3 000 m深水鉆井船全船有限元分析

，，，，

(大連船舶重工集團設計研究院有限公司，遼寧 大連 116005)

3 000 m深水鉆井船全船有限元分析

石強，劉小杰，王飛，趙杰，劉文民

(大連船舶重工集團設計研究院有限公司，遼寧 大連 116005)

以某3 000 m深水鉆井船為研究對象，采用等效設計波方法,以三維勢流理論為基礎，進行水動力分析，計算不同主控載荷的傳遞函數，結合海浪譜得出響應譜，進行DLP極值的短期預報和長期預報，從而挑選出等效設計波，開展全船有限元分析，依據規范衡準校核了結構強度，給出船體梁變形。結果表明，目標鉆井船的結構強度滿足船級社規范要求。計算方法和結果通過了船級社的審核認可。

鉆井船；全船有限元分析；水動力分析；等效設計波；結構強度

按ABS規范要求，作為船型海工產品，鉆井船的基本設計完成總縱強度計算、典型橫剖面校核，以及三艙段有限元分析即可[1]。但隨著海工產品結構分析技術和計算機軟硬件技術的日益發展，越來越多的船東和船級社提出在鉆井船的基本設計階段開展全船有限元分析的要求，以確保船體的整體結構安全。以某深水鉆井船為研究對象，該船的垂線間長231.0 m，型寬42.0 m，型深19.0 m，最大作業水深3 000 m，作業工況和自存工況吃水均為12.0 m，自航工況吃水8.5 m。

ABS船級社規范要求鉆井船全船有限元分析主要考察自航工況、作業工況和風暴自存工況[2]，本文以鉆井船的自存工況為例。

1 概述

鉆井船全船有限元分析已成為現代船舶結構設計強有力的技術手段[3]。船體中部有較大的月池開口，對船體結構強度極為不利[4]。目前精度較高的算法是采用全船結構強度有限元分析，建立全船主要結構的三維有限元模型，盡可能詳細地描述船體結構的各個構件之間的相互關系，合理的定義和描述鉆井船在不同工況下所受到的各種載荷，從而對船體結構進行更為合理的評估。

目前鉆井船設計領域普遍采用等效設計波的方法進行全船有限元分析，基本流程見圖1。

圖1 鉆井船全船有限元分析基本流程

計算采用DLA/SFA FOS，該軟件由ABS船級社開發，包含水動力分析和結構分析模塊。

2 水動力分析

2.1 水動力分析模型及靜水平衡

由于單元數量的限制，水動力分析采用濕表面模型，即模型只包括12.0 m吃水線以下的舷側外板和底板部分。與其他船型不同的是，鉆井船的水動力模型還必須包括月池區域的圍壁,模型見圖2，共包括2 114個單元。

圖2 水動力分析濕表面模型

采用DLA/SFA FOS軟件通過微調吃水和縱傾，使水動力模型的排水量和重心縱向位置與實際值之間的差異在許可范圍內。調平后的靜水彎矩和剪力應在鉆井船船體艏艉2端收斂歸零，見圖3。

圖3 靜水平衡驗證

2.2 主控載荷的傳遞函數

按照ABS船級社規范要求，鉆井船全船有限元分析的主控載荷DLP參數包括：垂向彎矩(VBMT)，垂向剪力(VSHF)，水平彎矩(HBMT)，水平剪力(HSHF)，垂向加速度(AACC)，水平加速度(LACC)，橫搖角度(ROLL)?？紤]到最大正負靜水垂向剪力并不出現在船體梁同一縱向位置，而水平剪力又需要分別考察距船艏和船艉1/4垂線間長的位置，因此在船體的不同考察位置共選取9項DLP，見表1。

表1 本鉆井船的主控載荷參數 m

因為鉆井船月池區域大開口的特點，導致該區域總縱強度相對較弱，因此垂向彎矩VBMT是考察鉆井船結構強度最重要的主控載荷。

依據三維勢流理論計算DLP的傳遞函數RAO?？紤]船體的對稱性，選取浪向0°～180°，步長為15°；角頻率范圍0.20～1.85 rad/s，步長為0.05 rad/s。以VBMT、VSHF、AACC及ROLL為例，本鉆井船DLP參數的傳遞函數計算結果見圖4～7，圖中浪向步長為30°。

