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(武漢船用機械有限責任公司，武漢 430084)

自升式平臺液壓插銷升降裝置不均衡載荷計算及結構強度分析

何鵬，田崇興，趙君龍，陳佳俊

(武漢船用機械有限責任公司，武漢 430084)

以某型自升式平臺液壓插銷升降裝置為例，利用海工分析軟件計算單樁最大水平載荷和彎矩，采用Ansys軟件對液壓插銷升降裝置的不均衡載荷進行計算，并基于不均衡載荷對升降裝置的定環(huán)梁結構強度進行校核，結果滿足設計和規(guī)范要求。

自升式平臺；液壓插銷升降裝置；不均衡載荷；Ansys

目前自升式平臺的升降系統(tǒng)主要有液壓插銷升降系統(tǒng)和齒輪齒條升降系統(tǒng)2種類型[1-3]。因液壓插銷升降系統(tǒng)具有結構簡單、成本低、安全可靠[4]等優(yōu)點被廣泛應用于自升式平臺和風電安裝船[5]。對于插銷升降裝置，理論上所受垂向載荷是均衡的，但實際上由于自升式平臺長期處在惡劣的海洋環(huán)境中，受到風、浪、流等環(huán)境載荷的作用[6-8]，最終導致升降裝置承受不均衡載荷的作用，特別是在風暴自存等惡劣工況下更為嚴重。因此，對在承受不均衡載荷的插銷升降裝置進行結構強度的校核是非常重要的。

以某型自升式平臺液壓插銷升降裝置為例，基于該平臺及升降裝置性能參數(shù)和總體計算模型，給出了該平臺某一樁腿上固樁架上下導向處最大水平載荷以及下導向處的最大彎矩，并以此作為輸入條件，利用有限元分析軟件Ansys對升降裝置的不均衡載荷進行計算，同時校核升降裝置主要結構強度，仿真計算結果滿足設計要求。

1 平臺及插銷升降系統(tǒng)性能參數(shù)

某自升式平臺為四樁腿型式。

1)平臺主尺度。船長85. 8 m，型寬40 m，型深7 m，樁腿長度75 m，樁腿節(jié)距1.5 m，樁腿縱向間距49.2 m，樁腿橫向間距40 m。

2)風暴自存工況環(huán)境參數(shù)：風速51.5 m/s；有義波高5.5 m；海流表面速度2.5 kn。

3)作業(yè)支持工況環(huán)境參數(shù)：風速36 m/s；有義波高4 m；海流表面速度2 kn。

該平臺液壓插銷升降裝置性能參數(shù)見表1。

表1 液壓插銷升降裝置性能參數(shù) kN

根據(jù)平臺總體性能和環(huán)境參數(shù)，基于圖1和圖2計算模型，利用海工軟件計算出在風暴自存和作業(yè)支持工況下平臺各樁腿固樁架上導向和下導向的水平載荷以及下導向處樁腿的彎矩。本為以受水平載荷和彎矩最大的樁腿為算例，并作為升降裝置不均衡載荷計算的輸入。計算結果見表2。

圖1 液壓插銷式自升式平臺總體計算模型

圖2 液壓插銷自升式平臺樁腿-升降裝置-固樁架局部模型

表2 不同工況下固樁架導向處最大水平載荷和彎矩

2 升降裝置結構及載荷傳遞

液壓插銷升降裝置機械結構通常包括動環(huán)梁、插銷組件、提升油缸、定環(huán)梁、平衡組件等。定環(huán)梁通過平衡組件與固樁架(平臺)頂部相連，平衡組件起緩沖作用，定環(huán)梁與動環(huán)梁通過提升油缸相連在一起，插銷組件布置在定環(huán)梁和動環(huán)梁的四周。同時在固樁架的頂部和底部設置樁腿導向結構。見圖3。

圖3 某型平臺液壓插銷升降裝置結構

根據(jù)液壓插銷升降裝置結構和運動過程，其載荷傳遞路徑見圖4。

圖4 液壓插銷升降裝置的載荷傳遞路徑

以上載荷傳遞路徑為串并聯(lián)混合傳遞方式，升降系統(tǒng)總體載荷包含全部3個分支。平臺總體載荷計算必須要包含液壓插銷升降裝置上下導向塊的水平載荷。中間分支的各環(huán)節(jié)中，取平衡組件的載荷作為外載荷對后續(xù)固樁架和動、定環(huán)梁進行有限元計算均較方便。

