超深水鉆井船隔水管艙段結構總體強度分析

王永剛

(中遠海運重工有限公司 技術研發(fā)中心， 遼寧 大連 116600)

0 引言

海洋工程裝備是我國戰(zhàn)略性新興產(chǎn)業(yè)和高端裝備制造業(yè)的重要組成部分，《中國制造2025》已將其列為重點發(fā)展領域[1]。超深水鉆井船能夠適應深海作業(yè)，機動性強，自持時間長，甲板面積和可變載荷大，有一定儲油能力，相對總投資少，是非常理想的超深海鉆探作業(yè)裝備[2-3]。開展對新一代超深水鉆井船的設計研發(fā)，可以增強企業(yè)在國際海工裝備市場的競爭力。

隨著海上鉆井平臺(船)作業(yè)水深的增加，作為海底井口和平臺(船)的連接通道，隔水管重量和體積也不斷增大。位于主甲板以下的隔水管艙段，由于布置和作業(yè)要求，內(nèi)部不允許有任何支撐結構，對結構布置和整體剛度有比較嚴格的要求，故需要進行整體強度校核。

本文以新一代超深水鉆井船的隔水管艙段為研究目標，結合ABS Drillship 規(guī)范要求，利用Drillship 2.0 軟件對目標區(qū)域內(nèi)結構進行總體強度分析，并進行有效地改進和優(yōu)化。

1 隔水管存儲形式

隔水管系統(tǒng)是海底井口與鉆井船之間的連接通道，具有隔離海水、引導鉆具、循環(huán)鉆井液、起下海底防噴器組、系附壓井、防噴、增壓管線、補償鉆井船的升沉運動等功能，應用于勘探和鉆采平臺、浮式鉆井船上。為保障鉆井船的橫搖穩(wěn)性，隔水管多采用平放的存儲形式，見圖1。從存儲位置可以分為兩類：一類是把隔水管堆棧于主甲板以上。如“大連開拓者”號鉆井船，主甲板上設有隔水管存儲模塊[4]；另一類是把隔水管堆棧于主甲板以下的隔水管艙室內(nèi)，稱為緊湊型布置。如PRD12000 鉆井船，其隔水管布置于月池前端的艙室內(nèi)，從雙層底堆棧至主甲板以上，甲板采用大開口形式。緊湊型布置方案可以有效降低整船重心，增大甲板的使用面積和船舶穩(wěn)性，是未來發(fā)展的趨勢。

圖1 隔水管布置方案

目標鉆井船可于3 500 m以上水深處作業(yè)，隔水管總重超過4 000 t，體積龐大，占用面積大，其存儲形式對整體布置和結構設計有很大的影響。超深水鉆井船采用緊湊型布置方案，以平行堆棧的方式將隔水管存儲于主船體的隔水管艙段。艙段位于主甲板以下，月池前端。甲板左舷設有一個28 700 mm×2 500 mm的開孔，用于隔水管的裝卸和傳輸。隔水管布置圖見圖2。

2 隔水管艙段結構布置與設計

從圖2可以看出，整個艙段的橫縱跨距分別達到36.4 m和33.6 m。由于作業(yè)要求，隔水管艙段不允許有任何垂向支撐結構和橫縱方向的艙壁結構，對船體梁的總縱強度和結構的局部強度都有十分不利的影響。該艙段采用縱骨架式，外板靠近甲板和主甲板靠近舷側部分采用局部增加甲板厚度的方式來增加甲板的剖面模數(shù)，提高總縱強度。甲板主要支撐構件使用縱橫交錯的T型材結構，見圖3。大跨距需要增加T型材的尺寸和剖面模數(shù)以滿足強度要求；同時艙室內(nèi)由于吊裝作業(yè)，需要保證艙室內(nèi)吊梁有足夠的活動空間，對主甲板支撐構件的尺寸有限制，兩者相矛盾，為此主甲板支撐構件設計時采用1 100 mm×22 mm腹板和500 mm×30 mm面板的拼接T型材，在保證腹板尺寸的前提下通過增大面板的寬度和板厚增加剖面模數(shù)。

