廖君

(上?？睖y(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司 200335)

引言

海洋潮流能開(kāi)發(fā)是應(yīng)對(duì)全球氣候環(huán)境變化的重要舉措，也是我國(guó)發(fā)展清潔能源的重大戰(zhàn)略方針，意義深遠(yuǎn)。目前，有關(guān)海上平臺(tái)結(jié)構(gòu)承受風(fēng)、海流、波浪等海洋環(huán)境荷載作用的研究成果豐碩，靠泊系統(tǒng)作為海上平臺(tái)重要的附屬設(shè)施，有關(guān)該類(lèi)結(jié)構(gòu)的研究卻鮮有發(fā)表。本文針對(duì)某海上潮流能發(fā)電平臺(tái)靠泊系統(tǒng)，從方案選型、運(yùn)維船舶撞擊力分析及在波浪荷載作用下的疲勞計(jì)算三個(gè)方面展開(kāi)論述，為相關(guān)平臺(tái)靠泊系統(tǒng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供重要參考。

1 工程概況

該潮流能示范工程位于舟山市普陀區(qū)普陀山島與葫蘆島之間水域，工程場(chǎng)區(qū)海床面高程為-30.50m(85 高程，下同)。本場(chǎng)區(qū)地震基本烈度Ⅶ度，場(chǎng)地類(lèi)別為 I1類(lèi)，設(shè)計(jì)地震分組為第一組，場(chǎng)地特征周期0.25s。該發(fā)電平臺(tái)由水下重力式基礎(chǔ)、單立柱主管(直徑3.50m)、上部平臺(tái)(平臺(tái)首層梁頂高程13.00m)組成。選定的潮流能發(fā)電機(jī)組轉(zhuǎn)輪直徑 19.00m，輪轂安裝高程-14.70m，如圖1所示。機(jī)組在離軸位置發(fā)生偏航事故時(shí)，能在主立柱的任意位置提升和旋轉(zhuǎn)，以方便維護(hù)和檢修。

圖1 潮流能平臺(tái)示意Fig.1 Schematic diagram of tidal current energy platform

2 靠泊方案選擇及結(jié)構(gòu)模型建立

考慮到后期潮流能機(jī)組的維護(hù)與檢修，沿著主立柱側(cè)面布置靠泊爬梯方案不適用于本工程。因此考慮在遠(yuǎn)離主立柱的地方設(shè)置單獨(dú)的靠泊系統(tǒng)結(jié)構(gòu)，采用如下三種方案：a.自由懸掛，b.全長(zhǎng)到基礎(chǔ)底，c.套管支撐，如圖2所示。

圖2 靠泊管方案Fig.2 Access tube options

進(jìn)行靠泊結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)著重計(jì)算靠泊系統(tǒng)的固有頻率，避免靠泊系統(tǒng)在外界激勵(lì)作用下發(fā)生共振。根據(jù)水文實(shí)測(cè)報(bào)告，機(jī)組所處水域波浪能量的頻率分布范圍主要在0.07Hz～0.40Hz 之間。三種方案中全長(zhǎng)至基礎(chǔ)底的靠泊管方案b，采用直徑為1.0m、厚度為40mm 的全長(zhǎng)靠泊管，經(jīng)過(guò)計(jì)算分析其固有頻率為0.51Hz。這會(huì)導(dǎo)致在波浪荷載下有相當(dāng)大的振動(dòng)，大大減小了該方案結(jié)構(gòu)的疲勞壽命。套管支撐方案c 類(lèi)似于方案b，其主要區(qū)別是靠泊管被支撐在潮流能機(jī)組操作位置下方與主柱連接的結(jié)構(gòu)支撐構(gòu)件上。由于靠泊管長(zhǎng)度的減小，其固有頻率提高到了0.88Hz，但波浪荷載作用下的振動(dòng)問(wèn)題依然存在。

經(jīng)過(guò)方案對(duì)比分析，推薦靠泊方案采用懸掛于頂部平臺(tái)下方的管桁架方案a。在靠泊桁架兩側(cè)設(shè)置支撐桁架，用于提高靠泊管桁架的強(qiáng)度和剛度，具體做法見(jiàn)圖3。

采用通用有限元軟件SAP2000 進(jìn)行結(jié)構(gòu)整體建模及分析(圖4a)。靠泊桁架軸線間距為1.2m×1.2m，弦桿采用d245mm×15mm 鋼管，腹桿采用d140mm×13mm 鋼管；側(cè)向支撐桁架軸線間距為1.20m×1.13m，弦桿采用d162mm×10mm鋼管，腹桿采用d89mm×8mm 鋼管。該項(xiàng)目鋼結(jié)構(gòu)材料均采用Q355 鋼。

