基于設計波法的全回轉風電起重船總縱強度分析

周 萍，胡超然

(1. 江蘇海事職業技術學院，江蘇 南京 210000；2. 中國船級社江蘇審圖中心，江蘇 南京 210000)

0 引 言

目前我國海上風電開發已經進入了規模化、商業化發展階段。為獲取更多的海上風能資源，海上風電項目將逐漸向深海、遠海方向發展，但相較陸上風電而言，海上風電施工難度更大、風險更高。風電起重船是建造和維護海上風電產業的重要裝備，為了滿足不斷發展的市場需求，風電起重船逐漸向起重能力大型化、吊裝過程高效化、作業領域深海化發展。

本文研究的某全回轉風電起重船適用于在遠海航區進行各類大型風電項目的吊裝作業。作業時，船尾起吊重物，船首調節壓載水，全船靜水彎矩和剪力的分布變化較大，因此主船體總縱強度的計算評估尤為重要[1]。傳統的總縱強度計算評估以船體梁理論為基礎并需要應用大量的經驗公式，對于結構形式復雜或主尺寸較大的工程船舶已不能滿足其計算評估的精確性和合理性[2]。因此本文基于設計波法對全船進行有限元建模計算，較于傳統方法可以更合理定義和描述船體結構在使用時承受的各種載荷，可以模擬真實海況，準確得到船體結構在各種典型工況下的應力水平和應力分布，從而合理完成船體總縱強度的分析與評估。

1 全船結構有限元模型

1.1 船舶結構特點

該船主要包括主船體、首部甲板室和尾部起重機3部分。全船設有3道首尾貫穿的水密縱艙壁，另有2道縱艙壁從FR78延伸到首尖艙艙壁，具有一層連續主甲板，船首設置4層甲板室。主船體為全焊接式鋼質、單甲板、單舷、雙底的箱型船，縱骨架式。縱向連續構件盡可能自首至尾連續設置，以保證縱向強度。每3個肋位設置橫向強框架，包括甲板強橫梁、舷側強肋骨、底部肋板和縱艙壁垂直桁，全船共設10道水密橫艙壁，保證船體橫向強度。其主尺度參數為：總長145 m，型寬46 m，型深10.8 m，設計吃水6 m。該船的總布置如圖1所示。

圖1 總布置圖Fig. 1 General arrangement plan

該船尺度比B/D=4.26＞2.5，L/B=3.15＜5，不滿足中國船級社《鋼質海船入級規范》[3]（2018）第2篇第1章尺度比的相關要求，因此按照規范需對全船的總縱強度進行波浪載荷直接計算。

1.2 有限元模型

采用軟件MSC.PATRAN對起重船建立全船三維有限元模型，如圖2所示。對于主船體結構，其板材和桁材腹板采用四節點板殼元模擬，骨材及桁材面板采用兩節點梁單元模擬。對于甲板室、起重機吊臂等非主船體結構，本次計算雖然不進行結構強度評估，但在盡可能確保其空間位置正確的前提下，依然對相關構件進行簡化建模模擬。全船有限元模型根據設計圖紙的要求亦考慮各種構件上的主要結構特征，如板縫、甲板開口、艙壁門開孔等細節。

圖2 全船有限元模型Fig. 2 Finite element model of hull

1.3 邊界條件

為消除剛體位移，在船體的相應節點需施加適當的線位移約束，如圖3所示。縱中剖面在船尾（節點1）處沿橫向的線位移約束，即δy=0；船首（節點2）處，沿縱向、橫向和垂向的線位移約束，即δz=δy=δx=0；尾封板水平桁距縱中剖面距離相等的左（節點3）、右（節點4）各一節點處，沿垂向的線位移約束，即δz=0。

圖3 邊界條件施加節點位置Fig. 3 Nodes location of boundary conditions

1.4 計算工況

考慮作業（尾吊及橫吊）和避風2種狀態下的6種典型工況（LC1～ LC6）。

2 設計波參數確定和波浪載荷計算

設計波法的關鍵問題是如何確定設計波參數。通過規范值得到船體剖面載荷作為代表性控制參數極值，然后選擇典型的規則波，使之產生與控制參數極值相等的外力載荷，作為設計計算用的波浪參數。

