基于設(shè)計波法的全回轉(zhuǎn)風(fēng)電起重船總縱強(qiáng)度分析

周 萍，胡超然

(1. 江蘇海事職業(yè)技術(shù)學(xué)院，江蘇 南京 210000；2. 中國船級社江蘇審圖中心，江蘇 南京 210000)

0 引 言

目前我國海上風(fēng)電開發(fā)已經(jīng)進(jìn)入了規(guī)?；?、商業(yè)化發(fā)展階段。為獲取更多的海上風(fēng)能資源，海上風(fēng)電項目將逐漸向深海、遠(yuǎn)海方向發(fā)展，但相較陸上風(fēng)電而言，海上風(fēng)電施工難度更大、風(fēng)險更高。風(fēng)電起重船是建造和維護(hù)海上風(fēng)電產(chǎn)業(yè)的重要裝備，為了滿足不斷發(fā)展的市場需求，風(fēng)電起重船逐漸向起重能力大型化、吊裝過程高效化、作業(yè)領(lǐng)域深海化發(fā)展。

本文研究的某全回轉(zhuǎn)風(fēng)電起重船適用于在遠(yuǎn)海航區(qū)進(jìn)行各類大型風(fēng)電項目的吊裝作業(yè)。作業(yè)時，船尾起吊重物，船首調(diào)節(jié)壓載水，全船靜水彎矩和剪力的分布變化較大，因此主船體總縱強(qiáng)度的計算評估尤為重要[1]。傳統(tǒng)的總縱強(qiáng)度計算評估以船體梁理論為基礎(chǔ)并需要應(yīng)用大量的經(jīng)驗公式，對于結(jié)構(gòu)形式復(fù)雜或主尺寸較大的工程船舶已不能滿足其計算評估的精確性和合理性[2]。因此本文基于設(shè)計波法對全船進(jìn)行有限元建模計算，較于傳統(tǒng)方法可以更合理定義和描述船體結(jié)構(gòu)在使用時承受的各種載荷，可以模擬真實海況，準(zhǔn)確得到船體結(jié)構(gòu)在各種典型工況下的應(yīng)力水平和應(yīng)力分布，從而合理完成船體總縱強(qiáng)度的分析與評估。

1 全船結(jié)構(gòu)有限元模型

1.1 船舶結(jié)構(gòu)特點(diǎn)

該船主要包括主船體、首部甲板室和尾部起重機(jī)3部分。全船設(shè)有3道首尾貫穿的水密縱艙壁，另有2道縱艙壁從FR78延伸到首尖艙艙壁，具有一層連續(xù)主甲板，船首設(shè)置4層甲板室。主船體為全焊接式鋼質(zhì)、單甲板、單舷、雙底的箱型船，縱骨架式?？v向連續(xù)構(gòu)件盡可能自首至尾連續(xù)設(shè)置，以保證縱向強(qiáng)度。每3個肋位設(shè)置橫向強(qiáng)框架，包括甲板強(qiáng)橫梁、舷側(cè)強(qiáng)肋骨、底部肋板和縱艙壁垂直桁，全船共設(shè)10道水密橫艙壁，保證船體橫向強(qiáng)度。其主尺度參數(shù)為：總長145 m，型寬46 m，型深10.8 m，設(shè)計吃水6 m。該船的總布置如圖1所示。

圖1 總布置圖Fig. 1 General arrangement plan

該船尺度比B/D=4.26＞2.5，L/B=3.15＜5，不滿足中國船級社《鋼質(zhì)海船入級規(guī)范》[3]（2018）第2篇第1章尺度比的相關(guān)要求，因此按照規(guī)范需對全船的總縱強(qiáng)度進(jìn)行波浪載荷直接計算。

