導管架拖航強度分析研究

徐 峰，王江宏，劉洪濤

海洋石油工程股份有限公司，天津 300451

導管架建造完畢之后需要使用駁船拖航至預定安裝地點，拖航過程中駁船和導管架在風浪流的作用下會產生六個自由度的運動：橫搖、縱搖、艏搖、橫蕩、縱蕩和升沉，這些運動會引起導管架產生相應的慣性力，而慣性力又與導管架自身重力疊加，進而對導管架強度造成影響[1-2]。

常規做法中，對導管架在重力及慣性力作用下的影響是同步完成的，計算中導管架拖航固定件會承受較大的重力豎向力。而在導管架實際的建造過程中，拖航固定件往往是在導管架整體建造完畢后焊接，導管架自身的重力其實全部由預先設置在導管架底部的墊堆承受。這就導致了傳統計算方法與結構實際受力情況并不完全吻合。

1 拖航分析流程

拖航分析可以劃分為三個步驟：第一步，導管架在其自身重力作用下進行預加載分析；第二步，對導管架在慣性力作用下進行預加載分析；第三步，將前兩步預加載分析的結果組合并進行強度分析得到實際拖航過程中導管架強度分析的結果。

1.1 重力預加載

在拖航過程中導管架的重力主要由其底部的墊堆承受，導管架腿側固定件sea-fastening的豎向支撐作用不明顯，因此在重力預加載的SACS模型中，sea-fastening上不需要添加任何約束。模擬導管架腿底部墊堆時，由于導管架與墊堆一般通過添加筋板的形式連接，認為墊堆不能承受導管架的拉力，故將墊堆本身設置成只能承壓的GAP單元，其靠甲板一端設置為鉸接[3-4]。

（1） 計算模型。用于進行拖航分析的SACS結構模型與吊裝模型相似，因此吊繩不必模擬；由于淺水導管架海上安裝時一般通過吊裝實現，吊繩、卡環等吊裝設備會事先放置在導管架頂水平層，因此，需要把吊裝設備的重量添加到模型中。

（2）重力預加載。重力預加載中，導管架的重量包括模擬構件的重量與非模擬構件的重量。非模擬構件的重量以荷載的形式添加到模型中。

1.2 慣性力加載

與重力預加載不同，慣性力加載時，認為sea-fastening起到了支撐導管架水平力的作用，而對導管架重力豎向分力的支撐作用貢獻不大，這也是進行拖航分析時，將重力與慣性力的加載分離開單獨計算的主要原因。因此，需要在計算模型中將sea-fastening底端進行鉸接，然后約束墊堆底端的垂直向（Z向）位移（001000）。

1.2.1 加速度計算

導管架加速度的計算一般有兩種方式。

一種是在船舶六個自由度方向的運動規律已知或者可以做簡化處理的情況下，可以將六個自由度方向的加速度人工推導出來，作為計算導管架慣性力的依據。Nobel Denton規則明確指出了在拖航過程中如何將船舶的各項運動作簡化考慮。

另外一種是，當船舶在波浪作用下的運動規律不能做簡化考慮的時候，可以在MOSES軟件中將船舶與導管架的各項數據輸入，由軟件計算其各個方向的加速度。

1.2.2 慣性力計算

裝載導管架的船舶在波浪作用下將產生三個方向的平動（橫蕩、縱蕩、升沉）和三個方向的轉動（橫搖、縱搖和艏搖），從而使其裝載的導管架產生與加速度方向相反的慣性力[5-9]，如圖1所示。

圖1 加速度與相應的慣性力示意

結構物沿x方向總的慣性力Fx（由平動慣性力、切向慣性力和法向慣性力組成）為：

式中：m為結構物質量，ax為結構物平動加速度沿x方向的分量；w為結構物旋轉角速度；為結構物旋轉角加速度；α為結構物旋轉角度；r為結構物旋轉半徑。

同樣可以得到結構物沿y軸和z軸方向的慣性力，拖航分析中的慣性力計算由SACS軟件完成。

1.3 桿件強度及節點沖剪校核

在完成重力及慣性力的預加載以后，將兩步預加載的結果組合在一起，隨后進行結構的強度分析。此組合過程及強度分析過程均可通過SACS軟件實現。拖航分析時，一般取1.33倍的許用應力放大系數，隨后從結果中查看結構的桿件和節點是否遭到破壞[10-12]，根據計算結果采取合理的措施使結構滿足運輸過程的安全要求。

