2021, Vol. 43
2. 中国船级社江苏审图中心，江苏 南京 210000
2. China Classification Society Jiangsu Approval Center, Nanjing 210000, China
目前我国海上风电开发已经进入了规模化、商业化发展阶段。为获取更多的海上风能资源，海上风电项目将逐渐向深海、远海方向发展，但相较陆上风电而言，海上风电施工难度更大、风险更高。风电起重船是建造和维护海上风电产业的重要装备，为了满足不断发展的市场需求，风电起重船逐渐向起重能力大型化、吊装过程高效化、作业领域深海化发展。
本文研究的某全回转风电起重船适用于在远海航区进行各类大型风电项目的吊装作业。作业时，船尾起吊重物，船首调节压载水，全船静水弯矩和剪力的分布变化较大，因此主船体总纵强度的计算评估尤为重要[1]。传统的总纵强度计算评估以船体梁理论为基础并需要应用大量的经验公式，对于结构形式复杂或主尺寸较大的工程船舶已不能满足其计算评估的精确性和合理性[2]。因此本文基于设计波法对全船进行有限元建模计算，较于传统方法可以更合理定义和描述船体结构在使用时承受的各种载荷，可以模拟真实海况，准确得到船体结构在各种典型工况下的应力水平和应力分布，从而合理完成船体总纵强度的分析与评估。
1 全船结构有限元模型 1.1 船舶结构特点该船主要包括主船体、首部甲板室和尾部起重机3部分。全船设有3道首尾贯穿的水密纵舱壁，另有2道纵舱壁从FR78延伸到首尖舱舱壁，具有一层连续主甲板，船首设置4层甲板室。主船体为全焊接式钢质、单甲板、单舷、双底的箱型船，纵骨架式。纵向连续构件尽可能自首至尾连续设置，以保证纵向强度。每3个肋位设置横向强框架，包括甲板强横梁、舷侧强肋骨、底部肋板和纵舱壁垂直桁，全船共设10道水密横舱壁，保证船体横向强度。其主尺度参数为：总长145 m，型宽46 m，型深10.8 m，设计吃水6 m。该船的总布置如图1所示。
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图 1 总布置图 Fig. 1 General arrangement plan |
该船尺度比B/D=4.26>2.5，L/B=3.15<5，不满足中国船级社《钢质海船入级规范》[3]（2018）第2篇第1章尺度比的相关要求，因此按照规范需对全船的总纵强度进行波浪载荷直接计算。
1.2 有限元模型采用软件MSC.PATRAN对起重船建立全船三维有限元模型，如图2所示。对于主船体结构，其板材和桁材腹板采用四节点板壳元模拟，骨材及桁材面板采用两节点梁单元模拟。对于甲板室、起重机吊臂等非主船体结构，本次计算虽然不进行结构强度评估，但在尽可能确保其空间位置正确的前提下，依然对相关构件进行简化建模模拟。全船有限元模型根据设计图纸的要求亦考虑各种构件上的主要结构特征，如板缝、甲板开口、舱壁门开孔等细节。
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图 2 全船有限元模型 Fig. 2 Finite element model of hull |
为消除刚体位移，在船体的相应节点需施加适当的线位移约束，如图3所示。纵中剖面在船尾（节点1）处沿横向的线位移约束，即δy=0；船首（节点2）处，沿纵向、横向和垂向的线位移约束，即δz=δy=δx=0；尾封板水平桁距纵中剖面距离相等的左（节点3）、右（节点4）各一节点处，沿垂向的线位移约束，即δz=0。
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图 3 边界条件施加节点位置 Fig. 3 Nodes location of boundary conditions |
考虑作业（尾吊及横吊）和避风2种状态下的6种典型工况（LC1～ LC6）。
2 设计波参数确定和波浪载荷计算设计波法的关键问题是如何确定设计波参数。通过规范值得到船体剖面载荷作为代表性控制参数极值，然后选择典型的规则波，使之产生与控制参数极值相等的外力载荷，作为设计计算用的波浪参数。
2.1 频率响应函数（RAO）根据上述6种工况，采用三维线性势流理论计算船舶6个自由度的运动、波浪诱导压力以及载荷控制参数在不同浪向角下的频率响应函数（RAO）曲线。计算所取波浪频率范围为0.1～2.0 rad/s，步长0.1 rad/s，共20个波浪频率；计算所取浪向角范围为0o～180o，步长30o，共6个浪向角。
基于三维线性势流理论的面元法得到船体的运动频率响应函数，以及各面元的波浪诱导压力频率响应函数后，沿船长方向积分，便可求得各剖面的垂向波浪剪力和垂向波浪弯矩频率响应函数[4]。在积分计算垂向波浪剪力和垂向波浪弯矩时，需要考虑重力加速度分量对惯性力的影响。同时，在计算垂向波浪弯矩时，需要考虑纵向力对垂向弯矩的贡献，各剖面参考轴的垂向坐标与整船重心高应保持一致。以工况LC1和LC5为例，典型剖面的频率响应函数（RAO）如图4和图5所示。
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图 4 LC1工况FR26垂向波浪弯矩/ FR39和FR220垂向波浪剪力频率响应函数 Fig. 4 Vertical bending moment frequency response function of FR26/ Vertical shear force frequency response function of FR39 and FR 220 in condition LC1 |
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图 5 LC5工况FR117垂向波浪弯矩/ FR39和FR220垂向波浪剪力频率响应函数 Fig. 5 Vertical bending moment frequency response function of FR117/ Vertical shear force frequency response function of FR39& FR 220 in condition LC5 |
对作业工况（LC1～LC4），采用中国沿海海浪谱进行短期预报确定各载荷控制参数在不同浪向角下的极限响应。超越概率取63.2%，波浪为长峰波，有义波高（H 1/3）取1.6 m，短期预报持续时间为3 h。对每个载荷控制参数，确定一个设计波。载荷控制参数最大的短期预报值对应的浪向角为设计波的浪向角，该浪向角下，载荷控制参数RAO的最大值对应的波浪频率为设计波的频率。设计波的波幅为载荷控制参数最大的短期预报值除以对应浪向角下载荷控制参数RAO的最大值。
