半潜式起重平台码头系泊抗台风可行性分析

姚汝林，周凯贤，陈伶翔，周喜宁

(1.上海交通大学，上海 200240；2.招商局重工(江苏)有限公司，江苏 南通 226116)

0 引 言

随着石油价格下跌，海洋钻井需求不断降低，海上钻井平台市场面临产能过剩，未来全球将有超过100座浮式钻井平台报废，海洋平台拆解市场将成“蓝海”，而半潜式起重平台(Semi-Submersible Crane Vessel，SSCV)在拆解作业中扮演了不可或缺的角色。

SSCV设计空船吃水较大，受出坞时的吃水限制，其大部分舾装作业需在码头上完成，且作业周期较长，会经历至少一个台风季，因此，为确保平台及码头安全，需进行系泊方案可行性分析[1-2]。以某公司实际工程为例，以某SSCV、该公司厂区一号舾装码头及原码头靠泊的某40万t超大型矿砂船(Very Large Ore Carrier，VLOC)为研究对象，建立一个多浮体码头系泊计算分析模型，结合实际风、流载荷，使用规范经验公式和专业计算软件，校核不同设计工况下的码头强度，为实际工程项目提供理论支撑，也为今后的研究及工程实际提供借鉴。

1 研究方法及工程假设

1.1 环境载荷计算

在设计环境和设计工况下，船舶及海洋平台受到的环境载荷为风、流载荷[3]。

SSCV依照美国船级社(ABS)MODU规范[4]，采用模块化方法，将水面以上不同形状、不同高度的受风构件按照相应的权重因子分权求和得到横向风载荷和纵向风载荷。

SSCV依照《港口工程荷载规范》(JTS 144-1—2010)[5]，计算在设计流速下不同流向角情况下平台两个浮体受到的纵向流载荷合力和横向流载荷合力。

VLOC依照《港口工程荷载规范》(JTS 144-1—2010)，将船舶水线面以上视为整体，按照不同的受风面积和高度选取风压不均匀折减系数和风压高度变化修正系数，得到作用在船舶上的计算风压的横向分力和纵向分力。

1.2 系泊力计算

采用SACS软件建模计算不同工况下缆绳及带缆桩的受力。

1.3 高程系统

使用吴淞高程系统，该系统与其他高程基准的换算如图1所示。

图1 高程基准换算

1.4 工程假定

出于工程实用简化计算流程，研究对象均假设为刚体，不考虑在外力作用下物体的变形及由变形引起的受力变化。

研究对象受力及强度校核均考虑静态条件，设计风速、风向及流速、流向均按照地理位置水文气象实际情况及规范法规要求选取固定数值，不考虑风、流载荷随时间的变化。这样做在结果上是保守的，并且能有效简化计算流程。

由于研究对象所处的水域靠近长江入海口，受长江潮汐影响较大，水文条件复杂，且该水域无波浪谱可供参考，因此，在计算流体载荷时只考虑流的作用，并依据《海上移动平台入级规范》选取相应的计算公式。

2 设计参数

2.1 环境条件

2.1.1 气象水文

研究地区全年常风向为ENE向、统计频率为9.2%，次常风向为ESE、频率均为9.0%，最大风速为15.3 m/s。全年夏季主导风向为SE向，冬季主导风向为NNW向。

据有关资料统计，1949年—1997年影响研究地区的台风共计110次，平均每年2.24次，台风影响时，风向大多从SE向转为NE向，台风最大风速为29.0 m/s。

研究地区属于中等强度潮汐河口，潮汐性质为非正规半日混合潮型，日不等现象比较明显。河段潮位在天文大潮与台风遭遇时形成风暴潮，出现特高潮。根据徐六泾水文站1982年—2001年统计资料，河段潮位特征值如表1所示(吴淞标高)。

表1 潮位特征值

区域岸段近岸侧水域情况：涨潮分层最大流速为2.57 m/s，涨潮垂线平均最大流速为2.12 m/s；落潮分层最大流速为1.64 m/s，落潮垂线平均最大流速为1.41 m/s。

2.1.2 设计环境条件

依据统计资料，最大风速应不小于29.0 m/s，取蒲氏风级7～11级为设计风速，如表2所示。依据《港口工程荷载规范》(JTS 144-1—2010)，设计流速采用港口工程结构所处范围内可能出现的最大平均流速。依据统计资料，设计流速取2.57 m/s。

表2 设计风速

2.2 码头概况

2.2.1 主尺度

码头采用栈桥式离岸布置，码头主体宽为26.0 m，原设计长度为518.0 m，实际施工码头长度为525.3 m，码头面高程为+7.00 m(吴淞高程系统)，码头前沿设计水深为-9.40 m，码头后沿设计水深为-7.90 m，后疏浚至-12.00 m。码头平面图如图2所示。码头立面图如图3所示。

