深水鉆井平臺(tái)-張緊器-隔水管耦合系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)特性分析

張慎顏, 劉秀全, 暢元江, 馬秀梅, 劉 康, 陳國明

(中國石油大學(xué)(華東)海洋油氣裝備與安全技術(shù)研究中心,山東青島 266580)

深水鉆井隔水管系統(tǒng)是連接鉆井平臺(tái)和水下井口系統(tǒng)的重要組成部件,在鉆井作業(yè)過程中可能受到波浪、海流等多種復(fù)雜載荷的聯(lián)合作用,是整個(gè)海洋浮式鉆井系統(tǒng)中最為薄弱的部分;隔水管系統(tǒng)作業(yè)時(shí)受到復(fù)雜的海洋環(huán)境載荷激勵(lì)和平臺(tái)運(yùn)動(dòng)激勵(lì),這些載荷會(huì)對隔水管系統(tǒng)的穩(wěn)定性和作業(yè)安全產(chǎn)生較大的影響,因此精確預(yù)測隔水管系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)響應(yīng),對鉆井作業(yè)安全順利進(jìn)行具有重要意義[1-5]。目前國內(nèi)外學(xué)者針對鉆井隔水管系統(tǒng)靜力學(xué)和動(dòng)力學(xué)做了大量研究工作。Kozik等[6]建立了張緊器系統(tǒng)剛度變化模型,研究氣體壓力變化對張緊力的影響,但并未將其引入到隔水管分析模型中;Atadan等[7]將平臺(tái)、隔水管系統(tǒng)簡化成懸臂梁,并對系統(tǒng)響應(yīng)進(jìn)行量化分析,但分析模型中忽略了張緊器與平臺(tái)和隔水管的耦合作用;Low等[8-9]提出了深水浮式生產(chǎn)系統(tǒng)的時(shí)域和頻域耦合分析法,建立平臺(tái)、錨泊系統(tǒng)以及立管全耦合分析模型,但全耦合分析模型中并未考慮張緊器的作用;Pestana等[10]建立了張緊器系統(tǒng)阻尼模型并在隔水管緊急解脫分析模型中應(yīng)用,僅研究了阻尼系統(tǒng)對隔水管系統(tǒng)應(yīng)急解脫回彈響應(yīng)的影響。暢元江等[11-13]基于有限元軟件模擬在平臺(tái)和隨機(jī)波浪共同作用下的深水鉆井隔水管動(dòng)態(tài)響應(yīng),模型中將平臺(tái)運(yùn)動(dòng)作為邊界條件施加在隔水管系統(tǒng)頂部,模型中并未考慮張緊器系統(tǒng)對模型的影響;Sun等[14]建立了深水系泊鉆井系統(tǒng)的全耦合模型,研究耦合系統(tǒng)的非線性時(shí)域特性,模型中重點(diǎn)考慮錨鏈、平臺(tái)、隔水管的耦合作用,并未在模型中引入張緊器系統(tǒng);劉秀全等[15]建立深水鉆井平臺(tái)-隔水管耦合系統(tǒng)漂移力學(xué)模型進(jìn)行漂移預(yù)警界限分析,耦合模型中考慮了平臺(tái)和隔水管的耦合作用,但簡化了張緊器系統(tǒng)的對平臺(tái)和隔水管的耦合作用。在靜態(tài)分析和動(dòng)態(tài)分析中,傳統(tǒng)分析方法忽略了張緊器系統(tǒng)對隔水管的作用力以及張緊器系統(tǒng)對平臺(tái)運(yùn)動(dòng)的傳遞,直接在隔水管頂部施加恒定張力和運(yùn)動(dòng)邊界[16-17],用以求解隔水管的力學(xué)響應(yīng)特征;但是在實(shí)際作業(yè)過程中由于激勵(lì)載荷的變化以及平臺(tái)運(yùn)動(dòng)導(dǎo)致隔水管頂部受到的張緊力不斷變化,因此傳統(tǒng)分析中施加恒定張力和運(yùn)動(dòng)邊界的方法不能夠精確反應(yīng)隔水管系統(tǒng)響應(yīng)規(guī)律。筆者在傳統(tǒng)隔水管系統(tǒng)力學(xué)研究的基礎(chǔ)上,充分考慮平臺(tái)、張緊器、隔水管的耦合作用,重點(diǎn)解決隔水管系統(tǒng)模型邊界處理問題,建立鉆井平臺(tái)-張緊器-隔水管耦合系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型;進(jìn)一步將深水鉆井平臺(tái)的六自由度運(yùn)動(dòng)模型引入到隔水管系統(tǒng)的有限元模型中,精確確立鉆井隔水管系統(tǒng)的邊界條件,更加準(zhǔn)確地分析隔水管系統(tǒng)在波浪、海流聯(lián)合作用下的動(dòng)力學(xué)特性。

