趙業(yè)彬，孫星宇，張大勇，操太春，王剛，褚洪民

(1.山東電力工程咨詢院有限公司，濟南 250013；2.大連理工大學 海洋科學與技術學院，遼寧 盤錦 124221； 3.大連理工大學 船舶工程學院，遼寧 大連 116086)

渤海萊州灣冬季存在海冰的侵擾,但該海域的某測風塔在設計之初，并沒有考慮冰激振動，尤其是冰激穩(wěn)態(tài)振動對結構的影響。因而結構是否具備抗冰性能需進行論證。目前，國內外對冰區(qū)直立海洋結構物與海冰相互作用有大量的研究，但冰荷載的計算方法和公式沒有統(tǒng)一，各自研究建立的冰力模型也不盡相同，使得最后的計算結果相差較大[1-5]。與傳統(tǒng)的海洋工程結構相比，海上測風塔屬于細長結構，為了節(jié)約成本，塔架截面隨測風塔高度逐漸變小，造成了海上測風塔結構動態(tài)響應更加復雜。由于測風塔與油氣平臺存在差別，本文針對該海域海上測風塔的抗冰性能進行研究。

1 海上測風塔結構動力特性

本文進行海冰與窄體結構相互作用的數(shù)值仿真。選取萊州灣昌邑附近海域的測風塔結構和渤海JZ20-2MUQ平臺(相關參數(shù)見表1)進行對比。萊州灣某測風塔結構為獨柱獨樁的結構形式，鋼樁采用大直徑樁，并在泥面到水面間采用變徑錐段設計。塔架頂端標高105 m，位于工作甲板上部。通過ANSYS有限元軟件中對測風塔模型進行建模分析。先對測風塔結構進行簡化處理，結構的簡化需要保證主體結構幾何形狀、結構的振動頻率和振型的真實性。其中，測風塔基礎的塔筒及工作甲板的斜撐部分采用SHELL181單元，上部甲板部分及塔架部分采用BEAM188單元模擬。與之對比的JZ20-2MUQ平臺采用MASS21單元模擬上部設備質量，其余部分的導管架結構用PIPE20單元建模。JZ20-2MUQ平臺和萊州灣測風塔有限元模型見圖1。

圖1 海洋平臺與測風塔結構有限元模型

表1 萊州灣測風塔與JZ20-2NW導管架平臺結構參數(shù)

通過對比發(fā)現(xiàn)，兩者水線處直徑相近且均為窄體結構(破碎冰可及時從結構兩側清除，不發(fā)生冰堆積)，此外結構基頻相近。研究測風塔冰力模型時可采用已經較為成熟的計算渤海導管架平臺的窄體結構冰力模型。

忽略樁基與泥土的相互作用，認為測風塔結構的樁腿底部固定，約束其所有方向的自由度，其中:X軸方向與測風塔儀器支架方向平行，Z軸方向為沿測風塔高度方向，Y軸方向垂直于X軸、Z軸方向?；跀?shù)值模擬，結構前四階固有頻率及振型見表2。

表2 測風塔結構前4階頻率及振型 Hz

分析發(fā)現(xiàn)，獨柱獨樁測風塔結構的基頻為0.75 Hz，基頻與實測頻率相近，結構的前三階振型分別為Y方向擺動、X方向擺動、Z方向扭轉，與結構的實際動力特性相近，此模型能夠反映結構的動力特征。

2 冰載荷模型

研究表明：針對冰與柔性直立結構擠壓破碎引起的冰荷載和結構振動，根據(jù)冰破碎模式，存在以下3種模式[6]。

1)低冰速。準靜態(tài)破壞：在冰速小于2 cm/s時，海冰表現(xiàn)為準靜態(tài)破壞，可以將此種情況下的冰荷載考慮為靜冰力。

2)中冰速。結構穩(wěn)態(tài)振動：當冰速大致位于2～4 cm/s時。通過實測的冰力時程及結構響應發(fā)現(xiàn)，海冰破碎頻率和結構的固有頻率相同，發(fā)生頻率鎖定，結構發(fā)生共振現(xiàn)象。文獻[1]根據(jù)渤海實測的自激振動冰力時程，給出了三角波時域函數(shù)。

3)快冰速時。結構隨機強迫振動：當冰速大于4 cm/s時，由實測的擠壓冰力時程曲線分析發(fā)現(xiàn)。結構發(fā)生隨機振動，根據(jù)渤海和波斯尼亞灣燈塔上測得的大量樣本的隨機冰荷載數(shù)據(jù)，經統(tǒng)計分析建立了隨機冰力譜[7-8]。