3 升降裝置不均載計算

3.1 升降裝置有限元模型

根據(jù)升降裝置各結構的之間的約束關系及受力特點，將結構簡化成相應的網(wǎng)格模型，見圖5。

圖5 固樁架-樁腿-升降裝置有限元模型

3.2 邊界條件及載荷

通過在網(wǎng)格模型之間施加約束和設置接觸條件，模擬樁腿與定環(huán)梁、樁腿與固樁架及定環(huán)梁與固樁架之間的相互作用。固樁架(圍阱)由兩部分組成，其中一部分在主甲板面以上，另一部分焊接在船體中。仿真分析時，對于與船體焊接的部分進行固定約束，實際工況中，樁腿與固樁架(圍阱)的上下導向處存在10 mm的間隙，仿真分析時，考慮實際情況，將接觸條件設置為采用10 mm間隙標準接觸，模擬實際的工作狀態(tài)，見圖6。

圖6 樁腿與固樁架導向處的接觸條件

定環(huán)梁與樁腿通過插銷接觸，固樁架與定環(huán)梁通過平衡組件進行連接。在仿真分析中，簡化網(wǎng)格模型，將平衡組件用彈簧進行替換，彈簧剛度500 kN/mm，見圖7。

圖7 剛性彈簧模擬平衡組件

因樁腿受水平載荷的影響，固樁架底部與定環(huán)梁之間平衡組件的載荷存在不均衡的情況，為計算出每個平衡組件的實際載荷，通過網(wǎng)格模型進行仿真計算時，將垂向載荷、水平載荷及彎矩施加在樁腿上。

3.3 計算結果

根據(jù)表2結果，對計算模型施相應加載荷進行仿真計算，得到風暴和作業(yè)工況下升降裝置平衡組件處的實際載荷。結果見圖8和表3。

圖8 平衡組件不均衡載荷計算結果

表3 風暴自存和作業(yè)支持工況下平衡組件載荷 N

2種工況下，對應載荷分布見圖9。

圖9 平衡組件不均衡載荷分布

根據(jù)以上仿真分析計算結果可知，平衡組件彈簧合力約為44 135 kN，與總載荷44 145 kN基本一致，2種工況下不均衡載荷分布趨勢也是基本一致，說明不均衡載荷計算結果是準確有效的。

4 基于不均衡載荷定環(huán)梁強度校核

以3.1的計算結果作為輸入，樁腿底部固定約束，表3的不均衡載荷結果施加在定環(huán)梁上部8個銷軸上，樁腿插銷孔與定環(huán)梁插銷為標準接觸，對定環(huán)梁在風暴自存和作業(yè)支持工況下進行強度校核，綜合應力云圖見圖10。

圖10 定環(huán)梁綜合應力云圖

定環(huán)梁各部分應力計算結果見表4。

表4 定環(huán)梁各部分應力計算結果

按照中國船級社海上移動平臺入級規(guī)范對于平臺結構強度校核的準則[9]，以上2種工況下定環(huán)梁結構安全系數(shù)取1.11，從表4的結果來看，在不均衡載荷的作用下，定環(huán)梁各結構應力值均小于其材料許用應力，整體結構強度滿足設計和規(guī)范要求。

5 結論

液壓插銷升降裝置結構強度的校核通常是用均勻載荷進行加載，這種分析方法過于簡單和理論，特別是當環(huán)境載荷作用于圓柱形樁腿時，升降裝置結構的載荷不均衡性更明顯。通過建立插銷升降裝置有限元模型，基于固樁架導向處水平載荷和下導向彎矩，計算出了升降裝置的平衡組件在風暴和作業(yè)支持工況下所受的不均衡載荷，不均衡載荷的合力與總的垂向載荷基本一致，兩種工況下不均衡載荷的分布趨勢也接近，說明結果是準確有效的，為液壓插銷升降裝置在不均衡載荷作用下進行安全評估提供了一種途徑。

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Imbalance Load Calculation and Structural Strength Analysis for the Hydraulic Yoke and Pin Jacking Mechanism of Self-elevating Platform

HEPeng,TIANChong-xing,ZHAOJun-long,CHENJia-jun

(Wuhan Marine Machinery Plant Co. Ltd., Wuhan 430084, China)

The maximum horizontal load and bending moment of one leg was given based on hydraulic yoke and pin jacking mechanism of one type of self-elevating platform. The imbalance load was calculated by ANSYS software to check the structural strength of fixed cross-head, the result met the requirement of design and rules.

self-elevating platform; hydraulic yoke and pin jacking mechanism; imbalance load; Ansys

U664.4

A

1671-7953(2017)06-0127-04

10.3963/j.issn.1671-7953.2017.06.029

2017-02-28

2017-05-03

工業(yè)和信息化部項目(工信部聯(lián)裝[2014]508號)

何鵬(1980—)，男，碩士，工程師

研究方向：平臺升降結構設計