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(天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院，天津 300350)

基于ANSYS的自升式平臺計算模型分析

陶旭，黃小偉，韓文秀，楊樹耕

(天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，天津300350)

建立某插樁自升式平臺空間框架、空間薄壁及三維仿真3種計算模型，在風(fēng)暴自存工況下對3種模型進行靜力分析并比較各模型間結(jié)構(gòu)計算結(jié)果的差異，闡明3計算模型的利弊及適用性，為工程中自升式平臺計算模型的建立提供建議。

自升式平臺；計算模型；ANSYS

0 引 言

作為典型的海洋工程結(jié)構(gòu)物，自升式平臺結(jié)構(gòu)復(fù)雜、工作環(huán)境惡劣，在平臺結(jié)構(gòu)分析中，建立合理的整體結(jié)構(gòu)計算模型是一項重要工作，該計算模型須反映目標(biāo)分析結(jié)構(gòu)的真實幾何尺寸及相鄰構(gòu)件間的連接，還須較真實地模擬結(jié)構(gòu)所承受的載荷大小與分布等。

在自升式平臺整體結(jié)構(gòu)分析方面，國內(nèi)外已取得一些研究成果。任貴永[1]提出建立空間框架模型和空間薄壁模型；楊樹耕等[2]提出采用ANSYS進行海洋工程結(jié)構(gòu)的有限元分析；李茜等[3]采用空間框架模型在ANSYS中建立某海上自升式平臺，分析研究其動力特性；彭程[4]采用三維仿真有限元模型在ANSYS中對某自升式平臺進行疲勞性能研究；梁光輝[5]利用ANSYS建立平臺整體結(jié)構(gòu)三維有限元模型，并針對平臺結(jié)構(gòu)真實的使用狀況建立平臺的模型數(shù)據(jù)庫，完成幾種不同工況下整體有限元模型的結(jié)構(gòu)計算；黃小偉[6]運用ANSYS建立自升式平臺的不同計算模型，并對各模型的計算結(jié)果進行比較與分析。滕曉青等[7]采用三維空間板殼模型在SESAM中對沉墊式自升式平臺拖航狀態(tài)進行強度分析；陸浩華[8]在ANSYS中建立某海上打樁平臺的三維有限元模型，并在極端環(huán)境下對平臺結(jié)構(gòu)進行動力響應(yīng)分析；楊東亞[9]在SESAM中建立改造平臺的三維仿真模型，并對其進行強度分析；李春梅[10]利用有限元軟件ANSYS建立自升式平臺與土體的整體有限元模型；許津豪[11]采用SACS軟件建立自升式平臺三維有限元模型，進行樁腿動力響應(yīng)及疲勞分析研究；王鈺涵等[12]應(yīng)用有限元軟件MSC.Patran/Nastran建立平臺主船體三維有限元模型并進行強度計算。

在工程計算中，計算模型的選取一般取決于對分析結(jié)構(gòu)的計算需求。通常不同計算模型的計算結(jié)果會因模型模擬實際結(jié)構(gòu)的方式及施加載荷方式的不同而有所不同。本文在此研究背景上，采用大型有限元軟件ANSYS建立某插樁自升式平臺的空間框架、空間薄壁及三維仿真等3種計算模型，分析比較不同計算模型計算結(jié)果的差異，總結(jié)不同計算模型各自的適用性，為在工程計算中合理地選取計算模型提供建議。

1 平臺有限元模型建立

1.1 平臺主要設(shè)計參數(shù)

目標(biāo)平臺為鋼質(zhì)自升式非自航鉆井平臺，尾端開口，工作水深為8.5～40.0 m。平臺主要由方型船體結(jié)構(gòu)，4條圓柱型殼體樁腿結(jié)構(gòu)，固樁架結(jié)構(gòu)及電動液壓式升降機構(gòu)等幾部分組成，其主要設(shè)計參數(shù)見表1。

表1 平臺主要設(shè)計參數(shù) m

1.2 建立平臺有限元模型

1.2.1 空間框架模型(模型1)