3種冰載荷模式中，低冰速的準靜態(tài)破壞和中冰速的結構穩(wěn)態(tài)振動對冰區(qū)海洋結構物影響明顯，應重點予以考慮，本文主要針對2種情況下的冰載荷模型及測風塔的冰振響應進行分析。

2.1 極值靜冰載荷

目前的海工結構規(guī)范設計中，一般考慮地震、波浪、海流、風和海冰作用。通過將不同載荷轉化為等效靜力進而以此為依據(jù)設計海洋結構物。對于抗冰結構，一般重點考慮在極端靜冰載荷的作用下結構的強度、剛度要求。通過多年對渤海導管架平臺冰力的直接測量，目前渤海石油平臺上常用直立結構的極值靜冰力計算公式為

F=kDhσc

(1)

式中：F為總冰力，kN；k為折減系數(shù)，建議取值0.7；D和h分別為結構直徑和冰厚，cm；σc為該處海域冰的單軸壓縮強度，MPa，渤海海冰壓縮強度可近似取2.0 MPa。

2.2 冰激穩(wěn)態(tài)振動

動冰載荷對結構的危害巨大。當冰速較慢時，冰力的頻率接近結構的固有頻率，結構會發(fā)生自激穩(wěn)態(tài)振動。通過對比冰激穩(wěn)態(tài)振動發(fā)生時，結構交變位移和交變冰力的同步時程發(fā)現(xiàn)冰力是一個周期性過程[9](見圖2)。冰激穩(wěn)態(tài)振動時結構振動幅值較大，持續(xù)時間較長，對直立結構的安全運行危害較大。

圖2 冰激穩(wěn)態(tài)振動時冰力和結構振動位移時程曲線的頻率鎖定現(xiàn)象

文獻[1]構建的冰激穩(wěn)態(tài)振動冰力簡化模型為三參數(shù)的三角時域模型，時域函數(shù)模型見圖3，表征產生自激振動的冰力隨時間的變化特征。

Fmax-冰力最大值，可保守取為極值靜冰力；ΔF=qFmax，q建議選取0.4；Fmean-冰力平均值；T-冰力周期，計算中可近似取為結構固有周期；α-加載階段系數(shù)，建議取0.8。圖3 簡化的穩(wěn)態(tài)冰力模型

3 萊州灣某測風塔結構冰振響應分析

3.1 靜冰載荷與動冰載荷下結構響應分析

基于文中相關計算方法，對萊州灣海域的某測風塔結構的抗冰性能進行分析，根據(jù)《中國海海冰條件及應用規(guī)定》，該海域的設計冰厚及測風塔結構的極值冰力見表3。

表3 設計冰厚及極值冰力

考慮結構自重，在結構水線處施加50年一遇的極值靜冰力，進行靜力學分析，計算結果見圖4。

圖4 極值靜冰力下結構的應力云圖

在受到50年一遇的極值靜冰力作用下，X方向的最大位移量發(fā)生在結構的頂端116.55 mm。根據(jù)《高聳結構設計規(guī)范》規(guī)定，按非線性分析的自立塔結構在以風載荷為主的載荷標準組合下的水平位移需滿足相關要求，即任意點的水平位移不得大于該點離地面高度的1/50(2 100 mm)；結構的最大von Mises應力發(fā)生在測風塔塔筒最下端處，其值為38.50 MPa且小于Q235鋼的容許應力180 MPa。分析結果表明，測風塔結構在受到50年一遇的極值靜冰力作用下，靜冰載荷引起的結構響應較小。

對結構在不同設計工況下的靜冰載荷、冰激穩(wěn)態(tài)振動位移響應進行分析。提取了測風塔有限元模型響應點1～6(提取響應點位置見圖5)，分別對應于結構標高10、30、50、70、90、100 m處，這些位置都安裝風速儀等相關儀表設備，對響應較為敏感。

圖5 提取響應點位置

對比結構在靜冰載荷和冰激穩(wěn)態(tài)振動的結構位移響應見表4。

表4 靜冰載荷與冰激穩(wěn)態(tài)振動下結構響應對比

由表4可見,兩種工況下的結構動力放大系數(shù)相同，結構的動力響應遠大于靜載荷下的響應；標高越高的地方，結構的動力放大系數(shù)越大，動力放大現(xiàn)象越顯著。數(shù)據(jù)表明，此結構在海冰作用下發(fā)生頻率鎖定現(xiàn)象時，動冰荷載是結構的控制荷載，結構相同標高處的動力放大系數(shù)相同。冰激穩(wěn)態(tài)振動對于測風塔上部設備(例如，響應點6，動力放大系數(shù)達到6.7)安全運行存在隱患，應當進一步研究冰激穩(wěn)態(tài)振動對結構的危害。