圖3 推薦靠泊設(shè)計(jì)方案Fig.3 Recommended design scheme of mooring system

若采用靠泊結(jié)構(gòu)與上部平臺(tái)分開(kāi)建模計(jì)算，將管桁架與上部平臺(tái)連接節(jié)點(diǎn)強(qiáng)制設(shè)置為固定支座約束，則增加了靠泊系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的剛度，不利于結(jié)構(gòu)安全。為了實(shí)現(xiàn)靠泊結(jié)構(gòu)與上部平臺(tái)梁的剛性連接，考慮上部平臺(tái)梁變形對(duì)靠泊系統(tǒng)結(jié)構(gòu)剛度的影響，將靠泊桁架頂端節(jié)點(diǎn)200～203 與上部平臺(tái)節(jié)點(diǎn)4(圖4b)設(shè)置成剛體束縛[1]，側(cè)向支撐桁架采用類(lèi)似方法，從而實(shí)現(xiàn)了靠泊結(jié)構(gòu)與上部平臺(tái)整體建模分析。

圖4 結(jié)構(gòu)計(jì)算分析模型Fig.4 Structural analysis model

3 靠泊系統(tǒng)結(jié)構(gòu)分析

為保證靠泊結(jié)構(gòu)穩(wěn)定安全，分別對(duì)其進(jìn)行模態(tài)分析、靜力分析、船舶撞擊力分析和疲勞分析。

3.1 模態(tài)分析

模態(tài)分析主要是對(duì)靠泊系統(tǒng)的振動(dòng)特性進(jìn)行分析，以獲得結(jié)構(gòu)的固有頻率和陣型?？坎聪到y(tǒng)在工作過(guò)程中，由于受到波浪荷載周期性的作用而產(chǎn)生振動(dòng)，可導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的疲勞破壞。因此對(duì)靠泊系統(tǒng)進(jìn)行模態(tài)分析，獲得結(jié)構(gòu)的振動(dòng)特性，將這些特征值作為結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的參數(shù)，進(jìn)一步修正設(shè)計(jì)，以盡量減小不利振動(dòng)的影響。經(jīng)計(jì)算，靠泊結(jié)構(gòu)前三階振動(dòng)頻率分別為3.03Hz、3.23Hz、5.09Hz(振動(dòng)模態(tài)見(jiàn)圖5)。本工程海域波浪能量的頻率主要分布范圍在0.07Hz～0.40Hz 之間。參考海洋平臺(tái)設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)，靠泊系統(tǒng)固有頻率與波浪激振頻率相差較大，能有效避開(kāi)波浪的主要頻率范圍，靠泊系統(tǒng)運(yùn)行時(shí)不會(huì)與波浪荷載發(fā)生共振。

圖5 結(jié)構(gòu)振動(dòng)模態(tài)Fig.5 Structural vibration mode

3.2 船舶靠泊靜載荷計(jì)算

船舶與靠泊結(jié)構(gòu)碰撞時(shí)，在碰撞接觸物體之間產(chǎn)生動(dòng)態(tài)的碰撞力，并同時(shí)發(fā)生接觸結(jié)構(gòu)的摩擦、擠壓、屈曲、大塑性變形及至結(jié)構(gòu)斷裂。船舶撞擊力的確定是防撞設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)。由于船舶與靠泊系統(tǒng)的碰撞過(guò)程十分復(fù)雜，與碰撞時(shí)的環(huán)境、船舶特性、靠泊結(jié)構(gòu)及駕駛員的反應(yīng)時(shí)間等因素有關(guān)，要確定船舶對(duì)靠泊結(jié)構(gòu)的撞擊力非常困難[2]。本文運(yùn)用經(jīng)驗(yàn)公式，按《港口工程荷載規(guī)范》(JTS 144-1-2010)計(jì)算，合理確定船舶撞擊力[3]。

