自升式風車安裝船站立狀態(tài)總體強度分析

劉仁昌， 趙志堅， 王永剛， 李連亮， 黃金林

(中遠船務工程集團有限公司， 遼寧 大連 116600)

自升式風車安裝船站立狀態(tài)總體強度分析

劉仁昌， 趙志堅， 王永剛， 李連亮， 黃金林

(中遠船務工程集團有限公司， 遼寧 大連 116600)

該文闡述了自升式結構物在站立狀態(tài)時船體結構總體強度分析的基本理論和方法，對自升式風車安裝船在站立狀態(tài)下的船體結構總體強度進行了評估。基于風浪流環(huán)境條件和插深的設計依據(jù)，確定了自存、作業(yè)和預壓載三種設計工況下需開展的計算工況。在船體結構總體強度分析中考慮了動態(tài)放大載荷的影響和非線性放大以及P-delta效應的影響，并對船體梁的中垂變形量進行了分析。結果表明，船體結構在站立狀態(tài)下的總體強度和剛度滿足了DNV規(guī)范要求。

總體強度；自升式風車安裝船；動態(tài)放大；非線性放大；剛度

0 引言

隨著海上風電應用技術的不斷發(fā)展和成熟，海上風電清潔能源在近幾年得到了大力的推廣和應用。海上風場的建設和維護需要通過風車安裝船來完成，風車安裝船也成為近幾年全球海工發(fā)展的重要方向之一。該文研究的風車安裝船采用自升式船形結構物設計，包括4條圓筒形樁腿和液壓頂升系統(tǒng)、起重能力為900 t的主吊，主吊以環(huán)繞樁腿的方式布置在左舷尾部樁腿位置。

風車安裝船的設計工況包括自航工況、從漂浮狀態(tài)到站立狀態(tài)的安裝工況、風車安裝作業(yè)工況、自存工況以及從站立狀態(tài)回到漂浮狀態(tài)的回復工況等[1]。對于自升式結構物，需要同時對船體漂浮狀態(tài)和站立狀態(tài)進行整體強度評估。該文針對站立狀態(tài)(包括自存、作業(yè)和預壓載三種工況)下船體結構的總體強度進行分析和校核，并對船體梁的中垂變形進行評估[2]。

1 風車安裝船主參數(shù)

總長：133.1 m；型寬：39.2 m；型深：9.8 m；樁腿長度：81.0 m；樁腿直徑：4.7 m；最大載重量：5 100 t。

2 自升式結構物站立狀態(tài)總體強度有限元分析方法

自升式結構物站立狀態(tài)包括自存、作業(yè)和預壓載三種設計工況。參考DNV規(guī)范[1]的工作應力法可以確定三種設計工況下需要開展的強度分析工況，見表1、表2。

表1 設計工況與裝載工況

注： (1)預壓載包括在自升式結構物安裝過程中； (2) X表示需要開展計算的裝載工況。

表2 裝載工況介紹

工作應力法是通過將不同載荷類型進行組合后的各種工況下計算得到的應力跟材料的最大許用應力相比較，達到結構強度校核目標的一種方法。結構材料的屈服強度乘以許用的利用率系數(shù)得到對應的最大許用應力值。

參考DNV規(guī)范[1]，最大的許用利用率系數(shù)ηP可由下式計算得到：

(1)

式中：η0為基本利用率系數(shù)，見表3；β是一個依賴于結構類型、失效形式和結構構件柔度來確定的系數(shù)，對于屈服失效形式和平板加筋板格的屈曲失效形式的校核β值取1.0。

表3 基本利用率系數(shù)

注： 在極端環(huán)境條件下無人操作的海工結構物，對于裝載工況(b)基本利用率系數(shù)η0此時可以取為0.84。

對于自升式結構物站立狀態(tài)的總體強度分析，主要介紹確定性的線性靜態(tài)分析方法[3]。其優(yōu)點是簡單且適用于較為細化的大型整船結構有限元模型，并可以通過一些簡易的處理措施將忽略掉的動態(tài)效應和非線性因素考慮進來，以保證站立狀態(tài)總體強度分析的精度。這些動態(tài)效應和非線性因素包括波浪載荷引起的自升式結構物水平慣性力的動態(tài)放大效應，樁腿在垂向受壓載荷作用下對樁腿變形和彎矩的非線性放大作用以及P-delta效應。

自升式結構物在站立狀態(tài)時主要承受自重、風浪流載荷及海底地基的支撐載荷[4]，如圖1所示。

對于自升式結構物的自重，在站立狀態(tài)總體強度分析時需要選用甲板可變載荷最大時的滿載狀態(tài)，且甲板可變載荷布置在使得結構物總體強度最危險的可能存在的位置。