4條樁腿插樁自升式平臺，一般用加強的箱形主桁連接2個相鄰的樁腿。箱形主桁作為船體的一部分，不僅是連接樁腿圍阱的強力構(gòu)件，也是船體在平臺升起時的主要架構(gòu)[1]。一般在箱形主桁范圍內(nèi)或靠近箱形主桁布置船體大部分裝載重量[1]。箱形主桁位置及典型主桁剖面如圖1所示。

圖1 箱型主桁

空間框架計算模型將船體簡化為4個相互垂直的箱型主桁(箱形梁)，采用線單元進行模擬，其軸線選在船體型深1/2處。樁腿采用線單元模擬，船體與樁腿之間假定為剛性連接[1]。運用該計算模型模擬自升式平臺整體結(jié)構(gòu)時共定義了3種單元類型：Beam 4單元、Pipe 59單元及Pipe 16單元。其中，Beam 4單元用于模擬船體箱形主桁結(jié)構(gòu)；Pipe 59單元和Pipe 16單元用于模擬平臺樁腿結(jié)構(gòu)。在定義Beam 4單元時，需要計算箱形主桁的截面積、慣性矩Iyy和Izz，在計算時需綜合考慮板厚與梁截面的變化進行分段計算；當(dāng)采用Pipe 59單元模擬平臺樁腿結(jié)構(gòu)時，坐標(biāo)原點必須位于水面。空間框架模型(模型1)的整體有限元模型如圖2所示。

圖2 模型1整體有限元模型

1.2.2 空間薄壁模型(模型2)

空間薄壁模型在建立平臺船體結(jié)構(gòu)時不建出船體板上所附梁，而是把板上所附的骨材按其截面積及分布寬度折算為相當(dāng)厚度加入板厚中[6]。

在該計算模型中，由于將船體各板所附梁等效，因此在船體結(jié)構(gòu)的計算模型中只有殼單元。樁腿結(jié)構(gòu)同空間框架模型采用線單元Pipe 59和Pipe 16單元模擬。此外，實際結(jié)構(gòu)中圍阱區(qū)的輻射板在模型中也不建出，而是等效成相當(dāng)厚度加到圍阱區(qū)四周板上。由于樁腿結(jié)構(gòu)采用線單元進行模擬，需將與輻射板相連的圍阱區(qū)各層甲板建成封閉板，并設(shè)置其彈性模量為較大值。

對于樁腿與船體的連接，考慮耦合x、y方向的自由度。另外，由于模型中沒有建立固樁架，建模時采用耦合船體與固樁架的連接點和樁腿與固樁架的連接點x，y，z向的自由度模擬固樁架的作用。該計算模型的整體有限元模型如圖3所示。圖4為該模型部分細節(jié)圖。

圖3 模型2整體有限元模型 圖4 樁腿與船體的連接及固樁架

1.2.3 三維仿真模型(模型3)

三維仿真模型相比于空間框架模型和空間薄壁模型能夠更真實地模擬平臺的實際結(jié)構(gòu)。在此模型中，船體結(jié)構(gòu)板材均采用Shell 63單元模擬，骨材和桁材均采用Beam 188單元模擬。該計算模型的整體有限元模型如圖5所示。為了更真實地表現(xiàn)平臺實際結(jié)構(gòu)，該模型也對船體尾部的井架滑道、管子堆放架以及固樁架結(jié)構(gòu)進行模擬。

圖5 模型3整體有限元模型

對于井架滑道及管子堆放架，采用Beam 188單元在船體對應(yīng)位置按實際尺寸和距離建立，并全自由度耦合這些單元節(jié)點與船體對應(yīng)位置節(jié)點。固樁架結(jié)構(gòu)采用箱型梁進行模擬，如圖6所示。為了建立固樁架結(jié)構(gòu)與樁腿結(jié)構(gòu)之間力的聯(lián)系，將固樁環(huán)上對應(yīng)銷孔的節(jié)點與樁腿上對應(yīng)銷孔位置的節(jié)點進行x,y,z3個平動自由度耦合,固樁環(huán)上其它節(jié)點與樁腿相應(yīng)位置節(jié)點進行x,y方向自由度耦合。固樁架與船體、樁腿的耦合如圖7所示。

