崔彭飛， 張 劍， 顧梓楨， 孔志宏

(1.中交上海航道裝備工業(yè)有限公司， 上海201208； 2.華潤燃氣(上海)有限公司， 上海201900；3.江蘇科技大學 船舶與海洋工程學院， 江蘇 鎮(zhèn)江212003)

0 引 言

隨著對海洋環(huán)境的不斷探索，我國的海上工程建設逐漸興起，海底石油開采、深水港建造、海上建筑物的規(guī)模越來越大型化[1-3]，隨之而來的是樁基高度提升、質量加大，許多打樁船已經不能完成打樁作業(yè)，因此設計和制造適合海上作業(yè)的大型打樁船顯得非常重要[4-5]。打樁船必須往更安全、更穩(wěn)定的方向發(fā)展，其設計也需有所改變。對打樁船的改造并不是單純地改變大小就能夠滿足要求的，樁架的調整會導致整個樁架自重改變，增加材料、增加成本，增加打樁船的吃水，增大樁架底座的壓力。特別是對于海上作業(yè)而言，樁架在對樁進行導向時，會導致船體自身傾斜角度發(fā)生變化；在施工過程中，絕大部分時間打樁船的整體重心都比較靠近船體尾部，過大的樁架質量將會增加其中產生的慣性力，甚至有可能使打樁船傾覆；底部固定端強度較弱易使樁架斷裂，承載力不夠會造成作業(yè)施工時樁架無法起吊樁基的情況[6]。因此，打樁船在符合目前工程所需的各項安全指標的同時，須進行結構強度校核，保證底座安全，避免作業(yè)過程出現(xiàn)意外[7-8]。

型號打樁船在原有基礎上進行改進和調整，吊機作為打樁船的主要設備，設置在艏甲板舷側，起重重量為50 t。針對該打樁船船尾定位樁架底座結構，使用有限元軟件[9-11]建立模型，對其強度進行有限元分析，并根據計算結果對結構強度進行校核，在計算過程中將外載荷轉化為集中力作用在多點約束(Multi-Point Constraint, MPC)上 ，以此校核樁架整體結構的穩(wěn)性及強度[12-14]。

1 有限元模型

1.1 艙段有限元模型建立

目標船為海上打樁船，全船總長143 m、型寬46.4 m、型深10.8 m，共248個肋位，船尾至#48肋位為定位樁安裝部位，船體總布置圖如圖1所示。對船體艉部#104肋位的艙段結構進行分析，艙段布置如圖2所示。

圖1 船體總布置圖

圖2 艙段布置圖

根據艙段基本結構圖，利用有限元軟件建立模型：各船體結構采用板、梁單元進行模擬；船體的殼板結構、甲板、強框架和桁材等高腹板采用板殼單元模擬；曲面船殼板采用平面板單元模擬；扶墻材采用梁單元模擬。有限元計算模型共有453 307個節(jié)點，578 294個單元，如圖3所示。

圖3 艙段整體有限元模型

1.2 邊界條件

船體是一個漂浮物體，處于平衡力系之下，但其上沒有對剛體運動的約束。有限元位移法分析要求結構的剛體運動可被支座控制，以便于計算結構受力時的相對變形。為此須對浮動船體施加適當?shù)募s束，確保船體不做剛體運動，同時又不限制船體變形，使全船結構的受力不受影響，這樣求出的相對變形與應力才真實可靠。有限元模型受到的載荷通過MPC單元施加到船體上，即在定位樁底座與主甲板相交平面的中心特定位置建立一個獨立點，將其與其他節(jié)點相關聯(lián)，并對獨立點施加集中力，主甲板受力圖如圖4所示。建立的有限元模型范圍大于規(guī)范要求的吊機支撐結構范圍，對#104肋位剖面約束所有自由度，即3個方向的位移約束和3個方向的轉動約束，具體如圖5所示。