2 計算實例

前面部分闡述了導管架拖航強度分析優化做法的整個過程及理論依據，下面就以某項目導管架拖航分析為例詳細說明。

2.1 導管架數據

導管架為4腿、雙斜，斜度均為1∶10，有4個水平層，總高度為33.85 m，導管架最頂端腿間距為12.15 m×12.15m，最底端腿間距為18.93 m×18.93 m，主腿直徑為1 067 mm，拖航質量為473 t。在軟件中建立導管架的模型，模擬了主要的構件；其余非模擬構件，如陽極塊、蒙乃爾合金涂層、防沉板、吊點、吊繩及卡環、走道、格柵以及扶手以荷載的形式模擬，在計算中兩部分重量均取了1.10的放大系數。導管架的拖航模型示意見圖2。

圖2 導管架的拖航模型

2.2 拖航船舶及拖航布置

項目運輸船擬定為HYSY225，船長153.2 m，船寬38 m，型深9 m，空船質量10 539.6 t，空船橫搖、縱搖和首搖的回轉半徑分別為12.16 m、44.428 m和44.428 m。取船舶縱向長度的中間、橫向寬度的中間、距船底部60%型深處作為船舶的運動中心。導管架的拖航布置示意如圖3所示。

圖3 導管架拖航布置示意

2.3 導管架墊堆和拖航固定件的模擬

查看拖航布置圖，導管架下部放有鋼樁，由于導管架底層距導管架最底部為1.25 m，為滿足要求，將下方墊堆的高度模擬為3 m。

拖航固定件連接在導管架腿底端與甲板之間，每根腿上連接兩個，拖航固定件靠甲板的端點距腿底端橫向、縱向均為1.5 m，如圖4所示。

圖4 導管架墊堆和拖航固定件的模擬示意

2.4 導管架各向加速度的計算及工況組合

導管架拖航分析時，采用Nobel Denton規則，船舶運動的規律按以下考慮：

橫搖——幅值為20°，周期為10 s；

艏搖——幅值為12.5°，周期為10 s；

垂蕩——±0.2 g。

橫搖和艏搖不應考慮同時發生，工況組合按照如下八種考慮：

重力（G）±橫搖（R）±垂蕩（H）；

重力（G）±艏搖（P）±垂蕩（H）。

垂蕩被認為始終作用于整體坐標系的豎直方向。

根據以上船舶的運動規律，將其在最危險位置各方向的加速度求出，可以計算出各工況組合下導管架慣性力的大小。下面選取其中一種工況組合（G+R+H）分析導管架各向加速度的算法。

計算導管架加速度時，需要考慮4部分的加速度作用：其一，導管架重力在整體坐標系中產生的-Z方向加速度，大小為g；其二，垂蕩產生在整體坐標系中的-Z方向加速度，大小為0.2 g；其三，橫搖產生繞X軸轉向Y軸正向的轉動角加速度Ry；其四，為了抵消第一步重力預加載的結果，添加沿SACS坐標系+Z方向的加速度g。

導管架加速度推導過程示意如圖5所示，工況（G+R+H）各向加速度具體計算過程如下：

圖5 導管架加速度計算示意（優化做法）

（1）線加速度（水平方向）：

垂蕩分解：-0.2 g× sin20°=-0.068 g；

重力分解：-1.0 g× sin20°=-0.342 g；

水平方向總計：-0.068 g-0.342 g=-0.410 g。

（2）線加速度（豎直方向）：

垂蕩分解：-0.2 g× cos20°=-0.188 g；

重力分解：-g×cos20°=-0.940 g；

抵消重力用加速度：g；

豎直方向總計：-0.188g-0.940g+g=-0.128g。

（3） 角加速度（橫搖）：

Ry=7.896°/s2。

用同樣的方法可以算得其他幾種工況組合下導管架各向加速度的大小。

2.5 計算結果及比較

如果對該導管架拖航采用常規做法進行計算，即不將重力與慣性力分開單獨計算，而是采用一步完成的方式進行，其加速度計算示意如圖6所示。常規做法與優化做法（將重力與慣性力分開單獨計算）的計算結果對比如表1所示。

圖6 導管架加速度計算示意（常規做法）

表1 兩種計算方法結果對比

對比兩種計算方法的結果，發現主結構桿件UC值相差不大，而裝船固定的UC值相差較大，其原因在于傳統計算方法中，裝船固定會承受較大的重力豎向分力的作用。

由此可以看出：將重力與慣性力分別加載可以有效防止裝船固定承受較大的重力豎向分力，計算結果更加符合拖航實際。

3 結論

（1）在導管架實際建造過程中，拖航固定件往往是在導管架整體建造完畢后焊接，導管架自身重力其實全部由預先設置在導管架底部的墊堆承受。

（2）常規做法中，對導管架在重力及慣性力作用下的影響是同步完成的，計算中導管架拖航固定件會承受較大的重力豎向力，這與實際受力情況不符。

（3）本文介紹的一種導管架拖航強度分析的優化做法，將拖航分析中的重力加載和慣性力加載分別進行，在重力加載中，拖航固定件起不到支撐重力的作用，可使裝船固定受力更加符合實際，對類似的結構物拖航強度分析具有一定的參考價值。