圖2 隔水管艙段布置圖

圖3 典型橫框結構圖

3 總體強度校核

使用Femap軟件建立三維結構有限元模型，利用美國船級社(ABS)開發(fā)的Drillship 2.0 軟件，結合ABS Drillship Guide，在總縱彎曲應力基礎上，疊加局部載荷引起的板架彎曲、縱骨彎曲及板的彎曲，校核關鍵結構的屈服、屈曲及疲勞強度。

3.1 有限元模型及邊界條件

采用全寬全深三艙段模型，模型至少包含目標艙段及前后各一個艙段內(nèi)的主要結構，范圍至前后艙段端部的橫艙壁結構。隔水管艙段結構全部使用高強鋼，最小屈服強度為355 MPa。以建造厚度建立三艙段有限元模型，見圖4。全部隔水管作為整體用質(zhì)量點單元模擬，通過REB3剛性單元與艙室內(nèi)底的肋板相連接，能夠加權分配和傳遞力和彎矩，加載方式見圖5。

圖4 三艙段有限元模型

圖5 隔水管貨物加載模型

模型端部施加剛體位移約束，由模型艉向端面MPC(關聯(lián)縱向構件)X方向線位移約束、兩個端面橫向構件的Z方向彈簧約束與兩個端面垂向構件的Y方向彈簧約束構成。調(diào)節(jié)彎矩分別施加在兩個端面的MPC(關聯(lián)縱向構件)上。

3.2 計算工況

超深水鉆井船有三種典型運營模式：航行、鉆井和風暴自存[5]。每一種運營模式都需要進行總體強度分析，計算裝載工況至少應包括：

(1) 包含最大靜水船體梁剖面載荷(垂向彎矩及剪力)對應的裝載工況——對應不同目標校核艙段，分別以靜水彎矩(區(qū)分中垂中拱)與剪力(區(qū)分正負)作為控制載荷進行篩選，得到對應絕對值最大控制載荷的裝載工況。

(2) 在靜水中艙壓實驗工況——每個艙在測試靜水壓頭下臨近艙是空艙，吃水為1/3結構吃水。對于雙層底中的艙，測試靜水壓頭是到透氣管高度和艙壁甲板中的大者，對于其他艙為到透氣管高度和高出艙頂2.4 m的大者。

對于每一種裝載工況，針對不同目標控制載荷，要采用不同的載荷組合方式進行總體強度分析。隔水管艙段總體計算的裝載工況選擇信息見表1，載荷組合方式見表2，其中：工況LC1～LC8用于校核垂向彎矩為控制載荷的工況，LC9～LC10用于校核垂向剪力為控制載荷的工況。

表1 強度計算裝載工況表

3.3 載荷加載

計算載荷包含船體梁載荷、外部載荷和內(nèi)部載荷。船體梁載荷包含垂向彎矩、垂向剪力和水平彎矩、水平剪力，其計算公式如下：

Mv-total=Msw+kukcβVBMMwv

(1)

Fv-total=Fsw+kukcβVSFFwv

(2)

MHE=kukcβHBMMH

(3)

FHE=kukcβHSFFH

(4)

式中：Mv-total、Fv-total、MHE、FHE分別為需要加載的垂直彎矩、垂直剪力和水平彎矩、水平剪力；Msw、Fsw分別為靜水彎矩和剪力，取自裝載手冊，考慮到鉆井船設備數(shù)量和種類繁多及重量控制復雜等因素，靜水彎矩和剪力增加10%裕量；ku為載荷系數(shù)，ku=1；kc為不同組合工況中船體梁載荷的修正系數(shù)，見表2；Mwv、Fwv、MH、FH分別為相應工況下夏季載重線時由波浪引起的垂向彎矩和垂向剪力、水平彎矩和水平剪力；βVBM、βVSF、βHBM、βHSF分別為作業(yè)海域相對于北大西洋海域關于垂向彎矩和垂剪力、水平彎矩和水平剪力的環(huán)境烈度因子，在結構設計的初始構件尺寸確定階段就可以充分考慮指定作業(yè)地點海況下的載荷烈度[6]。

表2 載荷工況中載荷組合系數(shù)表

在Drillship 2.0軟件系統(tǒng)中，通過定義作業(yè)海域波浪環(huán)境計算環(huán)境烈度因子，進而計算波浪彎矩、波浪剪力、外部壓力、相對波面升高、船體運動的加速度和幅值；結合構件類型和艙室的定義實現(xiàn)內(nèi)部載荷的施加以及腐蝕的扣除，并實現(xiàn)不同構件類型屈服因子和屈曲因子的歸一化。

