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?xì)?上海)有限公司， 上海201900；3.江蘇科技大學(xué) 船舶與海洋工程學(xué)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(shè)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(zhì)量加大，許多打樁船已經(jīng)不能完成打樁作業(yè)，因此設(shè)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(shè)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(diào)整會導(dǎo)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(jìn)行導(dǎo)向時，會導(dǎo)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(zhì)量將會增加其中產(chǎn)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(biāo)的同時，須進(jìn)行結(jié)構(gòu)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(chǔ)上進(jìn)行改進(jìn)和調(diào)整，吊機(jī)作為打樁船的主要設(shè)備，設(shè)置在艏甲板舷側(cè)，起重重量為50 t。針對該打樁船船尾定位樁架底座結(jié)構(gòu)，使用有限元軟件[9-11]建立模型，對其強度進(jìn)行有限元分析，并根據(jù)計算結(jié)果對結(jié)構(gòu)強度進(jìn)行校核，在計算過程中將外載荷轉(zhuǎn)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(jié)構(gòu)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(biāo)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(jié)構(gòu)進(jìn)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(jù)艙段基本結(jié)構(gòu)圖，利用有限元軟件建立模型：各船體結(jié)構(gòu)采用板、梁單元進(jìn)行模擬；船體的殼板結(jié)構(gòu)、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(jié)構(gòu)的剛體運動可被支座控制，以便于計算結(jié)構(gòu)受力時的相對變形。為此須對浮動船體施加適當(dāng)?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(jié)構(gòu)的受力不受影響，這樣求出的相對變形與應(yīng)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(guān)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(jī)支撐結(jié)構(gòu)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(zhuǎn)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(jù)穩(wěn)性計算中的工況，目標(biāo)船分為作業(yè)和航行兩種計算工況?？紤]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(jié)構(gòu)的強度。航行時4根定位樁與抱樁架脫離，船舶結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)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(fēng)載荷Fq、海流力FD。

2.2 計算載荷

根據(jù)設(shè)計方提供的資料， (定位樁+抱樁架)重量載荷G為20 601 kN； 依據(jù)CCS《海上拖航指南2011》 附錄一的相關(guān)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(zhì)量，根據(jù)設(shè)計方提供資料，M為900 t；Fq為風(fēng)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(cè)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(nèi)側(cè)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(zhuǎn)中心距離，根據(jù)設(shè)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(jù)設(shè)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(zhuǎn)中心距離，根據(jù)設(shè)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(jù)設(shè)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(jù)設(shè)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(fēng)載荷

風(fēng)荷載的大小受風(fēng)速影響，風(fēng)壓計算式[13]為

Fq=CkA

(10)

k=0.613×V2

(11)

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

樁架桿件上的風(fēng)荷載在計算時也使用式(10)和式(11)計算，但風(fēng)載荷系數(shù)C的取值可能會不同，樁架桿件在受風(fēng)力作用時，部分構(gòu)件會遮擋風(fēng)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(gòu)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(jié)構(gòu)計算的初衷不符，因此此處不考慮，使所有構(gòu)件均承受完整的風(fēng)力，這樣也相當(dāng)于為結(jié)構(gòu)強度增加了一個安全系數(shù)。

根據(jù)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(jù)計算可得Ff=1 537 kN。

(6) 海流力

(13)

式中：CD為垂直于構(gòu)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(gòu)件垂直于海流方向的投影面積，取398.7 m2。

根據(jù)計算可得FD=121.1 kN。

(7) 彎矩

根據(jù)穩(wěn)性計算書，風(fēng)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(fēng)載荷和海流力產(chǎn)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(jié)果分析

根據(jù)資料，所受載荷作用在MPC點上，經(jīng)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(yīng)力結(jié)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(yīng)力匯總結(jié)果 MPa

利用有限元分析軟件對結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行求解，得到底座加強結(jié)構(gòu)的應(yīng)力、受力分布和兩種工況下底座加強結(jié)構(gòu)的應(yīng)力云圖。艙段、底座及底座橫隔板應(yīng)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(chǎn)生的應(yīng)力，讀取結(jié)果時為避免邊界條件對結(jié)果的影響，對原有限元模型進(jìn)行適當(dāng)?shù)慕Y(jié)構(gòu)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(dāng)應(yīng)力云圖

圖8 作業(yè)狀態(tài)下艙段相當(dāng)應(yīng)力云圖

圖9 航行狀態(tài)下底座及底座橫隔板等效應(yīng)力云圖

圖10 作業(yè)狀態(tài)下底座及底座橫隔板等效應(yīng)力云圖

在航行狀態(tài)下，由圖7和圖9可知：艙段的最大應(yīng)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(cè)產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，選擇底座區(qū)域進(jìn)行相應(yīng)簡化之后，底座最大應(yīng)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(yīng)力(267 MPa)；航行狀態(tài)下相應(yīng)肋位處橫隔板及縱艙壁最大應(yīng)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(yīng)力(176 MPa)。

在作業(yè)狀態(tài)下，根據(jù)圖8和圖10可知：艙段的最大應(yīng)力點位于797097號節(jié)點，大小為286 MPa；底座最大應(yīng)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(yīng)力(267 MPa)；相應(yīng)肋位處橫隔板及縱艙壁最大應(yīng)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(yīng)力許用(176 MPa)。

4 結(jié) 論

利用有限元軟件建立打樁船定位樁底座加強結(jié)構(gòu)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(gòu)件結(jié)構(gòu)，得出并分析底座加強結(jié)構(gòu)在航行和作業(yè)工況的結(jié)構(gòu)應(yīng)力，得出應(yīng)力云圖，并進(jìn)行強度校核。經(jīng)分析可知：底座加強結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的最大應(yīng)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(jié)構(gòu)產(chǎn)生的最大應(yīng)力均不超出材料的許用應(yīng)力；底座加強結(jié)構(gòu)各構(gòu)件的應(yīng)力均滿足規(guī)范要求，加強結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)設(shè)計合理，其強度與穩(wěn)性滿足CCS入級要求。