一般圍繞自升式結構物360°來浪方向范圍選擇合適的角度間隔，確定來浪方向個數(shù)，且風浪流載荷在同一來浪方向下總是假定保持相同的作用方向。波浪在任意浪向下需要確定相位角間隔，一般取10°，在整個波浪的360°周期范圍內分為36個相位位置，通過DNV的Sesam/Wajac軟件搜索每個浪向下36個相位位置中的基底剪力和傾覆力矩分別為最大值的時刻進行強度校核。

風浪流載荷除了船級社規(guī)范要求外，一般按照所設計結構物的設計基礎報告提供的環(huán)境條件進行選擇。除了選用各個工況下對應的最大波高外，還需要考慮波浪周期范圍跟結構物固有周期之間發(fā)生的動態(tài)放大效應。

參考DNV規(guī)范[3]，波浪周期與結構物固有周期之間共振引起的對結構物慣性力的動態(tài)放大效應可以通過動態(tài)放大系數(shù)和基底剪力計算，并將此載荷以水平力的方式施加到結構物重心位置，載荷施加方向與對應浪向下的風浪流作用方向相同，從而將動態(tài)放大效應疊加到了線性靜態(tài)分析中。圖2為基于基底剪力和動態(tài)放大系數(shù)的動態(tài)放大載荷求解。

圖1 自升式結構物載荷-站立狀態(tài) 圖2 動態(tài)放大載荷求解

在圖2中：QM為總基底剪力的平均值；QA為總的基底剪力的幅值；DAF為動態(tài)放大系數(shù)；QA(DAF-1) 為基于基底剪力求得的動態(tài)放大載荷，將以水平力的方式施加在結構物重心位置。

動態(tài)放大系數(shù)的求解公式如下：

(2)

式中：T0為自升式結構物固有周期；T為波浪周期；ξ為自升式結構物處于站立狀態(tài)時的阻尼比。

參考DNV自升式結構物規(guī)范[3]，阻尼比ξ可以取在6%～9%之間，且一般不大于7%；結構物與波浪發(fā)生共振時，考慮不規(guī)則波浪的影響，可以選用的阻尼比計算公式：

(3)

自升式結構物處于站立狀態(tài)時，一般前三階最低固有頻率對應于結構物整體的縱向變形位移、橫向變形位移和水平面內的扭轉變形位移。求解動態(tài)放大載荷時一般選取此三階固有周期進行動態(tài)放大系數(shù)的求解和最大值的搜索。

P-delta效應也可以通過施加在結構物上的一個水平力H來進行代替，代表P-delta效應的水平力計算公式如下：

(4)

式中：W為自升式結構物在站立狀態(tài)時從船底基線向上部分的總重量；Δ為某個風浪流作用方向上船體的水平位移；l為樁腿底端約束點到樁腿和船體連接點的垂向距離。對于上、下導向間存在鎖緊系統(tǒng)的情況，樁腿和船體的連接點一般認為處于下導向到鎖緊點間距離一半的位置；水平力H施加在距離底部約束點垂向距離為l的平面內，且作用點為總重量W的重心在此平面上的投影。

結構物水平位移Δ由下式求得到：

(5)

式中：α為非線性放大系數(shù)；eo為自升式結構物由于建造和安裝過程中存在的誤差和船體的傾斜導致的站立狀態(tài)下船體相對于樁腿底部位置的水平相對位移，按照DNV規(guī)范要求[3]，eo一般不小于0.005l；e為站立狀態(tài)下自升式結構物由于風浪流和動態(tài)放大作用引起的船體水平側向的一階位移。

非線性放大系數(shù)α由下式求得：

(6)

式中：P為單根樁腿承受的平均軸向載荷；PE為單根樁腿的Euler屈曲載荷。

海底地基對樁靴底部的支撐作用，在總體強度分析中一般可通過底部加約束的相對保守的簡易方式模擬。約束點取樁腿入泥深度的一半或樁靴高度的一半處，取兩者的較小值?？紤]到海底泥土對樁靴的約束作用，在沒有開展樁靴與海底土壤相互作用分析時，一般選用將約束點進行固支和鉸支兩種約束條件。

3 載荷與分析工況

3.1 環(huán)境載荷

環(huán)境載荷主要是風浪流載荷，自存、作業(yè)和預壓載三種設計工況下的環(huán)境條件分別見表4、表5、表6。整船結構有限元模型通過Genie軟件完成，整船有限元模型和風浪流載荷的施加如圖3所示。