1 深水鉆井平臺(tái)-張緊器-隔水管耦合系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型

圖1為深水鉆井平臺(tái)-張緊器-隔水管耦合系統(tǒng)示意圖。深水鉆井隔水管系統(tǒng)主要由上撓性接頭、張緊器系統(tǒng)、隔水管裸單根和浮力單根、下?lián)闲越宇^、底部隔水管總成以及防噴器組等結(jié)構(gòu)組成。隔水管系統(tǒng)上部通過上撓性接頭和張緊器系統(tǒng)與鉆井平臺(tái)連接,隔水管系統(tǒng)底部通過底部隔水管總成與井口防噴器組連接。張緊器系統(tǒng)是連接隔水管與平臺(tái)的重要部件,平臺(tái)與隔水管系統(tǒng)之間的運(yùn)動(dòng)和相互作用通過張緊器系統(tǒng)傳遞;在進(jìn)行正常鉆井作業(yè)時(shí),需要張緊器系統(tǒng)在隔水管系統(tǒng)上端提供軸向張力,同時(shí)保證鉆井平臺(tái)在運(yùn)動(dòng)時(shí)施加在隔水管系統(tǒng)上端的軸向張力基本保持不變,以確保隔水管系統(tǒng)結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性[13]。因此,為了考慮平臺(tái)、張緊器、隔水管之間的耦合作用關(guān)系,提高隔水管系統(tǒng)力學(xué)分析精度,需要建立深水鉆井平臺(tái)-張緊器-隔水管耦合系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型。

1.1 深水鉆井平臺(tái)-張緊器-隔水管耦合系統(tǒng)運(yùn)動(dòng)方程

采用有限元法進(jìn)行深水鉆井平臺(tái)-張緊器-隔水管耦合系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)分析,將耦合系統(tǒng)矩陣分為平臺(tái)和隔水管系統(tǒng)兩部分進(jìn)行描述,耦合系統(tǒng)運(yùn)動(dòng)方程[9, 18]可表示為

(1)

Ften=Ft1+Ft2+Ft3+Ft4+Ft5+Ft6.

(2)

平臺(tái)和隔水管系統(tǒng)的外部載荷可根據(jù)海洋環(huán)境載荷計(jì)算,其中計(jì)算隔水管外部海洋環(huán)境載荷時(shí)須考慮結(jié)構(gòu)與流體之間相對速度與加速度,一般采用Morison方程進(jìn)行計(jì)算作用在隔水管系統(tǒng)上的環(huán)境載荷力,可表示為[19]

(3)

平臺(tái)和隔水管之間的耦合作用載荷(張緊器載荷)需要進(jìn)一步建立張緊器系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型,分別計(jì)算每個(gè)張緊器液壓缸張力向量。

圖1 深水鉆井平臺(tái)-張緊器-隔水管耦合系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of deepwater drilling platform/tensioner/riser coupling system