1.2 有限元模型

采用軟件MSC.PATRAN對起重船建立全船三維有限元模型，如圖2所示。對于主船體結(jié)構(gòu)，其板材和桁材腹板采用四節(jié)點(diǎn)板殼元模擬，骨材及桁材面板采用兩節(jié)點(diǎn)梁單元模擬。對于甲板室、起重機(jī)吊臂等非主船體結(jié)構(gòu)，本次計算雖然不進(jìn)行結(jié)構(gòu)強(qiáng)度評估，但在盡可能確保其空間位置正確的前提下，依然對相關(guān)構(gòu)件進(jìn)行簡化建模模擬。全船有限元模型根據(jù)設(shè)計圖紙的要求亦考慮各種構(gòu)件上的主要結(jié)構(gòu)特征，如板縫、甲板開口、艙壁門開孔等細(xì)節(jié)。

圖2 全船有限元模型Fig. 2 Finite element model of hull

1.3 邊界條件

為消除剛體位移，在船體的相應(yīng)節(jié)點(diǎn)需施加適當(dāng)?shù)木€位移約束，如圖3所示?？v中剖面在船尾（節(jié)點(diǎn)1）處沿橫向的線位移約束，即δy=0；船首（節(jié)點(diǎn)2）處，沿縱向、橫向和垂向的線位移約束，即δz=δy=δx=0；尾封板水平桁距縱中剖面距離相等的左（節(jié)點(diǎn)3）、右（節(jié)點(diǎn)4）各一節(jié)點(diǎn)處，沿垂向的線位移約束，即δz=0。

圖3 邊界條件施加節(jié)點(diǎn)位置Fig. 3 Nodes location of boundary conditions

1.4 計算工況

考慮作業(yè)（尾吊及橫吊）和避風(fēng)2種狀態(tài)下的6種典型工況（LC1～ LC6）。

2 設(shè)計波參數(shù)確定和波浪載荷計算

設(shè)計波法的關(guān)鍵問題是如何確定設(shè)計波參數(shù)。通過規(guī)范值得到船體剖面載荷作為代表性控制參數(shù)極值，然后選擇典型的規(guī)則波，使之產(chǎn)生與控制參數(shù)極值相等的外力載荷，作為設(shè)計計算用的波浪參數(shù)。

2.1 頻率響應(yīng)函數(shù)（RAO）

根據(jù)上述6種工況，采用三維線性勢流理論計算船舶6個自由度的運(yùn)動、波浪誘導(dǎo)壓力以及載荷控制參數(shù)在不同浪向角下的頻率響應(yīng)函數(shù)（RAO）曲線。計算所取波浪頻率范圍為0.1～2.0 rad/s，步長0.1 rad/s，共20個波浪頻率；計算所取浪向角范圍為0o～180o，步長30o，共6個浪向角。

基于三維線性勢流理論的面元法得到船體的運(yùn)動頻率響應(yīng)函數(shù)，以及各面元的波浪誘導(dǎo)壓力頻率響應(yīng)函數(shù)后，沿船長方向積分，便可求得各剖面的垂向波浪剪力和垂向波浪彎矩頻率響應(yīng)函數(shù)[4]。在積分計算垂向波浪剪力和垂向波浪彎矩時，需要考慮重力加速度分量對慣性力的影響。同時，在計算垂向波浪彎矩時，需要考慮縱向力對垂向彎矩的貢獻(xiàn)，各剖面參考軸的垂向坐標(biāo)與整船重心高應(yīng)保持一致。以工況LC1和LC5為例，典型剖面的頻率響應(yīng)函數(shù)（RAO）如圖4和圖5所示。

圖4 LC1工況FR26垂向波浪彎矩/ FR39和FR220垂向波浪剪力頻率響應(yīng)函數(shù)Fig. 4 Vertical bending moment frequency response function of FR26/ Vertical shear force frequency response function of FR39 and FR 220 in condition LC1

圖5 LC5工況FR117垂向波浪彎矩/ FR39和FR220垂向波浪剪力頻率響應(yīng)函數(shù)Fig. 5 Vertical bending moment frequency response function of FR117/ Vertical shear force frequency response function of FR39& FR 220 in condition LC5