表4 自存設計工況環(huán)境條件

表6 預壓載設計工況環(huán)境條件

表5 作業(yè)設計工況環(huán)境條件

圖3 風車安裝船有限元模型和風浪流載荷施加

3.2 動態(tài)放大效應與P-delta效應

在風車安裝船的動態(tài)放大載荷求解中，阻尼比ξ分別按7%與13%兩數(shù)值進行了考慮，整船固有周期則通過Genie軟件的特征值分析計算得到，波浪周期考慮風車安裝船設計給出的波浪對應的周期范圍，在此基礎上計算并搜索得到動態(tài)放大系數(shù)的最大值，并保守地應用于所有的計算工況。

對于風車安裝船樁腿和船體之間采用插銷加液壓頂升系統(tǒng)連接方式的情況，該文基于對DNV規(guī)范的理解，將樁腿和船體之間的連接點設置于上下導向之間距離一半的位置，同時確定了l的值與代表P-delta效應的水平載荷H的施加位置。

圖4 整船重量施加

3.3 其他載荷

除了環(huán)境載荷之外，在整船結構有限元模型中還施加了結構重量、甲板可變載荷以及液艙內液體的重量。整船結構重量和總的空船重量分別參考重量報告，對整船有限元模型進行調整，保證整船有限元模型中的質量分布跟重量報告保持一致。

自存和預壓載設計工況時風車安裝船甲板上承載的風車重量最大值為5 100 t，主吊不作業(yè)；作業(yè)設計工況時，主吊吊重900 t，吊重處于最大外伸位置，且考慮了主吊不同的旋轉位置，轉動角度間隔為45°，共8個轉動角度工況，甲板上承載的風車重量則減為4 200 t。

在作業(yè)設計工況中，主吊吊重900 t，同時考慮了由于吊機旋轉作業(yè)引起的動態(tài)放大作用，參考DNV規(guī)范[6]施加1.1倍的動態(tài)系數(shù)，整船重量施加如圖4所示。

3.4 計算工況

參考站立狀態(tài)的相關參數(shù)和總體強度分析的目標，判斷和確定最危險分析工況的數(shù)據(jù)見表7，比較后確定的最危險分析工況見表8[7]。

表7 自存、作業(yè)和預壓載設計工況中對總體強度產生影響的因素比較

表8 自存、作業(yè)和預壓載設計工況分別的最危險工況

注： 作業(yè)設計工況下，1.5 m插深時船底到水面距離14.1 m更大，因此在9.65 m插深目標分析工況時風速需要基于假定的船底高于水面14.1m的情況進行設置。

對于風車安裝船的預壓載，采取了對角兩樁腿一起預壓載的方式，并分別考慮被預壓樁腿底部固支和鉸支兩種邊界條件，分4次完成風車安裝船預壓載狀態(tài)的總體強度分析。

預壓載時,被預壓的兩條樁腿的目標調節(jié)載荷為所有自存和作業(yè)設計工況總體強度分析中得出的樁腿底部的最大垂向支反力，在預壓載樁腿底部的垂向支反力達到目標調節(jié)載荷的同時，還需要考慮預壓載設計工況對應的風浪流環(huán)境載荷，但預壓載時沒有考慮動態(tài)放大效應和P-delta效應。

考慮到4條樁腿呈長方形分布，風浪流作用方向采用45°間隔，從0°～360°的范圍分為8個來浪方向，每個浪向的相位角間隔為10°，在波浪360°周期范圍內分為36個相位位置。

在作業(yè)設計工況中，除了8個來浪方向外，主吊吊重900 t繞著風車安裝船一周360°范圍內也選擇了8個位置，每兩個位置之間的間隔為45°。浪向的定義如圖5所示，主吊吊重900 t，在作業(yè)工況時的位置定義如圖6所示。

圖5 浪向定義 圖6 主吊吊重900 t位置工況

4 總體強度分析結果

4.1 許用應力

整船船體結構(不包括樁腿和樁靴結構)用到的結構材料和許用應力見表9。

表9 船體結構許用應力

4.2 總體強度分析結果

在總體強度分析模型中樁腿簡化為梁單元，船體結構通過殼單元模擬?？傮w強度有限元分析結果如圖7、圖8所示，兩圖皆為所在設計工況下所有計算工況的最大Von mises應力的搜索結果。

圖7 裝載工況(a) 中Von mises應力結果 圖8 裝載工況(b)中Von mises應力結果

圖9 加筋板受力狀態(tài)-面內應力與側面壓力

圖10 垂向變形量示意圖

4.3 船體結構屈曲強度

風車安裝船處于站立狀態(tài)時，船體梁整體主要產生中垂變形，甲板承受較大的面內壓應力。此外，由于船體結構脫離了水面，底板和舷側外板不承受垂直板面的側向水壓力作用，但主甲板承載較大的風機重量的側向壓力作用，主甲板結構受力狀態(tài)如圖9所示。因此，針對站立狀態(tài)時最為危險的主甲板結構進行了屈曲強度校核。