圖6 固樁架有限元模型 圖7 固樁架與船體、樁腿的耦合

圖8 樁腿結(jié)構(gòu)有限元模型

平臺樁腿結(jié)構(gòu)及其內(nèi)部環(huán)筋結(jié)構(gòu)采用Shell 63單元進行模擬，如圖8所示。同時為了計算波浪及海流作用，在模型中每個樁腿中心建立直線，并將泥面以上直線采用Pipe 59單元進行網(wǎng)絡(luò)劃分，泥面以下直線采用Pipe 16單元進行網(wǎng)絡(luò)劃分(在定義材料屬性時設(shè)置彈性模量、密度為極小值)，并耦合Shell 63單元迎波浪方向的節(jié)點與Pipe 59單元相應(yīng)節(jié)點的x,y,z3個平動自由度。對于樁腿與船體的連接，與空間薄壁模型相同，考慮耦合x，y方向的自由度。

圖9 模型4整體有限元模型

2 平臺風(fēng)暴自存狀態(tài)有限元分析

風(fēng)暴自存是自升式平臺著底狀態(tài)的危險工況，工作環(huán)境十分惡劣，進行該狀態(tài)下平臺的強度分析是確保平臺結(jié)構(gòu)安全的基礎(chǔ)[13]。風(fēng)暴自存狀態(tài)下平臺所受載荷需考慮極限環(huán)境載荷，固定載荷及自存狀態(tài)最大活載荷的組合。

2.1 載荷的大小

(1) 極限環(huán)境載荷：轉(zhuǎn)換到船體型深一半處風(fēng)載荷的風(fēng)力為2 096.51 kN，風(fēng)力矩為18 092.96 kN·m；通過定義water-table進行波浪入射方向與波浪相位角搜索，確定極限風(fēng)暴環(huán)境載荷方向。在本文的計算中確定載荷的入射方向為90°,波浪相位角為45°。

(2) 固定載荷：空船質(zhì)量(不包括樁腿)為4 843.16 t，其中固定設(shè)備質(zhì)量為1 900.14 t；樁腿的質(zhì)量為1 272.49 t。

(3) 自存狀態(tài)最大活載荷為999.90 t，包括：固體可變載荷為199.02 t；液體可變載荷為610.82 t；壓載載荷為190.06 t。

2.2 不同計算模型載荷的施加

2.2.1 空間框架模型(模型1)載荷的施加

應(yīng)用空間框架模型模擬目標(biāo)平臺，模型中船體質(zhì)量為887.94 t，樁腿質(zhì)量為825.58 t。施加載荷時，以分布力的形式將固定設(shè)備質(zhì)量1 900.14 t(包括主甲板設(shè)備質(zhì)量1 404.83 t和機械甲板設(shè)備質(zhì)量495.31 t)和可變載荷999.90 t共計2 900.04 t施加在模擬箱型主桁的Beam 4單元上；以附加質(zhì)量的形式將扣除樁腿后的空船實際質(zhì)量4 843.16 t與模型中船體質(zhì)量887.94 t、固定設(shè)備質(zhì)量1 900.14 t的差值平均分布到Beam 4單元上；以節(jié)點力的形式將樁腿的實際質(zhì)量1 272.49 t與模型質(zhì)量825.58 t的差值平均分布到樁腿各節(jié)點上。

對于環(huán)境載荷，迎風(fēng)線單元上施加分布力形式的風(fēng)力，單元節(jié)點上施加彎矩形式的風(fēng)力矩；利用Pipe 59單元，通過定義water-table由程序按Morison公式自動計算，并施加波流載荷。

2.2.2 空間薄壁模型(模型2)載荷的施加

綜上，使用“驢”字作為名字者，既有朝廷大員，也有普通百姓;既有謀反者，也有道德楷模;既有蒙古人，也有漢人或其他民族;既有少年人，也有成年人。所以，《竇娥冤》中的張驢兒雖然道德敗壞、罪大惡極，但他的名字本身并沒有侮辱性的含義，在蒙元時期只是一個帶有蒙古文化色彩的普通稱謂。