2.2 作業(yè)工況短期預(yù)報

對作業(yè)工況（LC1～LC4），采用中國沿海海浪譜進(jìn)行短期預(yù)報確定各載荷控制參數(shù)在不同浪向角下的極限響應(yīng)。超越概率取63.2%，波浪為長峰波，有義波高（H1/3）取1.6 m，短期預(yù)報持續(xù)時間為3 h。對每個載荷控制參數(shù)，確定一個設(shè)計波。載荷控制參數(shù)最大的短期預(yù)報值對應(yīng)的浪向角為設(shè)計波的浪向角，該浪向角下，載荷控制參數(shù)RAO的最大值對應(yīng)的波浪頻率為設(shè)計波的頻率。設(shè)計波的波幅為載荷控制參數(shù)最大的短期預(yù)報值除以對應(yīng)浪向角下載荷控制參數(shù)RAO的最大值。

作業(yè)工況LC1的垂向波浪剪力和彎矩的短期預(yù)報值沿船長分布曲線如圖6所示。確定設(shè)計波的載荷控制參數(shù)可選擇FR39和FR220橫剖面的垂向波浪剪力頻率響應(yīng)函數(shù)以及FR26橫剖面的垂向波浪彎矩頻率響應(yīng)函數(shù)作為載荷控制參數(shù)選擇設(shè)計波，進(jìn)而確定設(shè)計波參數(shù)，見表1。

表1 LC1工況設(shè)計波參數(shù)Tab. 1 Parameters of design wave in condition LC1

圖6 工況LC1的垂向波浪剪力和彎矩的短期預(yù)報值沿船長分布曲線Fig. 6 Short-term forecast distribution curve of vertical bending moment & vertical shear force in condition LC1

2.3 避風(fēng)工況長期預(yù)報

對避風(fēng)工況LC5和LC6進(jìn)行波浪載荷長期預(yù)報以確定各載荷控制參數(shù)的極限響應(yīng)。長期預(yù)報是在RAO計算結(jié)果的基礎(chǔ)上完成的，長期預(yù)報采用基于北大西洋海洋環(huán)境的IACS No.34波浪散布圖；各浪向角的發(fā)生概率為等概率；波浪譜采用P-M波浪譜；波浪為長峰波；取10-8概率水平的長期預(yù)報結(jié)果作為計算結(jié)果[5]。各載荷控制參數(shù)RAO的最大值對應(yīng)的浪向角以及波浪頻率為對應(yīng)設(shè)計波的浪向角和頻率；設(shè)計波的波幅為載荷控制參數(shù)的長期預(yù)報除以載荷控制參數(shù)RAO的最大值。

避風(fēng)工況LC5的垂向波浪剪力和彎矩的短期預(yù)報值沿船長分布曲線如圖7所示。確定設(shè)計波的載荷控制參數(shù)應(yīng)選擇FR39和FR220橫剖面的垂向波浪剪力以及FR117橫剖面的垂向波浪彎矩作為載荷控制參數(shù)選擇設(shè)計波，進(jìn)而確定設(shè)計波參數(shù)，見表2。

表2 LC5工況設(shè)計波參數(shù)Tab. 2 Parameters of design wave in condition LC5

圖7 工況LC5的垂向波浪剪力和彎矩的長期預(yù)報值沿船長分布曲線Fig. 7 Long-term forecast distribution curve of vertical bending moment & vertical shear force in condition LC5

3 設(shè)計波中船體載荷的施加

3.1 靜水載荷

靜水載荷主要由作用于船體濕表面上的靜水壓力和作用于整船結(jié)構(gòu)上的重力構(gòu)成。靜水壓力按計算工況的吃水，加載到船體外部濕表面上。

3.2 波浪載荷和慣性力載荷

波浪載荷采用CCS-Walcs軟件進(jìn)行計算后自動加載到船體外部濕表面模型上。工況LC1～LC6的波浪載荷分布云圖如圖8所示。

圖8 工況LC1～LC6的波浪載荷分布云圖Fig. 8 Wave load distribution in condition LC1～LC6

全船運(yùn)動慣性力則根據(jù)達(dá)朗貝爾原理將全船運(yùn)動加速度等效為相應(yīng)的慣性載荷，加速度的數(shù)值采用CCS-Walcs軟件進(jìn)行計算，所得的慣性加速度作用在整個有限元模型上。