1.2 張緊器系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型

深水鉆井平臺(tái)隔水管系統(tǒng)張緊裝置主要采用直接作用式張緊系統(tǒng),直接作用式張緊系統(tǒng)主要由液壓缸、低壓蓄能器、控制閥、空氣瓶等組成[20]。圖2為張緊器系統(tǒng)工作原理簡化示意圖,張緊力受控制閥閥口開度、空氣瓶數(shù)量、高壓氣體體積以及活塞位移等多種因素影響。

圖2 張緊器系統(tǒng)工作原理簡化圖Fig.2 Simplified diagram of tensioner system working principle

張緊器系統(tǒng)的張緊力是由液壓缸活塞兩端的壓力差提供的,忽略液壓系統(tǒng)的摩擦阻力,張緊器活塞上的張緊力可表示為

(4)

活塞桿向上運(yùn)動(dòng)時(shí),液壓缸有桿腔液體壓強(qiáng)為

poilL=poilR-pvalve_drop=pgas-pvalve_drop.

(5)

式中,poilR為高壓蓄能器中的工作液壓油壓強(qiáng),Pa;pvalve_drop為控制閥閥體局部壓力損失,Pa;pgas為任意時(shí)刻下高壓工作氣體壓強(qiáng),Pa。

活塞桿向下運(yùn)動(dòng)時(shí),液壓缸有桿腔液體壓強(qiáng)為

poilL=poilR+pvalve_drop=pgas+pvalve_drop.

(6)

控制閥閥體局部壓力損失pvalve_drop為[21]

(7)

任意時(shí)刻下高壓工作氣體壓強(qiáng)pgas為

(8)

式中,pgas0和Vgas0分別為高壓工作氣體的壓強(qiáng)和初始體積;Vgas為高壓工作氣體的當(dāng)前體積,m3;Zt為活塞桿位移,m;γ為氣體絕熱常數(shù)。

當(dāng)工作空氣瓶氣體狀態(tài)發(fā)生變化以及張緊器系統(tǒng)壓力產(chǎn)生損失時(shí),張緊器剛度發(fā)生變化,導(dǎo)致張緊系統(tǒng)的剛度發(fā)生變化,因此張緊器系統(tǒng)的剛度并不是一個(gè)恒定值。

2 深水鉆井平臺(tái)-張緊器-隔水管耦合系統(tǒng)力學(xué)分析

基于張緊器系統(tǒng)的位置分布以及與平臺(tái)和隔水管的連接方式,充分考慮張緊器系統(tǒng)與半潛式平臺(tái)復(fù)雜的多體耦合效應(yīng),建立張緊器系統(tǒng)力學(xué)模型,分析張緊器系統(tǒng)剛度的變化規(guī)律;以深水鉆井平臺(tái)-張緊器-隔水管耦合系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)運(yùn)動(dòng)方程為基礎(chǔ),建立深水鉆井平臺(tái)-張緊器-隔水管耦合系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型,考慮張緊器系統(tǒng)非線性剛度變化對多體耦合系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)特性的影響,分析耦合狀態(tài)下隔水管系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)響應(yīng)。

基于張緊器系統(tǒng)理論分析模型采用MATLAB軟件建立隔水管張緊器系統(tǒng)動(dòng)態(tài)分析模型,輸入活塞桿初始位移等相關(guān)參數(shù),依據(jù)外部激勵(lì)信號(hào)研究張緊器系統(tǒng)局部壓力損失和氣體壓強(qiáng)變化等,確定張緊器系統(tǒng)張緊力和張緊器剛度隨活塞桿位移動(dòng)態(tài)變化規(guī)律。

圖3為平臺(tái)-張緊器-隔水管耦合系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型建模分析流程。采用SESAM軟件建立深水鉆井平臺(tái)-張緊器-隔水管系統(tǒng)耦合系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)分析模型,運(yùn)用HydroD模塊中Wadam程序?qū)︺@井平臺(tái)進(jìn)行無航速水動(dòng)力計(jì)算,計(jì)算出平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)、附加質(zhì)量以及阻尼系數(shù)等相關(guān)水動(dòng)力參數(shù);在DeepC模塊中建立隔水管系統(tǒng)模型和張緊器模型,引入鉆井平臺(tái)六自由度運(yùn)動(dòng)模型并施加到隔水管有限元模型中,建立完整的深水鉆井平臺(tái)-張緊器-隔水管耦合系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型,并進(jìn)行隔水管系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)分析。