應(yīng)用空間薄壁模型模擬目標(biāo)平臺，模型中船體質(zhì)量為1 266.28 t，樁腿質(zhì)量為825.58 t。施加載荷時，以點、線或面載荷的形式將固定設(shè)備質(zhì)量1 900.14 t及可變載荷999.90 t施加到載荷實際作用位置所對應(yīng)的單元上；以附加質(zhì)量的形式將扣除樁腿后的空船實際質(zhì)量4 843.16 t與模型中船體質(zhì)量1 266.28 t、固定設(shè)備質(zhì)量1 900.14 t的差值平均分布到主桁區(qū)對應(yīng)的主甲板和底板上；以節(jié)點力的形式將樁腿的實際質(zhì)量1 272.49 t與模型質(zhì)量825.58 t的差值平均施加于樁腿各節(jié)點。

對于環(huán)境載荷，迎風(fēng)舷側(cè)施加分布力形式的風(fēng)力，舷側(cè)上、下端節(jié)點施加力偶形式的風(fēng)力矩，波流載荷的施加與空間框架模型相同。

2.2.3 三維仿真模型(模型3)載荷的施加

應(yīng)用三維仿真模型模擬目標(biāo)平臺，模型中船體質(zhì)量為1 332.13 t，樁腿質(zhì)量為922.38 t。施加載荷時，固定設(shè)備質(zhì)量、可變載荷同空間薄壁模型；以附加質(zhì)量形式將扣除樁腿后的空船實際質(zhì)量4 843.16 t與模型中船體質(zhì)量1 332.13t、固定設(shè)備質(zhì)量1 900.14 t的差值平均施加于箱型主桁主甲板及底板；以附加質(zhì)量形式將樁腿的實際質(zhì)量1 272.49 t與模型質(zhì)量922.38 t的差值平均分布于樁腿上。

極限環(huán)境載荷的施加與空間薄壁模型相同。此外，對于模型4載荷的施加，船體載荷與三維仿真模型相同，樁腿載荷與空間薄壁模型相同。

2.3 約束的施加

根據(jù)CCS《海上移動平臺入級與建造規(guī)范》的規(guī)定，對自升式平臺進行強度計算時要在海底泥面以下3 m處對平臺樁腿施加鉸支約束。對于模型1、模型2和模型4，施加鉸支約束于Pipe 16單元泥面以下3 m處。對于三維仿真模型，耦合泥面以下3 m處Shell 63單元一圈節(jié)點與此處Pipe 16單元節(jié)點，再將鉸支約束施加于Pipe 16單元的節(jié)點上。

3 有限元計算結(jié)果分析

在風(fēng)暴自存工況下對不同計算模型進行靜力分析，各模型樁腿結(jié)構(gòu)和船體結(jié)構(gòu)的最大位移、最大應(yīng)力及最大應(yīng)力出現(xiàn)的位置見表2和表3。

表2 各模型樁腿計算結(jié)果

表3 各模型船體計算結(jié)果

3.1 不同模型樁腿計算結(jié)果比較分析

(1) 模型1、模型2與模型4

模型1、模型2及模型4中的樁腿結(jié)構(gòu)均采用線單元模擬，由表2可以看出：模型4計算結(jié)果更接近平臺實際結(jié)構(gòu)，且數(shù)值最大。對于模型1和模型2，由于在船體結(jié)構(gòu)簡化方式、船體與樁腿連接方式及加載等方面均不相同，所以樁腿應(yīng)力分布圖也有差異。圖10和圖11分別為模型1和模型2樁腿應(yīng)力云圖。

圖10 模型1樁腿應(yīng)力圖 圖11 模型2樁腿應(yīng)力圖

模型2與模型4之間的主要區(qū)別為對船體結(jié)構(gòu)和固樁架的模擬不同。經(jīng)過分析可知，對固樁架模擬方式的不同是導(dǎo)致兩模型計算結(jié)果產(chǎn)生差異的主要原因。在模型2中，固樁架的作用是通過耦合節(jié)點實現(xiàn)的，耦合的節(jié)點在受力計算時具有相同線位移。這種模擬方式相當(dāng)于將固樁架模擬為大剛度構(gòu)件，不合實際。2種模型固樁架對應(yīng)的一段樁腿的側(cè)向位移如圖12和圖13所示。