3.2 測風塔結構冰激穩(wěn)態(tài)振動分析

3.2.1 結構加速度響應分析

加速度是評價結構及設備安全的指標之一，為了研究測風塔結構發(fā)生冰激穩(wěn)態(tài)振動時對結構及其附屬部件的危害，計算分析得到了測風塔在以下4種工況下發(fā)生頻率鎖定時的結構響應加速度，見表5。由于目前我國缺乏在冰激振動下結構的振動規(guī)范，故參考《建筑抗震設計規(guī)范》結構振動相關規(guī)定，見表6。

表5 測風塔結構在不同工況下的冰激穩(wěn)態(tài)振動加速度響應

表6 抗震設防烈度和設計基本地震加速度值的對應關系

該測風塔結構的抗震設防烈度為8度，即結構振動應當控制在0.20g以內。由表5可見，在1年一遇的冰況下結構標高100 m處不滿足設計要求；對于50年一遇的冰況，在標高50 m以上的結構響應就不滿足設計要求。表明在海冰作用下此結構發(fā)生頻率鎖定現(xiàn)象時，結構的振動響應劇烈。從渤海導管架平臺現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，冰激穩(wěn)態(tài)振動有時會長達幾分鐘，若長期處于此種工況下不利于儀器的正常運行及上部塔架結構的安全，因此，需要采取措施，避免結構穩(wěn)態(tài)振動的發(fā)生，例如,加裝抗冰錐體等。

以1年一遇極值冰況為例，提取結構響應點1(標高10 m處)、響應點5(標高90 m處)的X方向(海冰作用方向)的加速度響應見圖6。

圖6 X方向加速度響應

由圖6可見，不同位置的響應時程曲線不同。在標高10 m處，結構振動頻率較高；標高90 m處，振動頻率相對較低，且加速度幅值隨著時間推移，出現(xiàn)了明顯的放大現(xiàn)象，并逐步趨于穩(wěn)定。長期的冰激穩(wěn)態(tài)振動也會加劇結構的疲勞失效。

3.2.2 結構響應隨高度的變化趨勢

研究測風塔結構的位移響應分布，對測風塔結構的安全運行及改造都有著重要的意義。以1年一遇、50年一遇極端冰況為例(其他極端工況具有同樣趨勢)，對結構各個響應點的X方向位移極值和加速度極值進行提取，見圖7、8。

圖7 各個響應點X方向位移極值

由圖7可知，隨著測風塔結構高度的增加，結構位移響應越來越大，在響應點3以后結構的響應增長速率迅速增加。可能是由于塔架設計截面隨高度逐漸變小，使得上部剛度較小，易變形，進而導致位移極值隨著響應點位置的提升增加迅速。

由圖8可知，隨著結構高度的增加，加速度響應整體上也隨之增加，但在響應點4處，結構的加速度響應明顯提高且高于響應點5處的加速度。由于標高70 m處，塔架截面進一步減小，上部劇烈的響應引起了該處加速度幅值的提高，應對結構70～80 m部分的截面面積進行適當?shù)脑龃笠蕴嵘撎幍木植縿偠取?/p>

圖8 各個響應點X方向加速度極值

3.3 標高10 m工作甲板法蘭連接處振動響應

標高10 m處也是工作甲板與上部塔架的法蘭連接處。在冰厚為6.6、14.4、29.7、34.9 cm且發(fā)生冰激穩(wěn)態(tài)振動的工況下，對4根主立柱與工作平臺連接處的法蘭盤的加速度數(shù)據(jù)進行提取分析，見圖9。圖中(6.6，0.021)代表在6.6 cm冰厚的工況下，工作甲板法蘭連接處加速度響應為0.021g。

圖9 工作甲板法蘭連接處的加速度響應

由圖9可知，法蘭連接處振動響應隨著冰厚的增加逐漸增大，且基本上呈現(xiàn)線性的關系，極端冰況下可達到0.12g。由于穩(wěn)態(tài)振動發(fā)生時的持續(xù)時間會比較長，在較大冰厚發(fā)生穩(wěn)態(tài)振動時，長期強烈的振動響應可能會使法蘭緊固螺栓的松動[10-11]，影響測風塔結構的安全運行。

4 結論

1)海上測風塔結構屬于直立窄體結構，且結構與渤海導管架平臺基頻相近，窄體結構冰力模型適用于測風塔。

2)靜冰載荷引起的測風塔響應較小，但動冰載荷對該結構的危害較大。在設計中應重點考慮動冰載荷對結構的影響。

3)該測風塔對抗冰性能的考慮不足。在冰載荷作用下，若發(fā)生穩(wěn)態(tài)振動，會對結構本身及上部設備造成危害，工作甲板法蘭處可能會因振動劇烈而產生疲勞失效。該測風塔結構應該采取措施以避免穩(wěn)態(tài)振動的發(fā)生。