圖3 平臺(tái)-張緊器-隔水管耦合系統(tǒng)分析流程Fig.3 Analysis flow chart of platform/tensioner/riser coupling system

根據(jù)隔水管系統(tǒng)設(shè)計(jì)配置采用殘余張力法計(jì)算連接狀態(tài)下隔水管系統(tǒng)所需要的張緊力[22],根據(jù)張緊器非線性剛度變化規(guī)律進(jìn)行張緊器剛度配置,建立張緊器系統(tǒng)精細(xì)化模型如圖4所示,圖中張緊器系統(tǒng)上端與平臺(tái)相連接,下端與隔水管系統(tǒng)相連接;建立深水鉆井平臺(tái)-張緊器-隔水管耦合系統(tǒng)分析模型如圖5所示,在分析模型中引入平臺(tái)6自由度運(yùn)動(dòng)模型和張緊器系統(tǒng)精細(xì)化模型。

圖4 張緊器系統(tǒng)精細(xì)化模型Fig.4 Refined model of tensioner system

3 算例分析

3.1 基礎(chǔ)數(shù)據(jù)

南中國海某深水鉆井平臺(tái)作業(yè)目標(biāo)水深為1 049 m,作業(yè)海域海流水深分別為0、25、247、411、576和1 048 m,對應(yīng)流速分別為1.07、1.03、0.79、0.55、0.54和0.31 m/s。波浪JONSWAP譜參數(shù)(一年一遇海況)分別為峰升高因子γ、有效波高Hs和平均周期Tp,其數(shù)值分別為3.3、6 m和12 s。隔水管系統(tǒng)基本參數(shù)見表1。算例中假定海流和波浪入射方向相同,且沿x軸正方向入射(圖1)。

根據(jù)張緊器系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型分析結(jié)果可知,張緊器系統(tǒng)剛度隨活塞桿位移變化曲線呈非線性關(guān)系,耦合分析模型中采用非線性剛度張緊器模型,模型中張緊器系統(tǒng)張緊力隨活塞桿位移變化如圖6所示。

圖5 深水鉆井平臺(tái)-張緊器-隔水管耦合系統(tǒng)分析模型Fig.5 Analysis model of deepwater drilling platform/tensioner/riser coupling system

名稱長度/m外徑/m內(nèi)徑/m浮力外徑/m 伸縮節(jié)內(nèi)筒13.000.530.50— 伸縮節(jié)外筒18.000.610.53— 隔水管短節(jié)+裸單根54.760.530.50— 隔水管浮力單根975.360.530.501.22 LMRP5.012.000.50— BOP7.862.200.50—

圖6 張緊力隨活塞桿位移變化曲線Fig.6 Tension change curve with piston rod displacement

3.2 隔水管系統(tǒng)靜態(tài)分析

圖7和圖8分別為有張緊器和無張緊器系統(tǒng)時(shí)隔水管系統(tǒng)偏移和隔水管系統(tǒng)彎矩變化,其中有張緊器系統(tǒng)時(shí)隔水管頂部張力由張緊器系統(tǒng)提供;無張緊器系統(tǒng)時(shí)隔水管系統(tǒng)上部施加恒定張力,恒定張力值取有張緊器系統(tǒng)時(shí)隔水管系統(tǒng)上部的垂向作用力;整體上,在有、無張緊器系統(tǒng)工況下隔水管系統(tǒng)偏移變化和彎矩變化規(guī)律基本相同。

