超深水鉆井船波浪載荷計算分析

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(中遠海運重工有限公司 技術研發中心，遼寧 大連 116600)

由于鉆井作業的需要，鉆井船在船舯附近會布置垂向貫穿船體，與海水相連通的月池結構，而該處往往是鉆井船總縱彎矩最大的位置。同時，月池開口打斷了船體縱向構件的連續性，對船體結構強度造成了不利影響[1]。此外，月池角隅點具有較大的應力集中系數，是疲勞評估重點關注的區域。因此，波浪載荷預報的準確度對鉆井船結構的可靠性評估非常重要[2-3]。波浪載荷的預報理論和計算手段已經比較成熟。其中三維線性理論是工程中應用最為廣泛的方法[4]。

考慮以一艘無限航區的超深水鉆井船為研究對象，應用WASIM軟件對目標船的波浪彎矩進行直接計算。將波浪彎矩直接計算值與規范計算值進行比較，以論證對于鉆井船這類工程型船舶進行波浪載荷直接計算的必要性。

1 鉆井船模型概述

目標鉆井船為一艘超深水鉆井船，作業水深可達3 658 m，最大鉆井深度為15 240 m，可變載荷為35 000 t。其主尺度見表1，月池形狀見圖1。

鉆井船滿載與壓載計算工況信息見表2。

1.1 船體網格模型

鉆井船船體元面網格為正交性很好的四邊形網格，半船體濕表面網格數為2 088個，網格精度滿足計算要求。見圖 2。

表1目標船主尺度m

型長233.0 型寬 43.4 型深 22.4 月池長度 34.3 月池寬度 11.2 設計吃水 9.5

m

波浪載荷計算所需的質量模型以沿船長分布質量點的形式輸入，質量模型的重心縱向位置與面元模型的浮心縱向位置相同，質量模型的重量與面元模型的排水量一致，質量模型的橫搖、縱搖和首搖慣性半徑應與相應的裝載工況一致。

鉆井船波浪載荷計算的剖面位置分布見表3，全船共有20個剖面。

表3 波浪載荷計算剖面

1.2 計算浪向與周期

浪向和波浪周期參數見表4。浪向定義：從船尾到船首為0度浪向；從右舷到左舷為90度浪向。波浪周期的計算范圍應能準確代表計算海域波浪能的分布范圍和船體的響應特性。

表4 波浪方向與周期

1.3 月池的影響

進行鉆井船波浪載荷計算時，在月池活塞和晃蕩共振頻率點處，月池內流體的共振運動會導致在月池結構處船體橫剖面上波浪載荷RAO出現異常峰值，造成計算結果失真。對于月池的處理，相關文獻[4]和船級社推薦作法是，全船濕表面面元模型中不建立月池結構。

1.4 粘性橫搖阻尼

粘性橫搖阻尼對船體的橫搖運動有重要影響，其與船體的舭部形狀、舭龍骨尺寸，以及橫搖運動速度密切相關。不同回復周期的橫搖運動幅值對應的黏性橫搖阻尼是不同的，應用隨機線性化方法對粘性橫搖阻尼進行線性化[6]。

1.5 長期預報

根據挪威船級社規范[7]的要求，無限航區鉆井船在航行工況下，波浪彎矩長期預報的海浪條件為北大西洋波浪散布圖，海浪譜為PM譜，應用威布爾分布進行長期擬合，海浪譜方向函數為二次余弦函數，其他參數見表5。

1.6 短期預報

根據北大西洋波浪散布圖，20年 一遇的海況查閱美國船級社指南[8]，目標海況的有義波高為15.1 m，對應的平均上跨零周期在11～12 s附近。在這樣的極端海況下，為了避免鉆井船發生過大的橫搖運動而導致船體傾覆，在DP-3動力定位系統的幫助下，目標船的艏向角會保持在±30°的范圍內。因此，目標船波浪彎矩短期極值計算的浪向角范圍為150°～180°。其他海況參數見表6。

表5 長期波浪載荷預報的波浪環境條件

在有義波高為15.1 m的惡劣海況下，船體搖蕩運動十分劇烈，而且還會遭受嚴重的波浪增阻，這些因素都會導致鉆井船失速，故計算分析時，只考慮零航速情況。

表6 航行工況海況條件

2 結果與討論

2.1 短期極值與長期極值

目標船壓載狀態不同平均上跨零周期海況時，波浪彎矩短期預報極值(即，短期預報最有可能的最大值)沿船長的分布見圖3。滿載工況下，不同周期短期海況下的波浪彎矩極值則見圖 4。由圖3、4可知，不論是壓載狀態還是滿載狀態，目標船波浪彎矩的最大短期極值都發生在平均上跨零周期為TZ=10.5 s的海況，而且隨著周期的增加，船中處波浪彎矩極值逐漸變小。