圖12 模型2樁腿位移圖 圖13 模型4樁腿位移圖

圖14 樁腿約束方程圖

(2) 模型3與模型4

模型3與模型4的差別只在于對樁腿結(jié)構(gòu)模擬方式不同，模型3采用殼單元模擬，模型4采用線單元模擬。由表2可以看出：兩模型樁腿結(jié)構(gòu)的最大位移有較大差別。經(jīng)分析可知，兩模型施加約束方式的不同是導(dǎo)致計算結(jié)果產(chǎn)生較大差異的主要原因。采用模型3樁腿底部的耦合方法，施加鉸支約束于中心Pipe節(jié)點，Shell上所有節(jié)點也施加了鉸支約束，相當(dāng)于把底部進行了固支，這與規(guī)范要求的施加鉸支約束不符。為解決模型3約束施加的問題，本文提出建立約束方程和建立剛性板2種解決方法。

方法一：約束方程定義節(jié)點自由度間的線性關(guān)系。對模型3樁腿底部施加鉸支約束可以通過建立約束方程實現(xiàn)。圖14為樁腿的約束方程圖，約束方程為

式中：Ux1，Ux2，Ux3，Ux4為x方向的線位移；Uz1，Uz2，Uz3，Uz4為z方向的線位移。

方法二：在樁腿泥面以下3 m處建立封住樁腿且剛度較大的圓面，并建立硬點于圓面中心處，在形成有限元單元后，在硬點處強制生成節(jié)點，并施加鉸支約束。本文在計算中取板厚為0.05 m，彈性模量為2×1010MPa。所建立的圓面并沒有實際意義，提取結(jié)果時應(yīng)排除。

利用建立約束方程及剛性板的方法,本文分別對模型3的約束進行修正，修正后的模型3樁腿計算結(jié)果見表4。

表4 模型3約束修正后樁腿計算結(jié)果與模型4比較

由表4可以看出：模型3約束修正后樁腿最大位移與模型4差別不大，說明2種約束修正方法是有效可行的，在計算模型中可以采用Shell 63單元建立樁腿結(jié)構(gòu)，并利用Pipe 59單元計算波流載荷。

3.2 不同模型船體計算結(jié)果分析

圖15 主桁軸向與彎曲應(yīng)力組合圖

3.2.1 模型1

模型1用4個相互垂直的箱型主桁代替整個船體結(jié)構(gòu)。箱型主桁最大軸向與彎曲應(yīng)力如圖15所示，可以看出：采用線單元模擬的主桁呈“井”字形，由于在模型1中Beam 4線單元受力平均，所以部分線單元出現(xiàn)彎矩為0的情況，加上所受軸向力很小，所以4個主桁都分別出現(xiàn)了組合應(yīng)力比較小的艙段。

3.2.2 模型2

圖16為模型2船體的垂向位移圖，圖17為模型2 Von Mises應(yīng)力圖，可以看出：船體位移及應(yīng)力計算結(jié)果均較大。經(jīng)分析，計算結(jié)果失真的主要原因是：空間薄壁模型采用的結(jié)構(gòu)簡化方法，雖然結(jié)構(gòu)鋼材的重量及結(jié)構(gòu)體積變化不大，但是會大大降低結(jié)構(gòu)剛度。因此，若要對船體結(jié)構(gòu)進行強度分析，采用這種計算模型是不適合的。

圖16 模型二船體位移圖 圖17 模型二船體應(yīng)力圖

本文對模型2作進一步改進，使修改后的模型中船體只作為傳力結(jié)構(gòu)，完成對樁腿結(jié)構(gòu)的強度分析。具體做法是：不定義船體結(jié)構(gòu)的材料密度，不在對應(yīng)單元上施加扣除樁腿后的空船質(zhì)量及可變載荷，而是將載荷根據(jù)其重心位置分配到圍阱區(qū)剛度較大的甲板上；風(fēng)載荷不再施加于迎風(fēng)方向的舷側(cè)上，而施加于迎風(fēng)舷側(cè)與橫艙壁相交的節(jié)點上。

3.3.2 模型3

模型3對平臺的板梁組合結(jié)構(gòu)、主要構(gòu)件及各構(gòu)件的連接關(guān)系均進行了真實的模擬。在施加載荷時，也是按照載荷的實際大小與分布，將載荷施加到對應(yīng)的單元上。整個船體結(jié)構(gòu)受力情況應(yīng)更接近實際船體結(jié)構(gòu)受力情況。除此之外，由于模型3建模較精細，還可以從中取出局部結(jié)構(gòu)進行受力分析。