船舶靠泊時(shí)的有效撞擊能量按下式計(jì)算：

護(hù)舷和靠泊結(jié)構(gòu)由于船舶的撞擊產(chǎn)生變形，變形能與有效撞擊能量相等，則有：

式中：k1、k2為靠泊結(jié)構(gòu)、護(hù)舷的彈性系數(shù)(kN/m)，分別取 9800kN/m 和 892kN/m；y1、y2為靠泊管、護(hù)舷的變形(m)；E0為船舶變形后，被靠泊結(jié)構(gòu)和護(hù)舷吸收的能量(kJ)；H為船舶的撞擊力(kN)；ρ為有效動(dòng)能系數(shù)，取 0.7～ 0.8，此處按0.8 考慮；M為船舶質(zhì)量(t)，按滿載排水量計(jì)算；Vn為船舶撞擊的法向速度(m/s)。

本工程靠泊系統(tǒng)按滿足10t 排水量運(yùn)維船舶以3.86m/s(表層設(shè)計(jì)最大流速)的速度靠泊的要求設(shè)計(jì)，經(jīng)計(jì)算船舶撞擊力為312kN。船舶撞擊力可能集中作用于右側(cè)主弦管(圖6a)、集中作用于左側(cè)主弦管(圖6b)或均勻作用于兩側(cè)主弦管(圖6c)?？坎垂軓?qiáng)度計(jì)算時(shí)，采用的荷載組合為1.2D(恒載) +1.4L(船舶撞擊荷載)；變形計(jì)算時(shí)，采用的荷載組合為1.0D(恒載) +1.0L(船舶撞擊荷載)。

圖6 船舶撞擊力作用Fig.6 Ship impact force

在靜荷載作用下，靠泊桁架桿件應(yīng)力比及變形見(jiàn)圖7。在側(cè)向支撐桁架支撐點(diǎn)處的桿件內(nèi)力最大，其最大軸力為 1365kN，對(duì)應(yīng)彎矩為52kN·m，桿件最大應(yīng)力比0.87，懸臂尾端最大水平位移 89.5mm。參考《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB50017-2017)[4]的要求：桿件允許應(yīng)力比為1.0，懸臂端容許擾度值為L(zhǎng)/125(L為懸臂跨度，靠泊桁架懸臂跨度約11.50m，容許擾度值為92.0mm)。結(jié)構(gòu)在靠泊靜荷載作用下的強(qiáng)度和剛度滿足規(guī)范要求。

圖7 船舶撞擊力作用效應(yīng)Fig.7 Effect of ship impact force

3.3 船舶靠泊動(dòng)載荷計(jì)算

參考挪威船級(jí)社標(biāo)準(zhǔn) DNVGL- RP- C204《Design against accidental loads》2017 版本的規(guī)定[5]，對(duì)于船只意外撞擊，應(yīng)假設(shè)碰撞速度為2m/s，對(duì)于 10t 級(jí)船舶和外徑為 245mm、厚度為15mm 的主弦管，需在0.16s 的時(shí)間段內(nèi)施加250kN 的力，其沖擊荷載系數(shù)時(shí)程曲線如圖8所示。

圖8 沖擊荷載系數(shù)時(shí)程曲線Fig.8 Time-history curve of impact loading

在沖擊荷載作用下，節(jié)點(diǎn)127(船舶靜載荷作用下位移最大的點(diǎn))的位移時(shí)程曲線如圖9a 所示，其最大位移83.3mm 發(fā)生在碰撞發(fā)生的時(shí)刻；桿件350(靜載荷作用下軸力最大的桿件)的軸力時(shí)程曲線如圖9b 所示，最大軸力1267kN。沖擊荷載的大小約為靜載荷的250/312＝0.80倍，但在沖擊載荷作用下結(jié)構(gòu)位移和內(nèi)力約為前者的0.93 倍。在沖擊載荷作用下，結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度和剛度也滿足《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB50017-2017)要求。

圖9 沖擊動(dòng)荷載作用效應(yīng)Fig.9 Effect of impact dynamic load

3.4 疲勞分析

靠泊管桁架在節(jié)點(diǎn)處存在較高的應(yīng)力集中情況，在波浪、海流等循環(huán)往復(fù)荷載作用下，管節(jié)點(diǎn)處的應(yīng)力集中現(xiàn)象影響到節(jié)點(diǎn)的疲勞強(qiáng)度。對(duì)于管節(jié)點(diǎn)的疲勞強(qiáng)度分析，美國(guó)石油協(xié)會(huì)API RP 2A-WSD 規(guī)范提供了一種簡(jiǎn)化疲勞分析方法[6]，其規(guī)定一個(gè)管節(jié)點(diǎn)的許用應(yīng)力標(biāo)準(zhǔn)值，使得結(jié)構(gòu)中的管節(jié)點(diǎn)在疲勞設(shè)計(jì)波浪下的熱點(diǎn)應(yīng)力峰值不超過(guò)許用應(yīng)力峰值。該方法適用于自振周期小于3s 的海洋結(jié)構(gòu)物。利用簡(jiǎn)化疲勞方法，可以快速評(píng)估海洋結(jié)構(gòu)物的疲勞特性，提高設(shè)計(jì)效率[7]。