在平均上跨周期為10.5 s的海況以及3種不同浪向下，鉆井船在壓載和滿載狀態波浪彎矩極值分布信息分別見圖5、6。如圖所示，180°浪向下，波浪彎矩短期極值最大；而且150°浪向下，波浪彎矩短期極值最小。故以平均上跨零周期Tz=10.5 s，180°浪向下的海況作為目標船的設計海況，并以此設計海況下波浪彎矩的短期極值與長期統計極值進行對比分析。

在壓載和滿載2種狀態下，波浪彎矩長期與短期預報極值的對比情況分別見圖7、8。選取沿船長分布最大的波浪彎矩計算值作為波浪彎矩的設計值。由此可知，不論是壓載狀態還是滿載狀態，波浪彎矩長期設計值與波浪彎矩的短期設計值都出現在距船艉108 m處的剖面上。壓載狀態，波浪彎矩短期設計值為4.52×109N·m，波浪彎矩長期設計值則為4.27×109N·m，相對誤差為5.85%；滿載狀態下，波浪彎矩短期設計值增加到4.90×109N·m，對應的長期設計值為4.65×109N·m，相對誤差為5.4%。相同概率水平下，波浪彎矩的長期設計值小于其短期設計值，但是相對誤差不超過6%。

除了波浪彎矩短期設計值大于長期設計值外，還有一個現象值得注意：兩種裝載狀態下，目標船前半部分船體，波浪彎矩的短期極值明顯高于長期極值。造成兩者之間出現明顯差距的原因是兩種統計方法對浪向角處理方式的不同：目標船進行波浪載荷長期預報時，計算了0～180°全部浪向下波浪彎矩的傳遞函數，并且以等概率水平考慮了全部浪向對波浪彎矩的影響；而開展波浪載荷短期預報時，只進行了180°頂浪狀態下波浪載荷的計算，沒有考慮其他浪向對波浪彎矩計算的影響。在頂浪狀態下，船體前半部分的縱搖運動會明顯大于其他浪向下的計算結果，進而具有較大的垂向加速度；而且頂浪狀態下波浪彎矩也大于其它浪向下的值。所以，同概率水平下波浪彎矩的短期設計值會大于長期設計值，以及目標船前半部分的波浪彎矩短期極值會明顯大于長期極值。

2.2 波浪載荷長期計算值及與規范值的比較

參照挪威船級社規范[9]給出的鉆井船垂向波浪彎矩的規范計算公式。

中垂波浪彎矩為

Mwo,s=-0.11CwL2B(Cb+0.7)

中拱波浪彎矩為

Mwo,h=0.19CwL2BCb

式中：Cw為波浪系數，對于目標船取值為10.11；L為規范船長，226.017 m；B為型寬；Cb為相應吃水下的方形系數，但是不能小于0.6。

根據挪威船級社規范[10]要求，在極限海況下，由線性理論計算得到的波浪彎矩應該進行非線性修正，修正系數見表7。

表7 波浪彎矩非線性修正系數

考慮非線性修正后，滿載狀態下波浪彎矩的長期極值與規范值的對比見表8。

表8 滿載出港波浪彎矩直接值與規范值對比

壓載到港波浪彎矩直接值與規范值對比見表9。如表9所示，壓載狀態波浪彎矩的長期計算值與規范計算值的對比關系與滿載時的情況相同，即波浪彎矩長期預報極值大于規范值。

表9 壓載到港波浪彎矩直接值與規范值對比

綜上所述，航行工況下，目標鉆井船波浪彎矩的長期統計極值遠大于規范計算值，兩者之間的最大相對誤差為34.61%，而最小相對誤差為10.43%。由此可見，規范計算值不能作為鉆井船的波浪載荷的設計值，對于此類工程型船舶必須進行波浪載荷直接計算。

3 結論

1)無論是采用長期預報法還是應用短期計算法來確定鉆井船波浪彎矩設計值時，應對比分析同概率水平下波浪載荷的長短期預報極值，以增加計算結果的可靠性。

2)相同概率水平下，目標船波浪彎矩短期預報極值一般會大于長期預報極值。主要原因在于，兩種方法對浪向處理方式不同。短期預報只考慮導致目標船波浪彎矩最惡劣的浪向，即頂浪浪向；而長期預報還會計及其他浪向的影響。

3)鉆井船波浪彎矩的規范計算值比直接計算值小20%～30%，規范計算值不能作為目標船波浪彎矩的設計值。如果在前期輸入條件不足的情況下，采用規范公式計算值時，建議乘以1.2～1.3的安全系數。