4 結(jié) 論

本文運用大型有限元軟件ANSYS對某插樁自升式平臺建立了空間框架、空間薄壁和三維仿真等3種計算模型，并對這3種模型在風(fēng)暴自存工況下進行靜力分析。比較各計算模型間樁腿結(jié)構(gòu)及船體結(jié)構(gòu)計算結(jié)果的差異，可以發(fā)現(xiàn)：

(1) 空間框架模型雖然建模簡單、方便計算、省時省力，但是其計算結(jié)果與真實模型的計算結(jié)果相比有較大差異，在實際工程計算中不建議選取此模型，但可應(yīng)用于其他方面研究。

(2) 對于空間薄壁模型，由于其簡化方式使原先船體板架結(jié)構(gòu)剛度大為降低，所以不適用于對船體結(jié)構(gòu)強度的分析，但通過修改材料屬性及載荷施加方式使船體作為傳力結(jié)構(gòu)的改進模型可用于對樁腿等結(jié)構(gòu)進行強度分析計算。

(3) 對于三維仿真模型，運用該計算模型不僅可以分析平臺整體結(jié)構(gòu)受力，還可以在此模型基礎(chǔ)上建立局部模型進行受力分析，所以在實際工程計算中如果條件允許，建議采用該模型分析。

[ 1 ] 任貴永. 海洋活動式平臺[M]. 天津: 天津大學(xué)出版社，1989.

[ 2 ] 楊樹耕,孟昭瑛,任貴永. 有限元分析軟件ANSYS在海洋工程中的應(yīng)用[J]. 中國海洋平臺,2000(02): 44-47.

[ 3 ] 李茜, 楊樹耕. 采用ANSYS程序的自升式平臺結(jié)構(gòu)有限元動力分析[J]. 中國海洋平臺, 2003, 18(04): 41-46.

[ 4 ] 彭程. 自升式平臺動力響應(yīng)及疲勞分析研究[D]. 天津: 天津大學(xué), 2007.

[ 5 ] 梁光輝. 自升式平臺結(jié)構(gòu)安全評估方法研究[D]. 天津: 天津大學(xué), 2007.

[ 6 ] 黃小偉. 自升式平臺結(jié)構(gòu)計算模型分析研究[D]. 天津: 天津大學(xué), 2008.

[ 7 ] 滕曉青, 顧永寧. 沉墊型自升式平臺拖航狀態(tài)強度分析[J]. 上海交通大學(xué)學(xué)報, 2000, 34(12):1723-1727.

[ 8 ] 陸浩華. 自升式海洋平臺結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)分析[D]. 武漢: 武漢理工大學(xué), 2005.

[ 9 ] 楊東亞. 自升式平臺改造的強度分析[J]. 船舶, 2006(02):26-29.

[10] 李春梅. 自升式平臺樁腿樁靴結(jié)構(gòu)安全識別模型研究[D]. 武漢: 武漢理工大學(xué), 2012.

[11] 許津豪. 自升式平臺樁腿動力響應(yīng)及疲勞分析研究[D]. 廣州: 華南理工大學(xué), 2014.

[12] 王鈺涵, 王超. CJ46自升式鉆井平臺結(jié)構(gòu)強度計算[J]. 船舶與海洋工程, 2016(1).

[13] 李潤培. 海洋平臺強度分析[M]. 上海:上海交通大學(xué)出版社, 1992.

Jack-upStructureComputingModelBasedonANSYS

TAO Xu， HUANG Xiaowei , HAN Wenxiu, YANG Shugeng

(School of Civil Engineering， Tianjin University， Tianjin 300350，China)

Three different models of one jack-up platform, including space frame model, thin-walled space model and large-scale three-dimensional simulation model are established. The static analysis of every model in survival condition analysis are computed. Based on the results of comparison and analysis, the advantages， disadvantages, and applicability of every model are achieved. The results may have some reference value and provide guides for the overall structure analysis of jack-up platform in modeling.

jack-up platform； computing model； ANSYS

1001-4500(2017)06-0053-08

2016-06-16

陶 旭(1992-)，女，碩士研究生

P752

A