圖4 主甲板受力圖

圖5 模型邊界條件

2 計算載荷與計算工況

2.1 計算工況

根據穩(wěn)性計算中的工況，目標船分為作業(yè)和航行兩種計算工況。考慮到危險工況，校核全部燃料備品作業(yè)和全部燃料備品航行工況下定位樁底座加強結構的強度。航行時4根定位樁與抱樁架脫離，船舶結構主要受到橫向作用力Fy、縱向作用力Fx和垂向作用力Fz的作用。

作業(yè)時考慮樁腿安裝完畢但未打樁入泥狀態(tài)。在安裝定位樁后，船舶結構受到定位樁的作用力包括：(定位樁+抱樁架)重量載荷G、定位樁浮力Ff、風載荷Fq、海流力FD。

2.2 計算載荷

根據設計方提供的資料， (定位樁+抱樁架)重量載荷G為20 601 kN； 依據CCS《海上拖航指南2011》 附錄一的相關規(guī)定，被拖船(物)上的載荷按下列公式計算。

(1) 橫向作用力

作用在平行于甲板上的作用力Fy計算式為

Fy=MAy+Fq+Fw

(1)

Fq=Cq·Aq

(2)

Fw=Cw·Aw

(3)

式(1)～式(3)中：M為抱樁架質量，根據設計方提供資料，M為900 t；Fq為風作用力；Fw為海水飛濺力；Cq為系數(shù)，取0.736 kN/m2；Aq為貨物側向投影面積，取162.5 m2；Cw為系數(shù)，取1 kN/m2；Aw為距干舷甲板以上2.0 m范圍內側向投影面積，取162.5 m2；Ay為橫向加速度，計算式為

(4)

式中：rφ為貨物橫向重心至水線處假定的旋轉中心距離，根據設計方提供資料取5.8 m；βy為貨物重心與中縱剖面和水線交點處夾角，由于抱樁架重心在中縱剖面，其取值為0°；φ0為最大橫搖角，根據設計方提供資料取15°；g為重力加速度，取9.81 m/s2；Tφ為橫搖周期，計算式為

(5)

式中：hGM為初穩(wěn)心高度；B為船寬。

計算得Tφ=9 s;Ay=2.54 m/s2；Fw=162.5 kN;Fq=119.6 kN；Fy=2 568.1 kN。

(2) 縱向作用力

作用在平行于甲板上的作用力Fx計算式為

Fx=MAx+Fq+Fw

(6)

式中：Ax為縱向加速度，計算式為

(7)

式中：rφ為貨物縱向重心至水線處假定的旋轉中心距離，根據設計方提供資料取51.1 m；βx為貨物重心與中橫剖面和水線交點處夾角，根據設計方提供資料取83.45°；Tφ為縱搖周期，按10 s取值；φ0為最大縱搖角，根據設計方提供資料取5°。

計算得Ax=1.05 m/s2；Fx=1 227.1 kN。

(3) 垂向作用力

作用在平行于甲板上的作用力Fz計算式為

Fz=M(g±a)

(8)

式中：a為垂向加速度(不必大于3 m/s2)，計算式為

a=3.75 e-0.003L

(9)

式中：L為整船長度，取143 m。

計算得a=2.46 m/s2；Fz=11 043 kN。

(4) 風載荷

風荷載的大小受風速影響，風壓計算式[13]為

Fq=CkA

(10)

k=0.613×V2

(11)

式中：C為風載荷系數(shù)，取1；V為風速，取13.8 m/s；A為側面投影面積，取175 m2。

樁架桿件上的風荷載在計算時也使用式(10)和式(11)計算，但風載荷系數(shù)C的取值可能會不同，樁架桿件在受風力作用時，部分構件會遮擋風力，此時需考慮遮擋折減系數(shù)，但在有限元計算中，如果所有被遮擋的構件都考慮折減系數(shù)，會增大計算量，而且在施加載荷時會增加加載時間，與有限元結構計算的初衷不符，因此此處不考慮，使所有構件均承受完整的風力，這樣也相當于為結構強度增加了一個安全系數(shù)。