本工程設(shè)計(jì)使用年限為25年，參考API RP 2A-WSD 規(guī)范，設(shè)計(jì)疲勞壽命應(yīng)至少是結(jié)構(gòu)使用壽命的2 倍(即安全系數(shù)＝2.0)，故本工程疲勞設(shè)計(jì)壽命為：2×25年(使用年限) +2×1年(建造安裝年限)＝52年。疲勞分析采用海洋工程結(jié)構(gòu)軟件SACS 進(jìn)行計(jì)算，靠泊結(jié)構(gòu)疲勞計(jì)算模型如圖10a 所示，管桁架與上部平臺(tái)連接節(jié)點(diǎn)處設(shè)置為固定支座。對(duì)于簡(jiǎn)化疲勞分析，設(shè)計(jì)水深采用平均海平面水深30.5m，應(yīng)用100年重現(xiàn)期極端波浪(浪高Hmax＝8.38m，周期T＝6.90s)作用于結(jié)構(gòu)上(不包括風(fēng)、流和自重影響)，考慮8 個(gè)方向荷載作用(4 個(gè)平行軸線方向和4 個(gè)對(duì)角線方向)。在波浪載荷作用下，桿件應(yīng)力如圖10b 所示。

圖10 疲勞計(jì)算模型及計(jì)算結(jié)果Fig.10 Fatigue calculation modal and results

允許峰值熱點(diǎn)應(yīng)力Sp由SACS自動(dòng)計(jì)算，結(jié)果分別為：171.74N/mm2(水線桿件) 和197.17N/mm2(其他桿件)。

根據(jù)該規(guī)范，節(jié)點(diǎn)處的最大熱點(diǎn)應(yīng)力應(yīng)由公式(4)計(jì)算：

式中：SR為節(jié)點(diǎn)在交變荷載作用下最大熱點(diǎn)應(yīng)力；fax為桿端的名義軸向應(yīng)力；fipb為桿端的平面內(nèi)彎曲應(yīng)力；fopb為桿端的平面外彎曲應(yīng)力；SCFax為弦桿和撐桿側(cè)的軸向應(yīng)力的應(yīng)力集中系數(shù)； SCFipb為弦桿和撐桿側(cè)的平面內(nèi)彎曲應(yīng)力的應(yīng)力集中系數(shù)； SCFopb為弦桿和撐桿側(cè)的平面外彎曲應(yīng)力的應(yīng)力集中系數(shù)。

根據(jù)計(jì)算結(jié)果，靠泊桁架最危險(xiǎn)節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力為130.53N/mm2，該節(jié)點(diǎn)處于側(cè)向支撐桁架與主桁架連接處。節(jié)點(diǎn)最大熱點(diǎn)應(yīng)力與允許的峰值熱點(diǎn)應(yīng)力比值為130.53/197.17＝0.66，該管節(jié)點(diǎn)具有較強(qiáng)的抵抗交變波浪荷載的能力，滿足疲勞設(shè)計(jì)要求。

4 結(jié)語(yǔ)

本文參考國(guó)外石油行業(yè)的標(biāo)準(zhǔn)和海上風(fēng)電行業(yè)的標(biāo)準(zhǔn)，對(duì)某潮流能發(fā)電海洋平臺(tái)靠泊系統(tǒng)結(jié)構(gòu)從靠泊方案選型、船舶撞擊力分析及波浪荷載作用下的疲勞計(jì)算三方面進(jìn)行了介紹，得出對(duì)于海洋平臺(tái)大跨懸臂式靠泊系統(tǒng)，采用帶側(cè)向支撐點(diǎn)的空間桁架結(jié)構(gòu)是比較適用的。通過(guò)合理的結(jié)構(gòu)布置，其強(qiáng)度、剛度能滿足運(yùn)維船舶撞擊的要求，在長(zhǎng)期的波浪、水流等交變荷載作用下，其結(jié)構(gòu)的疲勞壽命也能超過(guò)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)使用年限。本文的設(shè)計(jì)思路及方法可供類(lèi)似工程參考。