图2 码头平面图

单位：m图3 码头立面图

2.2.2 结构及高程设计

码头主体结构为高桩梁板式结构，分为6段，其中长为76.6 m的共2段，91.2 m的共4段，排架间距为7.3 m，每个排架两端有1.8 m悬臂结构。桩基形式为800PHC(B型)管桩。每个排架8根预制打入桩，前沿为一对7∶1叉桩，后沿为一对4∶1叉桩，其余为4根直桩。码头下横梁底标高为+3.80 m、前沿下横梁底标高为+2.80 m、高为1.30 m，上横梁宽为0.60 m，码头预制纵梁高为1.30 m、宽为0.40 m。码头断面图如图4所示。

单位：m图4 码头断面图

2.2.3 设计载荷

根据《港口工程荷载规范》，作用在固定式系船、靠船结构上的船舶载荷应包括：(1)由风和流产生的系缆力；(2)由风和流产生的挤靠力；(3)船舶靠岸时产生的撞击力等；(4)系泊船舶在波浪作用下产生的撞击力等。

码头前沿采用(1×2)SC1150橡胶护舷，设计吸能为297 kJ×2，撞击力为626 kN×2/组。

码头前沿设置2 000 kN系船柱。

依照规范计算得到主要构件设计载荷如表3所示。

表3 设计载荷

2.3 系泊物介绍

2.3.1 主尺度

SSCV主尺度如表4所示。

表4 SSCV主尺度

40万t VLOC主尺度如表5所示。

表5 VLOC主尺度

2.3.2 码头泊位长度分析

依据《海港总体设计规范》(JTS 165—2013)[6]，码头系泊船舶需要的泊位长度为设计船长加两端富余长度，富余长度应满足船舶系缆、靠泊、离泊和装卸设备检修的要求，计算式为

Lb=L1+2d1

(1)

式中：Lb为泊位长度，m；L1为设计船长，m；d1为富余长度，m。

依据该规范要求，若平台长度在151～200 m，则富余长度取20.00 m，因此SSCV需要的泊位长度Lb=137.75 m+2×20.00 m=177.75 m。40万t VLOC富余长度取40.00 m，需要泊位长度Lb=360.00 m+2×40.00 m=440.00 m。

经计算，码头长518.0 m能够满足SSCV和40万t VLOC(空载)靠泊的要求。靠泊示例如图5所示。

图5 靠泊示例

2.3.3 设计破断力

SSCV浮筒甲板上系泊系统布置如图6～图9所示。

SSCV靠泊码头时带缆布置如图10所示。

系泊缆绳、带缆桩、导缆孔设计破断力如表6所示。

表6 设计破断力

3 方案计算校核

3.1 作用在SSCV上的风载荷计算

依据MODU要求，作用在船舶上的横向和纵向分力计算式为

(2)

式中：FW为风载荷，kN；A为受风面积，m2；VW为风速，m/s；ξ为高度因子；CS为形状因子。

将整船体按形状和高度分为不同区域，对应不同的计算因子，等效受风面积、横向风载荷、纵向风载荷计算分别如表7～表9所示。

单位：mm图6 内侧主浮筒艉部系泊布置图

单位：mm图7 内侧主浮筒中部系泊布置图

单位：mm图8 内侧主浮筒艏部系泊布置图

单位：mm图9 外侧浮筒中部系泊布置图

单位：t图10 靠泊缆绳布置图

表7 等效受风面积计算表

表8 横向风载荷计算表 t

表9 纵向风载荷计算表 t

3.2 作用在SSCV上的流载荷计算

依据规范，对于开敞式海港透空式系船、靠船结构，水流作用在船舶上的载荷按照水流与船舶的角度分为两种计算方法，按照计算结果取其大值。

(1) 依据规范，当水流与船舶流向角θ小于15°或大于165°时，水流对船首和船尾产生的横向载荷计算式为

(3)

(4)

式中：Fx,sc、Fx,mc分别为水流对船首和船尾的横向分力，kN；Cx,sc、Cx,mc分别为水流对船首和船尾的横向分力因数；ρ为水的密度，t/m3；V为水流速度，m/s；B′为水线下横向投影面积，m2。

依据港口工程规范，主浮箱和副浮箱的船首和船尾横向分力因数可按照表10插值得到。

表10 水流力横向分力因数

主浮筒：Cx,sc=0.06;Cx,mc=0。

副浮筒：Cx,sc=0.06;Cx,mc=0。

计算得到船首和船尾的横向水流力分别为Fx,sc=6.01 t、Fx,mc=0 t，合力FT1=6.01 t。

依据规范，当水流与船舶流向角小于15°或大于165°时，水流对船舶作用产生的纵向水流力计算式为

(5)