圖4 垂向彎矩傳遞函數

圖5 垂向剪力傳遞函數(X=118.794 m)

圖6 垂向加速度傳遞函數

圖7 橫搖角度傳遞函數

2.3 極值預報

與其他海工產品極值預報不同，ABS規范要求鉆井船全船有限元分析既要進行短期極值預報也要進行長期極值預報[5-7]。

短期海況可視為均值為零的平穩正態隨機過程。在使用上述頻域理論計算得到鉆井船的響應RAO后，基于隨機過程譜分析理論，預報3 h短期海況下響應最可能出現的最大值。

鉆井船響應譜表達式為

(1)

式中：H(ω,θ)為傳遞函數；Sη(ω,θ)為海浪譜密度。

其中：ω為角頻率；θ為浪向。

響應譜的n階矩表達式為

(2)

對于正態隨機過程，鉆井船最大響應的跨零頻率為

(3)

響應的循環次數為

(4)

式中：D為海況時長，短期預報一般取3 h海況，則D=10 800 s。

在短期海況內，鉆井船響應的最大可能出現的最大值為

(5)

(6)

式中：pm為波浪散布圖中每個海況的出現概率；pk為浪向概率。

(7)

對于長期預報所選用的設計回歸周期T(年)，響應幅值出現的總次數為

2.4 等效設計波及工況

本船3 h短期預報有義波高為13.7 m，譜峰周期范圍為13.35～28.00 s，選用Jonswap波浪譜，譜峰形狀參數γ=3.3，長期預報選用北大西洋波浪散布圖[8]，設計回歸周期為100年，各浪向概率相等均為0.083 3。經計算，各項DLP參數的極值預報結果及相應的等效設計波參數見表2。

表2 極值預報結果及相應設計波

根據表2中9項DLP參數，考慮到正負向最大值相位的不同，共確定16個工況，見表3。

3 全船有限元分析

3.1 全船有限元模型

采用殼單元和梁單元建立主船體有限元模型，網格尺寸為縱骨間距。對于不屬于全船有限元分析對象的大型設備和上部模塊等，采用質量點單元模擬，并通過大剛度的梁單元連接到主船體結構模型的適當位置。全船有限元模型見圖8。

圖8 全船結構有限元模型

工況編號DLP相位工況說明1VBMTDLPMAX最大中垂工況,船中2VBMTDLPMIN最大中拱工況,船中3VSHFDLPMAX最大正垂向剪力,118.79m處4VSHFDLPMIN最大負垂向剪力,194.50m處5HBMTDLPMAX最大正水平彎矩,船中6HBMTDLPMIN最大負水平彎矩,船中7HSHFDLPMAX最大正水平剪力,3/4垂線間長處8HSHFDLPMIN最大負水平剪力,3/4垂線間長處9AACCDLPMAX最大正垂向加速度,艏垂線處10AACCDLPMIN最大負垂向加速度,艏垂線處11LACCDLPMAX最大正水平加速度,艏垂線處12LACCDLPMIN最大負水平加速度,艏垂線處13ROLLDLPMAX最大正橫搖角14ROLLDLPMIN最大負橫搖角15HSHFDLPMAX最大正水平剪力,1/4垂線間長處16HSHFDLPMIN最大負水平剪力,1/4垂線間長處

全船有限元模型的單元信息匯總見表4。

表4 全船有限元模型單元數

對于邊界條件，根據ABS規范，選取底板上的3個節點加載邊界條件，以限制船體的剛體位移。對于準靜態分析而言，波浪力與船體慣性力相平衡，因此,3個約束點上的反力基本為零。

表5 模型的邊界條件

注：邊界狀態1：約束；邊界狀態0：無約束。邊界狀態次序為δx，δy，δz，θx，θy，θz，即x,y,z方向的位移和轉角。

3.2 結構校核衡準

對于有限元分析的結果，需要校核結構失效模式：屈服、屈曲和極限強度[2]。以水密結構的屈服強度衡準為例。

水密結構強度校核，需分別校核板材和骨材的屈服強度。對于四邊形板單元應校核von-Mises膜應力，對于梁單元應校核軸向應力。

基于船級社推薦的縱骨間距網格尺寸，不同等級鋼材的屈服強度許用應力衡準見表6。

表6 水密結構許用應力衡準

注：Sm-強度折減系數，根據表中不同鋼材材質等級確定；cf-對于未扣除腐蝕余量模型，cf=0.95；對于已扣除腐蝕余量的模型，cf=1.0；cl-對于上層甲板、舷側外板和縱向艙壁等結構cl=0.9；對于外底、內底和橫艙壁等結構cl=0.8。

