相似,因此其他两种海况下的响应幅值谱不再给出。

表6所示为无风条件下,波高分别为4.5m、7.1m、11.8m时,一阶水动力单独激励和一阶二阶水动力共同激励平台各自由度响应均值和标准差。从表6可看出,一阶二阶水动力共同激励与一阶水动力单独激励响应之间存在均值差和标准差差值。均值差主要是平均漂移力激励所致,因此可用均值差衡量平均漂移力的激励作用。标准差可衡量响应的振荡幅值,用标准差差值衡量慢漂力的激励作用。

表7所示为无风条件下,波高分别为4.5m、7.1m、11.8m时,一阶水动力单独激励和一阶二阶水动力共同激励平台各自由度响应均值差和标准差差值。从表7可知,在三种海况下,平均漂移力会使纵荡响应发生较大的漂移,垂荡和纵摇响应的漂移值较小。各自由度响应均值差随波高变化,但不是单调的。纵荡响应标准差差值最大,纵摇次之,垂荡很小,这说明慢漂力对纵荡和纵摇可以激起较大的振荡幅值,对垂荡的激励作用很弱。标准差差值随波高变化,也不是单调的,因此平均漂移力和慢漂力对平台各自由度的激励作用会随波高变化,但不是单调的。

3.3.2 风浪联合作用下二阶水动力激励特性

图8所示为波高7.1m、风速8m/s时,一阶水动力单独激励和一阶二阶水动力共同激励下,平台各自由度响应幅值谱。从图8看到,在风浪联合作用下,一阶水动力在横摇固有频率附近激起了明显的共振峰,二阶水动力增强了共振峰,但幅值很小,横荡和艏摇的情况也是如此,相似的图就不再给出。

图8中,对于纵荡和纵摇,一阶水动力在整个低频段有一定的激励幅值,二阶水动力在固有频率附近出现了幅值不大的共振峰。对于垂荡,一阶水动力在0.058Hz附近的激励幅值较大,这是固有频率处于一阶波频区间的缘故,二阶水动力在整个低频范围稍有增强激励幅值。对波高为7.1m,风速分别为16m/s、23m/s,波高为4.5m和11.8m,风速分别为8m/s、16m/s、23m/s的风浪联合激励响应幅值谱与图8相似,因此不再给出图。

表8 是波高为7.1m,风速分别为8 m/s、16m/s、23m/s时,一阶水动力单独激励和一阶二阶水动力共同激励响应统计值。从表8可知,纵荡均值差在不同风速下约为1m,随风速变化很小,垂荡和纵摇响应均值差不大,随风速基本不变。这说明平均漂移力对纵荡响应的影响较大,对垂荡和纵摇响应的影响较小,且基本上不受风速的影响。 纵摇标准差在三种风速下分别为0.125、0.140、0.160,纵荡和垂荡的标准差差值比纵摇小一个数量级,且各自由度的标准差差值随风速变化很小。这说明在风浪联合作用下,慢漂力对半潜式平台各自由度的激励作用都较弱,且随风速变化基本不变。

表9 是风速为8m/s,波高分别为4.5 m、7.1m、11.8m时,一阶水动力单独激励和一阶二阶水动力共同激励响应统计值。从表9可知,纵荡、垂荡、纵摇均值差随波高变大,标准差差值总体来说都很小,随波高有变化,但不是单调的。这说明在风浪联合作用下,平均漂移力对纵荡、垂荡、纵摇的激励作用随波高变化,即波高越大,激励作用越强。

慢漂力对半潜式平台各自由度的激励作用都较弱,且随波高有相对较大的变化。

3.3.3 其他激励特性对比

图9是波高4.5m,无风和有风一阶二阶水动力共同激励下,半潜式平台纵荡和纵摇响应幅值谱,有风时的风速为8m/s。从图9可知,对于纵荡和纵摇,有风条件下二阶水动力激励幅值相比无风时的要小很多,这是因为在有风条件下存在气动阻尼,抑制了二阶水动力的激励作用。

在有风条件下,本文计算的纵荡和纵摇响应幅值谱与文献[2]试验测得的响应谱有差别,文献[2]中气动阻尼几乎完全抑制了低频共振响应,而本文在低频段仍有较小的响应幅值,这是由于在计算模型中纵荡和纵摇阻尼过小造成的。

从图7、图8还可看出,在和频二阶水动力计算频率范围0.112~0.480Hz,纵荡、垂荡及纵摇响应幅值谱几乎不受二阶水动力的影响,这说明在无风或有风条件下,和频二阶水动力对半潜式平台的激励作用可以忽略。

4 结论

本文针对海上浮式风电机,提出浮式平台二阶水动力的通用计算方法,并结合海上浮式风电机整机时域动力学计算模型。以支撑美国可再生能源实验室(NREL)5MW参考风机的DeepCwind半潜式平台为算例,在无风或有稳态风时,在一阶二阶水动力共同激励下,用本文计算方法计算的纵荡、纵摇响应谱与文献[2]试验测得的响应谱相近,验证了本文计算方法的可行性。

基于本文提出的计算方法,通过对算例的计算和分析,结果表明,对于半潜式浮式平台在本文计算条件下有如下结论:

(1)在无风或有风时,可忽略和频二阶水动力的激励作用,只考虑平均漂移力和慢漂力的激励作用。

(2)在无风时,慢漂力能激起纵荡和纵摇特征模态,产生低频共振响应,且响应幅值随波高变化。平均漂移力对纵荡的影响较大,对纵摇的影响较小,且随波高变化。

(3)在风浪联合激励下,由于存在气动阻尼,慢漂力在纵荡、纵摇固有频率附近的激励幅值明显受到了抑制,随风速基本不变,随波高有相对较大的变化。平均漂移力对纵荡的激励较强,对纵摇的激励较弱,随风速基本不变,随波高激励增强。

(4)在无风或有风时,二阶水动力对垂荡的激励作用都很弱。

参考文献

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