夏雁生

（安徽省淮河船舶檢驗(yàn)局，安徽 蚌埠）

引言

隨著船廠起重能力的提升，越來(lái)越多的上建開始趨向于總段吊裝，該種造船模式大大縮短了船舶建造周期。隨著分段起吊重量的加大，吊裝安全性問題也愈發(fā)凸出，整段吊裝的強(qiáng)度問題引起了大量學(xué)者的研究。蔣明華[1]等以某39500DWT 散貨船上層建筑為基礎(chǔ)，分析了其整體吊裝時(shí)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度問題，通過有限元計(jì)算評(píng)估了整體吊裝時(shí)結(jié)構(gòu)屈服和變形情況，為整體吊裝強(qiáng)度分析提供了基礎(chǔ)；張磊、周紅[2]等基于MSC.Nastran 軟件對(duì)某5300TEU 集裝箱船上層建筑進(jìn)行了總段吊裝強(qiáng)度分析，分析了整體結(jié)構(gòu)在吊裝前后的響應(yīng)問題，為上建的總體吊裝提供了安全保證；王彧、張勃[3]等以某FPSO 典型模塊為例，基于直接計(jì)算法研究了超大型分段在整體吊裝過程中的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度問題。王彧在研究中指出，在面臨吊裝結(jié)構(gòu)強(qiáng)度不滿足的情況下可以通過改變吊裝方式，臨時(shí)去掉個(gè)別結(jié)構(gòu)，改變力的傳遞方式也能達(dá)到不錯(cuò)的效果；吳俊生[4]等詳細(xì)研究了導(dǎo)管架吊裝中不同的設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)，包括API 規(guī)范、LOC 規(guī)范以及ND 規(guī)范等，為導(dǎo)管架的吊裝提供了大量參考；周慶、向小斌、龔偉兵等[5-6]基于SESAM/Genie 軟件對(duì)FPSO 上層建筑整體吊裝結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行了評(píng)估，通過分析發(fā)現(xiàn)應(yīng)力最大位置一般出現(xiàn)在吊耳支撐結(jié)構(gòu)附近，為整體吊裝作業(yè)的順利進(jìn)行提供了保障。

本文以某大型風(fēng)電安裝船的上建為基礎(chǔ)，采用MSC.Patran/Nastran 有限元分析軟件，基于DNV 規(guī)范，評(píng)估了上建在整體吊裝過程中的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度問題?？紤]了分段吊裝過程中的實(shí)際模型重量重心不確定因素、多鉤吊裝的傾斜不確定因素以及動(dòng)態(tài)放大系數(shù)等，評(píng)估了上建整段在吊裝過程中的屈服和變形問題，為整體吊裝強(qiáng)度評(píng)估提供了參考。

1 結(jié)構(gòu)模型

本文直接計(jì)算法基于MSC.Patran/Nastran 軟件進(jìn)行。有限元模型有節(jié)點(diǎn)8 005 個(gè)，單元14 353 個(gè)。圖中數(shù)字代表了吊點(diǎn)的序號(hào)。模型材料：彈性模量E=2.06E11MPa，泊松比0.3，密度7.85 t/m3，模型如圖1、圖2 所示。

圖1 整體上建有限元模型

圖2 上建板厚分布云圖

該上建整體模塊吊耳連接結(jié)構(gòu)為高強(qiáng)度鋼AH36，材料許用應(yīng)力為355 MPa，其余結(jié)構(gòu)均為普通鋼材料許用應(yīng)力為235 MPa。整個(gè)模塊的結(jié)構(gòu)重量如表1 所示。

表1 上建總段結(jié)構(gòu)重量分布

為了真實(shí)模擬吊裝過程，本文采用調(diào)整密度的方式將有限元模型的結(jié)構(gòu)重量進(jìn)行調(diào)整，調(diào)整后有限元模型的重量重心如表2 所示。

表2 上建總段有限元結(jié)構(gòu)重量對(duì)比

由2 表可以看出，有限元模型與實(shí)際結(jié)構(gòu)的重量重心差距均在0.2%以內(nèi)，有限元模型重量重心與實(shí)際模型一致，為吊裝強(qiáng)度評(píng)估的正確性奠定了基礎(chǔ)。

2 邊界條件及載荷工況

根據(jù)DNV 吊裝規(guī)范《DNVGL-ST-N001》進(jìn)行吊裝的工況組合。為消除吊裝過程中的不確定性，根據(jù)《DNVGL-ST-N001》規(guī)范中5.6.2.2 及5.6.2.3 選取了重心不確定系數(shù)和重量不確定系數(shù)，鋼絲繩吊裝的傾斜不確定系數(shù)，多鉤起吊的升降機(jī)傾斜系數(shù)。根據(jù)規(guī)范16.2.5.6 中表16-1 進(jìn)行動(dòng)力放大系數(shù)的選取。詳細(xì)的系數(shù)選取結(jié)果如表3 所示。