由圖7可知,有、無張緊器系統(tǒng)工況下隔水管系統(tǒng)發(fā)生最大偏移位置基本相同,有張緊器系統(tǒng)工況下,隔水管系統(tǒng)最大偏移為12.78 m,發(fā)生偏移位置為水深420.45 m處;無張緊器系統(tǒng)工況下,隔水管系統(tǒng)最大偏移為13.58 m,發(fā)生偏移位置為水深406.45 m處。與有張緊器系統(tǒng)工況相比,無張緊器系統(tǒng)工況下隔水管系統(tǒng)偏移較大,耦合模型中隔水管系統(tǒng)最大偏移減小6.4%,主要原因是張緊器系統(tǒng)能夠?yàn)楦羲芟到y(tǒng)提供與偏移方向相反的橫向作用力,對隔水管系統(tǒng)的偏移起到抑制作用,減小隔水管系統(tǒng)偏移。

圖7 有無張緊器工況下隔水管系統(tǒng)偏移變化Fig.7 Offset of riser system with or without tensioner

圖8 有無張緊器工況下隔水管彎矩變化Fig.8 Bending moment of riser system with or without tensioner

根據(jù)圖7可知,隔水管系統(tǒng)最大偏移位置發(fā)生在水深為400～500 m,為對比分析隔水管系統(tǒng)彎矩變化,提取水深200～800 m處隔水管系統(tǒng)彎矩,如圖8所示。由圖8可知,在相同水深位置處,有張緊器系統(tǒng)的隔水管彎矩略小于無張緊器系統(tǒng)的隔水管彎矩,因此張緊器系統(tǒng)提供的橫向作用力能減小隔水管系統(tǒng)彎矩。即傳統(tǒng)分析計(jì)算結(jié)果偏大,耦合動(dòng)力學(xué)模型更能精確描述隔水管系統(tǒng)力學(xué)特性。

為進(jìn)一步分析耦合分析模型和傳統(tǒng)分析模型結(jié)果偏差對實(shí)際作業(yè)所產(chǎn)生的影響,進(jìn)行連接狀態(tài)下隔水管系統(tǒng)鉆井作業(yè)范圍分析,隔水管系統(tǒng)在連接狀態(tài)下鉆井作業(yè)的限制因素主要為上、下?lián)闲越宇^轉(zhuǎn)角,最大轉(zhuǎn)角限制為2 °[17, 23-24]。對比分析有、無張緊器工況下隔水管連接鉆井作業(yè)范圍如圖9所示。由圖9中可以看出,無張緊器工況下隔水管連接作業(yè)范圍為作業(yè)范圍A (平臺(tái)偏移范圍為36.02 m),有張緊器工況下隔水管連接作業(yè)范圍為作業(yè)范圍B (平臺(tái)偏移范圍為61.56 m),耦合模型作業(yè)范圍相比傳統(tǒng)模型擴(kuò)大了25.54 m。鉆井平臺(tái)-張緊器-隔水管耦合系統(tǒng)模型中考慮張緊器系統(tǒng)對隔水管系統(tǒng)約束作用,可增大隔水管系統(tǒng)連接狀態(tài)下的作業(yè)窗口。

圖9 有無張緊器工況下隔水管連接作業(yè)范圍Fig.9 Connected operation scope of riser with or without tensioner

圖10 張緊器液壓缸頂端位置分布Fig.10 Position distribution of top of tensioner hydraulic cylinder