3.4 計算結果

艙段內(nèi)結構強度校核結果通過屈服因子和屈曲因子來呈現(xiàn)，見表3。屈服因子和屈曲因子最大值不能超過1。

從表3可以看出，甲板和舷側外板板架的屈曲和屈服因子偏低。為了保證船體梁總縱強度，對該結構進行了較大范圍的板厚增加。部分非水密構件的利用率比較高，是由于局部結構的應力集中導致，能夠滿足規(guī)范要求。甲板縱桁面板，包括開孔附近縱桁面板以承受拉應力為主，壓應力很低，不存在屈曲問題。圖6和圖7分別顯示縱向強框屈曲因子云圖和整體變形及應力云圖。

表3 修改后的構件強度分析結果

圖6 縱向強框屈曲因子云圖

圖7 隔水管艙段整體變形和應力云圖

3.5 結果分析

3.5.1 雙層底結構

雙層底結構在隔水管艙的空載工況，即表1中的LC10B與船體梁中拱載荷相疊加時處于危險狀態(tài)。其原因是因為艙室內(nèi)部空載，雙層底結構承受向上的波浪載荷，承載形式見圖8。艙室橫縱跨距大，雙層底結構整體向內(nèi)部彎曲，橫縱肋板的端部承受很大的剪應力，產(chǎn)生局部高應力和剪切失穩(wěn)。雖然縱向跨距比橫向跨距偏小，但是由于總縱應力的疊加，其失效范圍更大，見圖9。底板結構承受很大的壓應力，大范圍板格存在屈曲問題，需要特別關注，可采用局部嵌入板增加板厚的方式進行加強。針對底部縱桁端部和肋板端部利用子模型進行局部加強和細化模型分析后，滿足強度要求。 底部肋板加強方案見圖3，屈服因子云圖見圖10。

圖8 隔水管艙段底部結構受力示意圖

圖9 隔水管艙段底部結構變形和應力云圖

圖10 雙底肋板端部細化模型屈服因子云圖

3.5.2 雙層殼底部肋板

雙層殼肋板結構在靠近內(nèi)底的位置承受較大剪應力的同時，還有大型減輕孔產(chǎn)生的應力集中，是需要關注的危險結構。自存工況下與橫浪載荷相疊加形成最危險工況，外部承受較大的水動力載荷。對該區(qū)域結構進行局部子模型細化計算其屈服和疲勞強度，對開孔角隅采用25 mm嵌入板局部加強(見圖3)后，使用C-curve計算得到開孔角隅處疲勞壽命為131 a，屈服因子為0.995，結果見圖11，滿足規(guī)范要求。

3.5.3 甲板橫梁端部結構

大跨距的甲板橫梁端部需要很大的回復彎矩抵抗其在甲板載荷和中垂船體梁載荷聯(lián)合作用下產(chǎn)生的大彎曲變形。初始設計中，與甲板橫梁端部相連接的雙層殼內(nèi)甲板橫梁和縱艙壁垂直桁結構太弱，不能提供足夠強的端部約束，導致連接結構自身扭轉(zhuǎn)而產(chǎn)生大變形，應力水平超出許用值。雙殼內(nèi)甲板橫梁腹板加深，面板加寬加厚后，采用與隔水管艙內(nèi)甲板橫梁相同規(guī)格的T型材，縱艙壁垂直桁腹板局部增厚，見圖12。整個甲板橫梁成為整體，由雙層殼為其提供端部約束，大大降低該區(qū)域的應力水平。

圖11 雙層殼底部肋板屈服因子云圖

4 結論

(1)屈服方面：需要關注雙層底肋板、縱桁的端部、甲板橫梁的端部及雙層殼底部肋板等結構，這些區(qū)域都存在高剪應力或局部應力集中，可以通過局部增加板厚來降低應力水平。

(2)屈曲方面：需要關注雙層底縱桁的端部和底板結構，可以通過增加板厚來提高屈曲強度。

(3)該計算方法和流程也用于該船貨油艙段、泥漿艙段的總體強度校核，均滿足規(guī)范要求，可以為其他鉆井船提供參考。

圖12 甲板橫梁端部結構修改與應力對比