鋪管船托管架A字架結構分析

左亞東 曾 湛

（中國船舶及海洋工程設計研究院 上海200011）

引 言

進入21世紀以來，海洋逐漸成為全球石油勘探的重要領域。據國外權威機構預測，未來世界油氣總儲量的44%將來自海洋［1］。海上油氣田開采的油氣除少數在海上直接裝船外運外，多數通過管道傳輸至陸上加工。到目前為止，我國海洋石油、天然氣開發中鋪設的海底管道大多數采用鋪管船進行鋪設。［2］隨著我國深海石油天然氣資源的開發，亟需開發提升海底管道鋪設的關鍵技術，設計建造出適用于深海海底管道鋪設的設備［3-4］。

本文以一艘非自航鋪管起重船為研究對象，此船鋪設海底管線的最大作業水深為350 m，重點闡述A字架的結構校核分析方法及其設計要點。此船的船尾設一套固定式托管架，在管線從尾部下放時用于支承，以防止管線過度彎曲。A字架是支撐固定式托管架的重要構件，A字架頂部安裝滑輪組，用以起吊和下放托管架，托管架鉸接于船尾，依靠絞車通過A字架起吊或下放調整位置，用以調整鋪管的入水曲率半徑（詳見圖1）。在鋪管作業時，A字架承載著托管架及管線的主要載荷，其結構安全至關重要。

圖1 托管架A字架總布置圖

本文旨在開發一種有限元分析方法，依據API RP 2A-WSD（2007） 第21版中的規定，對A字架結構在各類工況下進行強度校核和剛度分析［5-6］，進而反饋和指導A字架的結構設計。本文借助挪威船級社開發的商用有限元軟件SESAM GENIE V6.4-08下完成。

1 結構設計

1.1 主結構

A字架主體采用桁架結構設計（詳見圖2），材料及尺寸詳見表1。主管間采用356×30的支管連接，在局部應力較大之處的支管管徑進行了調整，如首尾端橫撐選取了711管徑。A字架兩端采用X型支管設計，中部支管采用K型設計，詳見圖2。

表1 A字架主要部件尺寸和材料

圖2 A字架的正視圖和俯視圖

1.2 頂橫梁

A字架橫梁為連接滑輪組和4根桁架主管的橋梁，其主要作用為增加A字架的整體剛度和作為滑輪組、鋼絲繩固定端的基座。滑輪組耳板采用雙耳板套入橫梁再坡口焊接，全焊透，管內設置環筋以加強；設置外部環筋用于布置鋼絲繩死端，并進行局部加強；橫梁兩端布設安全繩系泊點。

1.3 鉸 點

A字架的4根主管都與尾封板連接。為便于安裝，上部采用絞點設計，下部采用法蘭連接。尾封板上設置單耳板，主管上設置雙耳板與之配對，通過銷軸連接。

2 有限元結構校核分析

2.1 載荷分析

A字架總體強度校核參照API《RP 2A-WSD，2005》規范的強度校核進行。對于A字架管架結構，具體各應力的許用UC計算可詳見該規范第3章；對于托管架的節點結構，具體各應力的許用UC計算可詳見該規范第4章。具體校核計算中，折減系數Cm= 0.85，有效長度系數K= 1。表2列出了A字架總體強度校核的滿載待命工況相應安全系數。

表2 滿載待命工況安全系數

2.2 載荷分析

2.2.1 環境條件

本船考慮3種不同環境條件，分別為鋪管船滿載作業、滿載待命和生存吊起，見表3。

表3 鋪管船設計環境條件

本船對托管架結構進行結構強度分析時，考慮3種不同環境條件下共計7個計算工況，其中滿載作業和滿載待命環境條件下同時考慮托管架對應的3種不同鋪管狀態。

托管架的3種鋪管狀態和生存吊起狀態分別為：

鋪管狀態1 48寸63 m水深，托管架軸向與水平面夾角-9°（順時針為正），吊索與水平軸夾角63°（順時針為正）。

鋪管狀態2 24寸300 m水深，托管架軸向與水平面夾角-16°（順時針為正），吊索與水平軸夾角68°（順時針為正）。

鋪管狀態1 10寸350 m水深，托管架軸向與水平面夾角-19°（順時針為正），吊索與水平軸夾角70°（順時針為正）。

生存吊起狀態 托管架吊起，托管架軸向與水平面夾角10°（順時針為正），吊索與水平軸夾角44°（順時針為正）。

作業工況和待命工況考慮5種不同浪向，分別為 0°、45°、90°、135°、180°；生存工況考慮 3 種不同浪向，分別為 150°、165°、180°。

滿載待命相對于滿載作業時環境條件更為惡劣。生存吊起作業時，托管架吊起，沒有管線載荷。根據托管架在7個計算工況下的結構分析結果可知，滿載待命工況為A字架分析的關鍵工況，滿載待命工況下托管架結構計算分析得到的吊索拉力為本文A字架分析的載荷輸入。

2.2.2 重力

根據模型中所有構件的材料和截面屬性計算整個模型的總重以及重心，并考慮到結構中的焊接和構件偏差，計算得到合計重約為213 t。

在GeniE中，A字架外端部的滑輪組及加強肘板等附件的質量以集中質量點的方式加載在各自重心處。

2.2.3 運動慣性力

A字架由于船體運動產生的慣性力，借助Z2013-28《非自航起重鋪管船耐波性和拖航穩定性模型試驗報告》中，A字架鉸點處（5號點位置）在滿載待命工況時單位有義波高下的不規則波加速度預報值（見下頁表4）計算得到。