此外,研究張緊器系統(tǒng)各液壓缸與不同波浪和海流入射角之間的關(guān)系,計(jì)算多種不同波浪和海流入射角度工況下張緊器系統(tǒng)6根液壓缸受力情況。圖10為張緊器系統(tǒng)液壓缸頂端位置在平臺(tái)分布,圖中1～6分別為張緊器系統(tǒng)6個(gè)液壓缸頂部位置。由計(jì)算結(jié)果可知,當(dāng)入射角為0°時(shí),3號(hào)和4號(hào)液壓缸受力最大,因?yàn)楦羲苎?°方向偏移,帶動(dòng)張緊器下端沿0°方向運(yùn)動(dòng),此時(shí)3號(hào)和4號(hào)液壓缸活塞桿位移伸長量最大;當(dāng)入射角大于0°小于90°時(shí),4號(hào)液壓缸受力最大;當(dāng)入射角等于90°時(shí),4號(hào)和6號(hào)液壓缸受力最大;根據(jù)張緊器液壓缸頂端位置在平臺(tái)分布的對稱性可知,當(dāng)入射角大于90°小于180°、大于180°小于270°時(shí)、大于270°小于360°時(shí)6號(hào)、1號(hào)和3號(hào)液壓缸受力最大。圖11為隔水管系統(tǒng)沿入射角方向的偏移變化,當(dāng)波浪、海流入射角度不同時(shí),隔水管沿0°、30°、60°、90°入射角方向最大偏移分別為12.782 、12.781、12.777和12.776 m,最大偏移基本保持不變,因此張緊器系統(tǒng)對隔水管系統(tǒng)各個(gè)方向的約束具有較好的均衡性。

圖11 隔水管系統(tǒng)沿入射角方向偏移變化Fig.11 Offset of riser system with different incident angles

3.3 隔水管系統(tǒng)動(dòng)態(tài)分析

為分析張緊器系統(tǒng)對平臺(tái)運(yùn)動(dòng)的傳遞規(guī)律,研究平臺(tái)分別只在垂蕩、橫蕩、縱蕩以及縱搖運(yùn)動(dòng)下,平臺(tái)運(yùn)動(dòng)和隔水管系統(tǒng)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)特性,分析中取平臺(tái)垂蕩、橫蕩、縱蕩運(yùn)動(dòng)均為周期為5 s、振幅為1 m的正弦運(yùn)動(dòng),平臺(tái)縱搖角度為±3°、周期為5 s的正弦運(yùn)動(dòng)。

圖12為平臺(tái)只做垂蕩、縱蕩和橫蕩運(yùn)動(dòng)下,平臺(tái)運(yùn)動(dòng)和隔水管系統(tǒng)上部垂向運(yùn)動(dòng)時(shí)程曲線。取90～120 s時(shí)間范圍內(nèi)平臺(tái)運(yùn)動(dòng)和隔水管系統(tǒng)上部垂向運(yùn)動(dòng)(即張緊器系統(tǒng)頂端和末端垂向運(yùn)動(dòng))時(shí)程曲線,隔水管系統(tǒng)上部運(yùn)動(dòng)周期和平臺(tái)運(yùn)動(dòng)周期相同;平臺(tái)在做縱蕩和橫蕩運(yùn)動(dòng)時(shí),隔水管系統(tǒng)上部運(yùn)動(dòng)幅值基本與平臺(tái)運(yùn)動(dòng)幅值保持一致;平臺(tái)在做垂蕩運(yùn)動(dòng)時(shí),隔水管系統(tǒng)上部在垂向做周期為5 s、振幅為0.064 m的正弦運(yùn)動(dòng),隔水管系統(tǒng)上部垂向運(yùn)動(dòng)幅值遠(yuǎn)小于平臺(tái)垂蕩運(yùn)動(dòng)幅值。因此張緊器系統(tǒng)在橫向和縱向?qū)ζ脚_(tái)運(yùn)動(dòng)傳遞基本無影響,在垂向?qū)ζ脚_(tái)運(yùn)動(dòng)具有明顯的縮小效應(yīng)。圖13為平臺(tái)只做垂蕩運(yùn)動(dòng)下隔水管系統(tǒng)偏移位置包絡(luò)線。由圖13中可知,在平臺(tái)垂蕩幅值為-1 和1 m時(shí),隔水管系統(tǒng)最大偏移分別為12.85和12.72 m,隔水管系統(tǒng)偏移位移相差較小;因此張緊器系統(tǒng)在垂向能夠較好地緩沖平臺(tái)垂蕩運(yùn)動(dòng)對隔水管系統(tǒng)帶來的運(yùn)動(dòng)沖擊,維持鉆井隔水管系統(tǒng)穩(wěn)定,確保平臺(tái)作業(yè)安全順利開展。