式中：Fy,c为水流对船舶作用产生的水流力纵向分力，kN；Cy,c为水流力纵向分力因数；S为水线下表面积，m2。

水流力纵向分力因数计算式为

(6)

式中：Re为水流对船舶作用的雷诺数；b为无量纲因数。

水流对船舶作用的雷诺数计算式为

(7)

式中：L2为船舶吃水线长度，m；v为水的运动黏性系数，m2/s。

水的运动黏性系数可按表11选用。无量纲因数b按表12选用。

表11 水的运动黏性系数

表12 无量纲因数

船舶水线以下表面积计算式为

S=1.7L3D+CbL3B

(8)

式中：L3为船长，m；D为船舶平均吃水，m；Cb为船舶方形系数；B为船宽，m。

主浮筒：b=0.012;Cy,c=0.018 4；S=4 663.70 m2。

副浮筒：b=0.012;Cy,c=0.018 4；S=3 477.96 m2。

纵向水流力合力FL1=50.41 t。

(2) 当水流与船舶纵轴平行或15°≤θ≤165°时，横向和纵向水流力计算式为

(9)

(10)

因水流方向随机不确定，计算每隔15°时的流载荷，选取最大的流载荷。

主浮筒：a1=1.15；a2=1.15；b1=0.05；b2=0.10；Fx,c=109.79 t；Fy,c=41.95 t。

副浮筒：a1=1.15；a2=1.15；b1=0.05；b2=0.10；Fx,c=76.01 t；Fy,c=29.04 t。

水流力合力：横向水流力合力FT2=185.80 t；纵向水流力合力FL2=70.99 t。

(3) 因此，在任意流向角下，当水流速度为2.57 m/s时，作用在船舶上的横向水流力合力FT=max(FT1,FT2)=185.80 t,纵向水流力合力FL=max(FL1,FL2)=70.99 t。

不同水流速度下的水流力如表13所示。

表13 不同水流速度下水流力

3.3 作用在船舶上的合力

在吃水为9 m时，不同流速和不同风速下，平台受到的合力如表14所示。

表14 不同流速和不同风速下平台所受合力

3.4 系泊力分析

使用SACS模拟计算每根缆绳的受力情况，计算结果如表15～表17所示。

表15 缆绳受力工况1 t

表16 缆绳受力工况2 t

表17 缆绳受力工况3 t

在流速为2.57 m/s时，不同风速下，码头岸侧40万t VLOC对码头作用如表18所示。

表18 VLOC对码头作用

3.5 码头安全校核

由于江侧带缆+岸侧挤靠的工况载荷组合小于江侧挤靠+岸侧带缆工况载荷组合，因此校核计算载荷及工况组合如下：

外加载荷：(1)各级风条件下江侧SSCV产生的挤靠力；各级风条件下岸侧40万t VLOC产生的带缆力。

工况组合：(1)自重+挤靠力；(2)自重+带缆力；(3)自重+挤靠力+带缆力。

校核计算采用易工水运工程结构CAD集成软件V3.0版，按照平面假定对受力排架进行校核计算。计算结果汇总如表19 ～表 21所示。

表19 11级风条件下仅江侧靠泊SSCV桩基校核

表20 10级风条件下仅江侧靠泊SSCV桩基校核

表21 9级风条件下仅江侧靠泊SSCV桩基校核

综上所述，码头结构在不大于10级风条件下，理论上可以满足码头两侧靠泊防台，但桩基抗拔能力已经临近极限值。

4 结 语

以某SSCV和靠泊码头为主要研究对象，综合考虑同时靠泊的40万t VLOC影响，通过规范计算和数值模拟得到一套能够抵抗蒲氏10级台风的多浮体系泊系统，经过理论分析和工程实际检验，该系泊系统能够保证在台风季SSCV和40万t VLOC同时安全靠泊码头防台的需求。

船舶载荷计算过程虽符合规范法规要求，但还存在以下不足：

(1) 未充分考虑波浪载荷作用，虽然在计算流载荷时选用的经验公式考虑了波浪和流的相互作用，但是准确度较实际情况低，在后续工程实践中应考虑单独计算波浪载荷作用。

(2) 在计算风载荷时按规范选取横向和纵向两种投影面积进行计算，实际最大投影面积可能出现在其他角度，在后续工程实践中应考虑增加更多典型受风角度或采用专业软件进行计算。

(3) 所有载荷及应力校核计算均考虑静力状态，未考虑动载荷频率与结构固有频率之间的响应，在后续研究中应补齐。