表4中的試驗數據為單位有義波高下的無因次運動加速度預報值，A字架由于船體運動而產生的慣性加速度見式（1）：

式中：a為試驗得到的單位有義波高下的無因次運動加速度預報值；Hmax為相應工況下的最大波高。

表4 滿載待命單位有義波高下無因次運動加速度預報值

式中：HS為有義波高。

鋪管待命狀態的慣性加速度，跨零周期為8.5 s，模型試驗報告中選取跨零周期為8.5 s的無因次加速度預報值，具體慣性加速度計算值見表5。

2.2.4 吊索拉力

A字架兩個外端分別承受來由兩端動滑輪組傳遞而來的沿鋼絲繩方向的托管架拉力和兩端絞車的沿鋼絲繩方向的拉力，吊索的工作原理見圖3。由托管架的結構計算分析確定的吊索力受力情況如表6所示。

最大吊索力合力為滿載待命工況下的鋪管狀態1，為4 487.7 kN。圖3中，兩端兩組動滑輪對A字架的拉力可以等效為兩個集中力，等效力作用點如圖4中所示（F1為吊索力合力，F2為絞車拉力）。

2.2.5 載荷組合

A字架總體強度校核，各工況計算所包括的載荷有重力、運動慣性力和吊索拉力，其中運動慣性力和吊索拉力均按最危險的滿載待命工況考慮，且考慮 5種不同浪向，分別為 0°、45°、90°、135°、180°。

2.3 結構分析模型

A字架是典型的桁架式結構，本文應用SESAM GENIE軟件進行結構分析計算，分別得到A字架上下鉸點在各浪向下的支點反力；并依照API RP 2A-WSD校核了A字架桿件的結構強度和各節點處的沖剪強度。A字架有限元模型如圖5所示。

圖5 A字架有限元模型示意圖

有限元模型的總體坐標系采用右手笛卡爾坐標系：

（1）X方向為沿上弦桿平面，指向船首；

（2）Y方向為船寬方向，自中縱剖面指向左舷；

（3）Z方向為垂直上弦桿平面向上。

結構模型中采用N、mm的國際單位制。

在GENIE中建立的有限元模型參見圖5，進行結構強度校核的CAPACITY模型如圖6所示。

圖6 GENIE中的CAPACITY模型

3 計算結果分析

3.1 鉸點力結果

4個鉸點的編號如圖7所示。

圖7 鉸點編號示意圖

滿載待命環境工況，不同浪向下各鉸點的支反力結果如表7-表10所示。

表7 船尾1號鉸點處支反力結果

表8 船尾2號鉸點處支反力結果

表9 船尾3號鉸點處支反力結果

表10 船尾4號鉸點處支反力結果

3.2 桿件受力結果

滿載待命環境工況，不同浪向下，各鉸點處桿件力結果如表11所示。

表11 不同浪向下A字架鉸點區域桿件軸向力結果kN

由表11可知，在45°浪向下，A字架桿件受力最大。

3.3 變形結果

滿載待命環境工況，不同浪向下的A字架變形結果如表12所示。

表12 滿載待命工況各浪向A字架自由端變形結果mm

由表12中的變形結果可知，在滿載待命工況下，45°浪向時，A字架頂部自由端變形最大，左右兩端合成總位移分別為131 mm和132 mm。A字架總長34 460 mm，A字架頂端最大相對位移為132/34 460 = 0.38%。滿足CCS船舶與海上設施起重設備規范上的剛度要求。

3.4 桿件名義應力規范校核

SESAM GENIE中可以對結構計算結果在軟件中直接按照規范進行校核，本文中的A字架結構是依照API RP 2A-WSD進行校核。經計算，A字架的最大應力出現在滿載待命工況下45°浪向時。

各桿件名義應力規范校核結果見表13。

表13 各桿件名義應力規范校核結果

3.5 各節點沖剪強度規范校核

各節點沖剪強度規范校核結果見表14。

表14 各節點沖剪強度規范校核結果

4 結 論

A字架的設計及受力分析對于鋪管船而言至關重要，A字架的結構安全可靠性直接關系到托管架在鋪管作業時的安全性。需要對A字架在各種工況下所受的復雜環境載荷進行深入研究，才能為A字架結構分析提供準確的理論依據。

A字架的設計需要對A字架在環境載荷作用下進行結構計算分析，根據結構名義應力規范校核、各節點沖剪強度規范校核以及位移變形的結果反饋，來指導A字架的結構設計，最終才能設計出結構安全可靠、質量輕、應力分布合理的A字架結構。

本文以某深水鋪管船的A字架為研究對象，對A字架進行了合理的結構優化設計，并建立有限元模型分析滿載待命環境條件下不同浪向A字架的受力情況，主要研究成果如下：

（1）詳細提出了一種A字架的結構有限元分析方法（包括A字架的載荷分析、有限元模型建立、邊界條件、校核標準和結果分析），其中載荷分析最為關鍵；本文全面給出了需要考慮的載荷種類和載荷的組合工況。

（2）通過SESAM有限元軟件對A字架進行有限元結果分析，根據計算校核結果及變形位移的反饋，指導A字架的結構設計，并以此得到結構合理、質量優化、安全可靠的A字架結構，取得了良好的效果。