圖12 平臺(tái)和隔水管系統(tǒng)上部垂向運(yùn)動(dòng) 時(shí)程曲線(垂蕩、縱蕩、橫蕩)Fig.12 Vertical motion time-history curve of platform and top of riser system(heave, surge, sway)

圖13 隔水管系統(tǒng)偏移位置包絡(luò)線(垂蕩)Fig.13 Offset position envelope of riser system(heave)

圖14 隔水管系統(tǒng)偏移位置包絡(luò)線(縱搖)Fig.14 Offset position envelope of riser system(pitch)

圖14為平臺(tái)只做縱搖運(yùn)動(dòng)下(平臺(tái)縱搖角度為±3°、周期為5 s)隔水管系統(tǒng)偏移位置變化包絡(luò)線。隔水管在平臺(tái)縱搖運(yùn)動(dòng)的激勵(lì)下,有、無張緊器系統(tǒng)對隔水管系統(tǒng)偏移位置影響較大;在平臺(tái)縱搖到±3°,有張緊器系統(tǒng)時(shí)隔水管系統(tǒng)偏移值均小于無張緊系統(tǒng)時(shí)隔水管系統(tǒng)偏移值,因此張緊器系統(tǒng)能夠較好地約束隔水管系統(tǒng)運(yùn)動(dòng)偏移;在平臺(tái)縱搖運(yùn)動(dòng)下,有張緊器系統(tǒng)時(shí)隔水管系統(tǒng)偏移位置最大的節(jié)點(diǎn)(以平臺(tái)縱搖到-3°時(shí)隔水管偏移為參考)運(yùn)動(dòng)幅值為1.577 m,無張緊器系統(tǒng)時(shí)隔水管系統(tǒng)偏移位置最大的節(jié)點(diǎn)(以平臺(tái)縱搖到-3°時(shí)隔水管偏移為參考)運(yùn)動(dòng)幅值為1.597 m;因此平臺(tái)做縱搖運(yùn)動(dòng)時(shí)有、無張緊器系統(tǒng)對隔水管系統(tǒng)偏移位置影響較大,對隔水管系統(tǒng)的運(yùn)動(dòng)幅值影響較小。

4 結(jié) 論

(1)耦合模型中引入張緊器系統(tǒng)模型建立的多體耦合動(dòng)力學(xué)模型解決了傳統(tǒng)分析方法中忽略張緊器系統(tǒng)耦合作用以及邊界條件施加簡化等問題,提高隔水管系統(tǒng)的分析精度,更加準(zhǔn)確地計(jì)算隔水管系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。

(2)靜態(tài)分析中,耦合模型中隔水管系統(tǒng)最大偏移減小6.4%,張緊器系統(tǒng)能夠?yàn)楦羲芟到y(tǒng)提供垂向作用力和一定的橫向作用力,且橫向作用力能夠抑制隔水管系統(tǒng)偏移并減小隔水管系統(tǒng)的彎矩。

(3)在動(dòng)態(tài)分析中,平臺(tái)只做垂蕩、橫蕩或縱蕩運(yùn)動(dòng)下,隔水管系統(tǒng)上部運(yùn)動(dòng)與平臺(tái)運(yùn)動(dòng)具有相同的運(yùn)動(dòng)周期,且張緊器系統(tǒng)對平臺(tái)的垂蕩運(yùn)動(dòng)具有明顯縮小平臺(tái)運(yùn)動(dòng)傳遞的效應(yīng);在平臺(tái)只做縱搖運(yùn)動(dòng)時(shí),平臺(tái)做縱搖運(yùn)動(dòng)時(shí)有、無張緊器系統(tǒng)對隔水管系統(tǒng)偏移位置影響較大,對隔水管系統(tǒng)的運(yùn)動(dòng)幅值影響較小,且張緊器系統(tǒng)對隔水管具有較好的約束性。