2.1 頻率響應函數（RAO）

根據上述6種工況，采用三維線性勢流理論計算船舶6個自由度的運動、波浪誘導壓力以及載荷控制參數在不同浪向角下的頻率響應函數（RAO）曲線。計算所取波浪頻率范圍為0.1～2.0 rad/s，步長0.1 rad/s，共20個波浪頻率；計算所取浪向角范圍為0o～180o，步長30o，共6個浪向角。

基于三維線性勢流理論的面元法得到船體的運動頻率響應函數，以及各面元的波浪誘導壓力頻率響應函數后，沿船長方向積分，便可求得各剖面的垂向波浪剪力和垂向波浪彎矩頻率響應函數[4]。在積分計算垂向波浪剪力和垂向波浪彎矩時，需要考慮重力加速度分量對慣性力的影響。同時，在計算垂向波浪彎矩時，需要考慮縱向力對垂向彎矩的貢獻，各剖面參考軸的垂向坐標與整船重心高應保持一致。以工況LC1和LC5為例，典型剖面的頻率響應函數（RAO）如圖4和圖5所示。

圖4 LC1工況FR26垂向波浪彎矩/ FR39和FR220垂向波浪剪力頻率響應函數Fig. 4 Vertical bending moment frequency response function of FR26/ Vertical shear force frequency response function of FR39 and FR 220 in condition LC1

圖5 LC5工況FR117垂向波浪彎矩/ FR39和FR220垂向波浪剪力頻率響應函數Fig. 5 Vertical bending moment frequency response function of FR117/ Vertical shear force frequency response function of FR39& FR 220 in condition LC5

2.2 作業工況短期預報

對作業工況（LC1～LC4），采用中國沿海海浪譜進行短期預報確定各載荷控制參數在不同浪向角下的極限響應。超越概率取63.2%，波浪為長峰波，有義波高（H1/3）取1.6 m，短期預報持續時間為3 h。對每個載荷控制參數，確定一個設計波。載荷控制參數最大的短期預報值對應的浪向角為設計波的浪向角，該浪向角下，載荷控制參數RAO的最大值對應的波浪頻率為設計波的頻率。設計波的波幅為載荷控制參數最大的短期預報值除以對應浪向角下載荷控制參數RAO的最大值。

作業工況LC1的垂向波浪剪力和彎矩的短期預報值沿船長分布曲線如圖6所示。確定設計波的載荷控制參數可選擇FR39和FR220橫剖面的垂向波浪剪力頻率響應函數以及FR26橫剖面的垂向波浪彎矩頻率響應函數作為載荷控制參數選擇設計波，進而確定設計波參數，見表1。

表1 LC1工況設計波參數Tab. 1 Parameters of design wave in condition LC1

圖6 工況LC1的垂向波浪剪力和彎矩的短期預報值沿船長分布曲線Fig. 6 Short-term forecast distribution curve of vertical bending moment & vertical shear force in condition LC1

2.3 避風工況長期預報

對避風工況LC5和LC6進行波浪載荷長期預報以確定各載荷控制參數的極限響應。長期預報是在RAO計算結果的基礎上完成的，長期預報采用基于北大西洋海洋環境的IACS No.34波浪散布圖；各浪向角的發生概率為等概率；波浪譜采用P-M波浪譜；波浪為長峰波；取10-8概率水平的長期預報結果作為計算結果[5]。各載荷控制參數RAO的最大值對應的浪向角以及波浪頻率為對應設計波的浪向角和頻率；設計波的波幅為載荷控制參數的長期預報除以載荷控制參數RAO的最大值。