3.3 全船有限元分析結果

考慮表3 16種工況的等效設計波作用，結合規范校核衡準，得到本鉆井船全船有限元分析主要結構校核結果見表7。

表7 主要結構校核結果

以船體主要結構主甲板和舷側外板為例，本船分析校核結果云圖見圖9～14。

圖9 主甲板屈服強度利用系數云圖

圖10 主甲板屈曲利用系數云圖

圖11 主甲板極限強度利用系數云圖

圖12 舷側外板屈服強度利用系數云圖

圖13 舷側外板屈曲利用系數云圖

圖14 舷側外板極限強度利用系數云圖

除了上述強度校核結果，全船有限元分析還能得到整個船體梁的變形結果，這是傳統的3艙段計算無法得到的。以最大中垂工況(工況1)和最大中拱工況(工況2)為例，船體梁變形(單位：cm)云圖15所示。

圖15 船體梁變形云圖

4 結論

1)采用等效設計波方法對某3 000 m深水鉆井船進行全船有限元分析，ABS船級社的審核結果驗證表明，本文方法正確，結果準確。

2)與規范計算方法相比，全船有限元分析能夠全面地計算出船體結構的整體應力水平和變形，能夠為后續的局部結構分析提供準確的位移邊界條件。

3)月池中的波浪載荷具有較強非線性，僅采用勢流理論無法準確計算，將進一步深入研究月池非線性載荷計算方法，用于月池局部結構校核。

[1] ABS. Guide for building and classing drillships, hull structural design and analysis (2011版)[S]. USA: ABS,2011.

[2] ABS. Guide for dynamic loading approach for floating production, storage and offloading (FPSO) installations (2010版)[S]. USA: ABS,2010.

[3] 張少雄,陳南華,張偉.8 000 t級江海直達駁船的全船結構強度直接計算[J].船海工程,2005(5):39-41.

[4] 郭興乾.3 000 m水深鉆井船總強度預報[D].哈爾濱：哈爾濱工程大學，2012.

[5] 劉學勤,張海彬.深水鉆井船運動性能分析[J].船舶,2013,24(3):12-25.

[6] 郭興乾.深水鉆井船波浪載荷預報[J].船舶,2012,23(3):40-67.

[7] ABS. Rules for building and classing mobile offshore drilling units (2012版)[S]. USA: American Bureau of Shipping,2012:107-111.

[8] DNV. Environmental Conditions and Environmental Loads (2010版)[S]. Norway: DET NORSKE VERITAS,2010:112-115.

Global Hull FE Analysis of 3 000 Meter Deepwater Drilling Ship

SHIQiang,LIUXiao-jie,WANGFei,ZHAOJie,LIUWen-min

(Dalian Shipbuilding Industry Design & Research Institute Co. Ltd., Dalian, Liaoning 116005, China)

Taking a 3 000 m deep water drilling ship as an object, the basic process of global hull analysis was described based on the equivalent design wave method. The RAOs of different dominant load parameters (DLP) were calculated based on the three dimensional potential theory. The response spectra were gotten by using wave spectra. The extreme values of DLP were assessed with short term prediction and long term prediction. The equivalent design waves were selected to carry out the global hull analysis. According to the criteria in ABS rule, the structures strength was checked and the deformation of hull girder was presented. The check results showed that the structures strength of the object drilling ship satisfy ABS rule requirement. The method and results were approved by ABS.

drilling ship; global hull FE analysis; hydrodynamic analysis; equivalent design wave; structural strength

U661.42;TE951

A

1671-7953(2017)06-0001-06

10.3963/j.issn.1671-7953.2017.06.001

2017-02-20

2017-03-27

國家發展改革委海洋工程裝備研發及產業化專項(3 000 m深水鉆井船設計建造技術研發及產業化)

石強(1978—)，男，博士，高級工程師

研究方向：海洋工程結構設計分析