應用根據(jù)挪威船級社規(guī)范[8]編制的后處理計算表格，對主甲板承載較大的板架結構的屈曲強度進行校核，包括加筋板格的整體屈曲、非加筋板格、大梁、筋等局部屈曲，校核結果顯示主甲板結構滿足屈曲強度要求。

4.4 船體結構中垂變形

參照DNV規(guī)范[2]，允許的最大變形量為δmax≤L/250，最大變形量δmax和跨距L如圖10所示。

(7)

圖11 船體結構中垂變形

式中：δmax為總的最大變形量；δ0為結構物設計的預起拱值；δ1為由于永久性載荷引起的變形；δ2為可變載荷引起的變形與永久性載荷引起的時效變形之和。

風車安裝船樁腿縱向間距為70m，可求得允許的最大變形量為L/250=0.28m

計算得到的總變形量0.062m，遠小于規(guī)范要求的許用值0.28m，所以船體梁在站立狀態(tài)時的中垂變形能夠滿足DNV對結構變形量的剛度要求，船體中垂變形如圖11所示。

5 結論

該文基于DNV和SNAME對自升式結構物在站立狀態(tài)下的總體強度要求，結合風浪流環(huán)境條件、樁腿布置和作業(yè)特點，確定了自存、作業(yè)和預壓載時需要進行校核的相關危險工況，計算得到了各工況下船體結構的整體應力水平，完成了船體結構部分的總體強度評估，結果滿足了DNV和SNAME的規(guī)范要求，有如下分析和結論：

(1) 基于波浪載荷總的基底剪力和傾覆力矩為搜索目標的總體強度分析，確定工況時需要同時考慮風浪流載荷的大小、載荷作用位置(即力臂)、樁腿跨距和樁腿底部邊界條件等多個因素的綜合影響，載荷作用位置與樁腿跨距的確定跟樁腿入泥深度、水深、船底離水面的高度等有關。

(2) 對于4條樁腿的自升式結構物來說，樁腿距離更近的橫向是產生樁腿和船體之間最大相互作用力的方向，在下導向位置處樁腿橫截面上的彎矩主要依靠上下導向對樁腿的水平力作用形成的彎矩、頂升系統(tǒng)與樁腿連接的插銷位置處的垂向力形成的彎矩來共同抵抗；在主要依靠上下導向對樁腿的水平力作用形成的彎矩抵抗樁腿橫截面彎矩的情況下，上下導向間的垂向距離非常關鍵，也是設計初期升降室高度尺寸確定的一個重要參考因素。

(3) 相對于采用6條樁腿設計的船形自升式風車安裝船，4條樁腿的設計不可避免的會出現(xiàn)較大的樁腿縱向間距，這時船體梁處于站立狀態(tài)的中垂變形需要在設計初期重點關注，特別是對于大尺度、有較大甲板承載能力要求的風車安裝船。

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[2] DNV-OS-C101. Design of offshore steel structure, general (LRFD method)[S]. 2011.

[3] DNV-RP-C104.Self-elevating units[S]. 2012.

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[7] 李紅濤，李曄. 自升式鉆井平臺結構強度分析研究[J]. 中國海洋平臺, 2010, 25(2): 28-33.

[8] DNV-RP-C201.Buckling strength of plated structures[S]. 2010.

Jack-up WTIV Global Strength Analysis in Elevated Conditions

LIU Ren-chang, ZHAO Zhi-jian, WANG Yong-gang,LI Lian-liang, HUANG Jin-lin

(COSCO-Shipyard Group Company Limited, Liaoning Dalian 116600, China)

The theory and methodology of the global strength analysis for Jack ups in elevated conditions are introduced, and the global strength for the jack up WTIV in elevated conditions is verified. Based on the environmental conditions and the penetration prediction of the project, relevant load cases are confirmed for the survival, operation and pre-loading design conditions. In the global strength analysis the dynamic amplification effect, non-linear amplification and P-delta effect are taken into account. The hogging deformation of the hull structure is also assessed based on the analysis result. From the result it can be shown the global strength and the rigidity of the main hull structure in elevated conditions fulfill the requirement of DNV offshore rules.

global strength; jack-up wind turbine installation vessel(WTIV); dynamic amplification; non-linear amplification; rigidity

2015-05-25

工信部高技術船舶科研項目(工信部聯(lián)裝2011536號)。

劉仁昌(1980-)，男，工程師。

1001-4500(2015)04-0093-08

U69

A