4 總縱強(qiáng)度計算結(jié)果與分析

經(jīng)過有限元方法分析計算以后，圖9～圖11給出設(shè)計波載荷作用下3個滿載典型工況（工況LC1，LC3和LC5）的整船應(yīng)力和變形云圖。

圖9 工況LC1全船應(yīng)力云圖和變形云圖Fig. 9 Stress fringe and displacement fringe of hull in condition LC1

圖11 工況LC5全船應(yīng)力云圖和變形云圖Fig. 11 Stress fringe and displacement fringe of hull in condition LC5

各典型工況下船體結(jié)構(gòu)的彎曲應(yīng)力和剪切應(yīng)力結(jié)果如表3和表4所示。

表3 船體結(jié)構(gòu)的彎曲應(yīng)力計算結(jié)果（MPa）Tab. 3 Bending stress of hull structure（MPa）

表4 船體結(jié)構(gòu)的剪切應(yīng)力計算結(jié)果（MPa）Tab. 4 Shear stress of hull structure（MPa）

由應(yīng)力云圖和計算結(jié)果可知：

1）尾部吊機(jī)基座處應(yīng)力水平較大，因為此處承受起重作業(yè)時的集中載荷。本船對尾部的基座進(jìn)行4種結(jié)構(gòu)形式的加強(qiáng)：在圓筒基座中心處增設(shè)一道橫艙壁；距離圓筒基座中心前后距離相等的FR31和FR55橫向強(qiáng)框架處各增設(shè)14根垂直支柱，形成了增強(qiáng)型橫向強(qiáng)框架；距船中左右舷9 100 mm處設(shè)置2道局部縱向艙壁；距基線7 700 mm處增設(shè)水平桁材框架[6]。

2）FR91～FR142區(qū)域的局部甲板應(yīng)力水平較大，因為此處承受15 t/m2的甲板局部載荷。此區(qū)域的甲板厚度、甲板強(qiáng)橫梁和縱桁尺寸以及甲板下支柱尺寸增大，達(dá)到了局部加強(qiáng)的效果。

3）工況LC1和LC2尾吊作業(yè)的應(yīng)力水平普遍高于工況LC3和LC4橫吊作業(yè)以及工況LC5和LC6避風(fēng)時的應(yīng)力水平，因為尾吊狀況下船體承受了更大的貨物載荷。

4）本船各結(jié)構(gòu)的應(yīng)力結(jié)果均小于許用值，滿足規(guī)范要求，能夠保證船舶的總縱強(qiáng)度。

圖10 工況LC3全船應(yīng)力云圖和變形云圖Fig. 10 Stress fringe and displacement fringe of hull in condition LC3

5 結(jié) 語

本文以某全回轉(zhuǎn)風(fēng)電起重船為研究對象，基于設(shè)計波法對全船總縱強(qiáng)度進(jìn)行計算分析，得到典型工況下全船的應(yīng)力評估結(jié)果。經(jīng)過研究得出以下結(jié)論：

1）更加直觀和準(zhǔn)確地給出真實海況下的船舶波浪載荷，合理地體現(xiàn)船體連續(xù)的整體變形和應(yīng)力狀態(tài)[7]。充分地考慮了局部載荷的影響，反映了船體結(jié)構(gòu)細(xì)節(jié)之間相互耦合的作用。

2）起重機(jī)圓筒基座與甲板連接處，甲板室與主甲板連接處均存在局部高應(yīng)力節(jié)點(diǎn)，設(shè)計時應(yīng)特別關(guān)注該處的結(jié)構(gòu)優(yōu)化?？v艙壁的布置對于總縱強(qiáng)度至關(guān)重要，設(shè)計時應(yīng)盡可能保證縱艙壁的數(shù)量和首尾連續(xù)性。