作业工况LC1的垂向波浪剪力和弯矩的短期预报值沿船长分布曲线如图6所示。确定设计波的载荷控制参数可选择FR39和FR220横剖面的垂向波浪剪力频率响应函数以及FR26横剖面的垂向波浪弯矩频率响应函数作为载荷控制参数选择设计波，进而确定设计波参数，见表1。
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图 6 工况LC1的垂向波浪剪力和弯矩的短期预报值沿船长分布曲线 Fig. 6 Short-term forecast distribution curve of vertical bending moment & vertical shear force in condition LC1 |
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表 1 LC1工况设计波参数 Tab.1 Parameters of design wave in condition LC1 |
对避风工况LC5和LC6进行波浪载荷长期预报以确定各载荷控制参数的极限响应。长期预报是在RAO计算结果的基础上完成的，长期预报采用基于北大西洋海洋环境的IACS No.34波浪散布图；各浪向角的发生概率为等概率；波浪谱采用P-M波浪谱；波浪为长峰波；取10−8概率水平的长期预报结果作为计算结果[5]。各载荷控制参数RAO的最大值对应的浪向角以及波浪频率为对应设计波的浪向角和频率；设计波的波幅为载荷控制参数的长期预报除以载荷控制参数RAO的最大值。
避风工况LC5的垂向波浪剪力和弯矩的短期预报值沿船长分布曲线如图7所示。确定设计波的载荷控制参数应选择FR39和FR220横剖面的垂向波浪剪力以及FR117横剖面的垂向波浪弯矩作为载荷控制参数选择设计波，进而确定设计波参数，见表2。
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图 7 工况LC5的垂向波浪剪力和弯矩的长期预报值沿船长分布曲线 Fig. 7 Long-term forecast distribution curve of vertical bending moment & vertical shear force in condition LC5 |
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表 2 LC5工况设计波参数 Tab.2 Parameters of design wave in condition LC5 |
静水载荷主要由作用于船体湿表面上的静水压力和作用于整船结构上的重力构成。静水压力按计算工况的吃水，加载到船体外部湿表面上。
3.2 波浪载荷和惯性力载荷波浪载荷采用CCS-Walcs软件进行计算后自动加载到船体外部湿表面模型上。工况LC1～LC6的波浪载荷分布云图如图8所示。
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图 8 工况LC1～LC6的波浪载荷分布云图 Fig. 8 Wave load distribution in condition LC1～LC6 |
全船运动惯性力则根据达朗贝尔原理将全船运动加速度等效为相应的惯性载荷，加速度的数值采用CCS-Walcs软件进行计算，所得的惯性加速度作用在整个有限元模型上。
4 总纵强度计算结果与分析经过有限元方法分析计算以后，图9～图11给出设计波载荷作用下3个满载典型工况（工况LC1，LC3和LC5）的整船应力和变形云图。
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图 9 工况LC1全船应力云图和变形云图 Fig. 9 Stress fringe and displacement fringe of hull in condition LC1 |
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图 10 工况LC3全船应力云图和变形云图 Fig. 10 Stress fringe and displacement fringe of hull in condition LC3 |
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图 11 工况LC5全船应力云图和变形云图 Fig. 11 Stress fringe and displacement fringe of hull in condition LC5 |
各典型工况下船体结构的弯曲应力和剪切应力结果如表3和表4所示。
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表 3 船体结构的弯曲应力计算结果（MPa） Tab.3 Bending stress of hull structure（MPa） |
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表 4 船体结构的剪切应力计算结果（MPa） Tab.4 Shear stress of hull structure（MPa） |
由应力云图和计算结果可知：
1）尾部吊机基座处应力水平较大，因为此处承受起重作业时的集中载荷。本船对尾部的基座进行4种结构形式的加强：在圆筒基座中心处增设一道横舱壁；距离圆筒基座中心前后距离相等的FR31和FR55横向强框架处各增设14根垂直支柱，形成了增强型横向强框架；距船中左右舷9100 mm处设置2道局部纵向舱壁；距基线7700 mm处增设水平桁材框架[6]。
2）FR91～FR142区域的局部甲板应力水平较大，因为此处承受15 t/m2的甲板局部载荷。此区域的甲板厚度、甲板强横梁和纵桁尺寸以及甲板下支柱尺寸增大，达到了局部加强的效果。
3）工况LC1和LC2尾吊作业的应力水平普遍高于工况LC3和LC4横吊作业以及工况LC5和LC6避风时的应力水平，因为尾吊状况下船体承受了更大的货物载荷。
4）本船各结构的应力结果均小于许用值，满足规范要求，能够保证船舶的总纵强度。
5 结 语本文以某全回转风电起重船为研究对象，基于设计波法对全船总纵强度进行计算分析，得到典型工况下全船的应力评估结果。经过研究得出以下结论：
1）更加直观和准确地给出真实海况下的船舶波浪载荷，合理地体现船体连续的整体变形和应力状态[7]。充分地考虑了局部载荷的影响，反映了船体结构细节之间相互耦合的作用。
2）起重机圆筒基座与甲板连接处，甲板室与主甲板连接处均存在局部高应力节点，设计时应特别关注该处的结构优化。纵舱壁的布置对于总纵强度至关重要，设计时应尽可能保证纵舱壁的数量和首尾连续性。
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