表3 吊裝工況組合系數(shù)

本評(píng)估使用LRFD 方法進(jìn)行強(qiáng)度校核，根據(jù)《DNVGL-ST-N001》規(guī)范中5.9.8.2 中表5-8 所示，強(qiáng)度校核的載荷系數(shù)為1.3，變形校核的系數(shù)為1.0。綜上強(qiáng)度校核組合系數(shù)為2.171，變形校核組合系數(shù)為1.67。

本文模型中邊界條件為繩索頂端采用全約束形式，即約束X、Y、Z 三個(gè)方向位移。為了避免計(jì)算過程中出現(xiàn)模型約束條件不足的情況，在模型底端分別約束X 方向和Y 方向。X 方向約束點(diǎn)位于重心Y 向坐標(biāo)所在平面，Y 方向約束點(diǎn)位于重心X 向坐標(biāo)所在平面。

3 許用衡準(zhǔn)

3.1 強(qiáng)度衡準(zhǔn)

對(duì)于吊耳，吊耳支撐等構(gòu)件在進(jìn)行強(qiáng)度分析時(shí)應(yīng)考慮后果系數(shù)和材料系數(shù)（1.15），詳細(xì)的后果系數(shù)如表4 所示。

表4 不同結(jié)構(gòu)位置后果系數(shù)

吊點(diǎn)的安全系數(shù)：

支撐吊點(diǎn)的主要構(gòu)件安全系數(shù)：

其他結(jié)構(gòu)的安全系數(shù)：

許用應(yīng)力匯總?cè)绫? 所示。

表5 許用應(yīng)力匯總

3.2 變形衡準(zhǔn)

吊裝撓度標(biāo)準(zhǔn)如下：

對(duì)于所有構(gòu)件，跨度與撓度的比值應(yīng)不大于1/250；懸臂梁的撓度不得超過1/125。撓度標(biāo)準(zhǔn)應(yīng)滿足《DNV-OS-C101》規(guī)范中相關(guān)要求，詳細(xì)參考如表6 所示。

表6 各構(gòu)件撓度標(biāo)準(zhǔn)

最大撓度定義為：

式中：δmax——相對(duì)于構(gòu)件水平狀態(tài)下垂的高度；δ0——預(yù)拱度；δ1——加載后由于永久載荷引起的撓度變化；δ2——由于可變載荷和永久載荷引起的隨時(shí)間變化而引起的撓度變化。

撓度定義如圖3 所示。

圖3 撓度的定義示意

4 結(jié)果分析

4.1 屈服強(qiáng)度

根據(jù)DNV 規(guī)范，采用LRFD 方法對(duì)大型風(fēng)電安裝船上建整體吊裝強(qiáng)度評(píng)估，得到的應(yīng)力云圖如圖4～圖7 所示，吊裝結(jié)構(gòu)應(yīng)力匯總?cè)绫? 所示。

表7 吊裝結(jié)構(gòu)應(yīng)力匯總（單位：MPa）

圖4 吊裝整體應(yīng)力分布云圖

圖5 B 甲板應(yīng)力分布云圖

圖7 吊耳應(yīng)力分布云圖

4.2 變形評(píng)估

該風(fēng)電安裝船上建總段最大絕對(duì)變形為26.3 mm，最大相對(duì)變形為7.9 mm。最大相對(duì)撓度所在的跨度為4 375 mm，允許的撓度為4375/250=17.5 mm，上建總段吊裝的變形強(qiáng)度滿足規(guī)范要求。

B 甲板變形應(yīng)力分布云圖見圖8，A 甲板變形應(yīng)力分布云圖見圖9。

圖8 B 甲板變形應(yīng)力分布云圖

圖9 A 甲板變形應(yīng)力分布云圖

根據(jù)屈服強(qiáng)度和變形評(píng)估的結(jié)果，上層建筑吊裝過程中應(yīng)力和變形均未超過許用值，結(jié)構(gòu)強(qiáng)度滿足DNV 相應(yīng)吊裝規(guī)范要求。

5 結(jié)論

本文采用直接計(jì)算法對(duì)某大型風(fēng)電安裝船上層建筑整體吊裝結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行了分析，基于DNV 規(guī)范要求對(duì)該上建在整體吊裝過程中的屈服強(qiáng)度、變形大小進(jìn)行了評(píng)估。該種吊裝強(qiáng)度評(píng)估方式能有效評(píng)估吊裝方案的合理性，為吊裝的安全性提供了參考。

通過整體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析得知，吊裝過程中高應(yīng)力位置一般出現(xiàn)在吊耳和吊耳反面加強(qiáng)結(jié)構(gòu)，在實(shí)際過程中可以通過改變吊裝方式，或者增加臨時(shí)吊耳處結(jié)構(gòu)進(jìn)行加強(qiáng)。在實(shí)際施工過程中證明了本文上建整體吊裝方式和加強(qiáng)結(jié)構(gòu)的可靠性。