根據計算可得Fq=20.4 kN。

(5) 定位樁浮力

Ff=Vp·g·ρ

(12)

式中：Vp為定位樁排開水的體積；ρ為海水密度。

根據計算可得Ff=1 537 kN。

(6) 海流力

(13)

式中：CD為垂直于構件軸線的曳力系數(shù)，取1；ρ為海水密度，取1.025 kg/m3；VD為海流速度，取0.77 m/s；SD為單位長度構件垂直于海流方向的投影面積，取398.7 m2。

根據計算可得FD=121.1 kN。

(7) 彎矩

根據穩(wěn)性計算書，風壓重心距主甲板作用點高度為4.2 m，海流力作用于主甲板作用點高度為-13.9 m，由風載荷和海流力產生的彎矩為

M=1 769.01 kN·m

(14)

三向彎矩為(0，1 769.01，0)kN·m。

以航行狀態(tài)為例，模型底部為載荷加載狀態(tài)，具體如圖6所示。

圖6 模型載荷分布

3 有限元計算及結果分析

根據資料，所受載荷作用在MPC點上，經計算分析得出定位樁底座及底座橫隔板在不同工況下的應力結果如表1所示，計算過程中安全因數(shù)取1.33。在打樁船航行時，樁架放置于托架之上；在打樁船作業(yè)時，樁架處于植樁狀態(tài)。

表1 不同狀態(tài)下應力匯總結果 MPa

利用有限元分析軟件對結構模型進行求解，得到底座加強結構的應力、受力分布和兩種工況下底座加強結構的應力云圖。艙段、底座及底座橫隔板應力云圖如圖7～圖10所示。為更直觀地反映載荷作用在定位樁底座上產生的應力，讀取結果時為避免邊界條件對結果的影響，對原有限元模型進行適當?shù)慕Y構隱藏，具體顯示模型范圍為船尾至#48肋位。

圖7 航行狀態(tài)下艙段相當應力云圖

圖8 作業(yè)狀態(tài)下艙段相當應力云圖

圖9 航行狀態(tài)下底座及底座橫隔板等效應力云圖

圖10 作業(yè)狀態(tài)下底座及底座橫隔板等效應力云圖

在航行狀態(tài)下，由圖7和圖9可知：艙段的最大應力位于797097號節(jié)點，大小為318 MPa；受約束條件、舷外水壓力以及建模簡化等因素的影響，模型角隅及個別缺失型材的舷側產生應力集中現(xiàn)象，選擇底座區(qū)域進行相應簡化之后，底座最大應力點位于#44肋位處，大小為85.9 MPa，小于所使用的高強度鋼材的許用應力(267 MPa)；航行狀態(tài)下相應肋位處橫隔板及縱艙壁最大應力位于617894號節(jié)點，大小為49.1 MPa，小于所使用的Q345E材料的許用應力(176 MPa)。

在作業(yè)狀態(tài)下，根據圖8和圖10可知：艙段的最大應力點位于797097號節(jié)點，大小為286 MPa；底座最大應力點位于#44肋位處，大小為125 MPa，小于所使用的高強度鋼材的許用應力(267 MPa)；相應肋位處橫隔板及縱艙壁最大應力位于538490號節(jié)點，大小為80.2 MPa，小于所使用的Q345E材料的應力許用(176 MPa)。

4 結 論

利用有限元軟件建立打樁船定位樁底座加強結構的有限元模型。利用板、梁、MPC 等不同類型的有限元單元模擬底座、底座橫隔板等主要構件結構，得出并分析底座加強結構在航行和作業(yè)工況的結構應力，得出應力云圖，并進行強度校核。經分析可知：底座加強結構產生的最大應力主要集中在主甲板與定位樁底座相交的平面上，且兩種工況下結構產生的最大應力均不超出材料的許用應力；底座加強結構各構件的應力均滿足規(guī)范要求，加強結構的強度足以保證安全作業(yè)。這表明打樁船定位樁底座加強結構設計合理，其強度與穩(wěn)性滿足CCS入級要求。