避風工況LC5的垂向波浪剪力和彎矩的短期預報值沿船長分布曲線如圖7所示。確定設計波的載荷控制參數應選擇FR39和FR220橫剖面的垂向波浪剪力以及FR117橫剖面的垂向波浪彎矩作為載荷控制參數選擇設計波，進而確定設計波參數，見表2。

表2 LC5工況設計波參數Tab. 2 Parameters of design wave in condition LC5

圖7 工況LC5的垂向波浪剪力和彎矩的長期預報值沿船長分布曲線Fig. 7 Long-term forecast distribution curve of vertical bending moment & vertical shear force in condition LC5

3 設計波中船體載荷的施加

3.1 靜水載荷

靜水載荷主要由作用于船體濕表面上的靜水壓力和作用于整船結構上的重力構成。靜水壓力按計算工況的吃水，加載到船體外部濕表面上。

3.2 波浪載荷和慣性力載荷

波浪載荷采用CCS-Walcs軟件進行計算后自動加載到船體外部濕表面模型上。工況LC1～LC6的波浪載荷分布云圖如圖8所示。

圖8 工況LC1～LC6的波浪載荷分布云圖Fig. 8 Wave load distribution in condition LC1～LC6

全船運動慣性力則根據達朗貝爾原理將全船運動加速度等效為相應的慣性載荷，加速度的數值采用CCS-Walcs軟件進行計算，所得的慣性加速度作用在整個有限元模型上。

4 總縱強度計算結果與分析

經過有限元方法分析計算以后，圖9～圖11給出設計波載荷作用下3個滿載典型工況（工況LC1，LC3和LC5）的整船應力和變形云圖。

圖9 工況LC1全船應力云圖和變形云圖Fig. 9 Stress fringe and displacement fringe of hull in condition LC1

圖11 工況LC5全船應力云圖和變形云圖Fig. 11 Stress fringe and displacement fringe of hull in condition LC5

各典型工況下船體結構的彎曲應力和剪切應力結果如表3和表4所示。

表3 船體結構的彎曲應力計算結果（MPa）Tab. 3 Bending stress of hull structure（MPa）

表4 船體結構的剪切應力計算結果（MPa）Tab. 4 Shear stress of hull structure（MPa）

由應力云圖和計算結果可知：

1）尾部吊機基座處應力水平較大，因為此處承受起重作業時的集中載荷。本船對尾部的基座進行4種結構形式的加強：在圓筒基座中心處增設一道橫艙壁；距離圓筒基座中心前后距離相等的FR31和FR55橫向強框架處各增設14根垂直支柱，形成了增強型橫向強框架；距船中左右舷9 100 mm處設置2道局部縱向艙壁；距基線7 700 mm處增設水平桁材框架[6]。

2）FR91～FR142區域的局部甲板應力水平較大，因為此處承受15 t/m2的甲板局部載荷。此區域的甲板厚度、甲板強橫梁和縱桁尺寸以及甲板下支柱尺寸增大，達到了局部加強的效果。

3）工況LC1和LC2尾吊作業的應力水平普遍高于工況LC3和LC4橫吊作業以及工況LC5和LC6避風時的應力水平，因為尾吊狀況下船體承受了更大的貨物載荷。

4）本船各結構的應力結果均小于許用值，滿足規范要求，能夠保證船舶的總縱強度。

圖10 工況LC3全船應力云圖和變形云圖Fig. 10 Stress fringe and displacement fringe of hull in condition LC3

5 結 語

本文以某全回轉風電起重船為研究對象，基于設計波法對全船總縱強度進行計算分析，得到典型工況下全船的應力評估結果。經過研究得出以下結論：

1）更加直觀和準確地給出真實海況下的船舶波浪載荷，合理地體現船體連續的整體變形和應力狀態[7]。充分地考慮了局部載荷的影響，反映了船體結構細節之間相互耦合的作用。

2）起重機圓筒基座與甲板連接處，甲板室與主甲板連接處均存在局部高應力節點，設計時應特別關注該處的結構優化。縱艙壁的布置對于總縱強度至關重要，設計時應盡可能保證縱艙壁的數量和首尾連續性。