3 000 m深水钻井船全船有限元分析

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(大连船舶重工集团设计研究院有限公司，辽宁 大连 116005)

3 000 m深水钻井船全船有限元分析

石强，刘小杰，王飞，赵杰，刘文民

(大连船舶重工集团设计研究院有限公司，辽宁 大连 116005)

以某3 000 m深水钻井船为研究对象，采用等效设计波方法,以三维势流理论为基础，进行水动力分析，计算不同主控载荷的传递函数，结合海浪谱得出响应谱，进行DLP极值的短期预报和长期预报，从而挑选出等效设计波，开展全船有限元分析，依据规范衡准校核了结构强度，给出船体梁变形。结果表明，目标钻井船的结构强度满足船级社规范要求。计算方法和结果通过了船级社的审核认可。

钻井船；全船有限元分析；水动力分析；等效设计波；结构强度

按ABS规范要求，作为船型海工产品，钻井船的基本设计完成总纵强度计算、典型横剖面校核，以及三舱段有限元分析即可[1]。但随着海工产品结构分析技术和计算机软硬件技术的日益发展，越来越多的船东和船级社提出在钻井船的基本设计阶段开展全船有限元分析的要求，以确保船体的整体结构安全。以某深水钻井船为研究对象，该船的垂线间长231.0 m，型宽42.0 m，型深19.0 m，最大作业水深3 000 m，作业工况和自存工况吃水均为12.0 m，自航工况吃水8.5 m。

ABS船级社规范要求钻井船全船有限元分析主要考察自航工况、作业工况和风暴自存工况[2]，本文以钻井船的自存工况为例。

1 概述

钻井船全船有限元分析已成为现代船舶结构设计强有力的技术手段[3]。船体中部有较大的月池开口，对船体结构强度极为不利[4]。目前精度较高的算法是采用全船结构强度有限元分析，建立全船主要结构的三维有限元模型，尽可能详细地描述船体结构的各个构件之间的相互关系，合理的定义和描述钻井船在不同工况下所受到的各种载荷，从而对船体结构进行更为合理的评估。

目前钻井船设计领域普遍采用等效设计波的方法进行全船有限元分析，基本流程见图1。

图1 钻井船全船有限元分析基本流程

计算采用DLA/SFA FOS，该软件由ABS船级社开发，包含水动力分析和结构分析模块。

2 水动力分析

2.1 水动力分析模型及静水平衡

由于单元数量的限制，水动力分析采用湿表面模型，即模型只包括12.0 m吃水线以下的舷侧外板和底板部分。与其他船型不同的是，钻井船的水动力模型还必须包括月池区域的围壁,模型见图2，共包括2 114个单元。

图2 水动力分析湿表面模型

采用DLA/SFA FOS软件通过微调吃水和纵倾，使水动力模型的排水量和重心纵向位置与实际值之间的差异在许可范围内。调平后的静水弯矩和剪力应在钻井船船体艏艉2端收敛归零，见图3。

图3 静水平衡验证

2.2 主控载荷的传递函数

按照ABS船级社规范要求，钻井船全船有限元分析的主控载荷DLP参数包括：垂向弯矩(VBMT)，垂向剪力(VSHF)，水平弯矩(HBMT)，水平剪力(HSHF)，垂向加速度(AACC)，水平加速度(LACC)，横摇角度(ROLL)。考虑到最大正负静水垂向剪力并不出现在船体梁同一纵向位置，而水平剪力又需要分别考察距船艏和船艉1/4垂线间长的位置，因此在船体的不同考察位置共选取9项DLP，见表1。

表1 本钻井船的主控载荷参数 m

因为钻井船月池区域大开口的特点，导致该区域总纵强度相对较弱，因此垂向弯矩VBMT是考察钻井船结构强度最重要的主控载荷。

依据三维势流理论计算DLP的传递函数RAO。考虑船体的对称性，选取浪向0°～180°，步长为15°；角频率范围0.20～1.85 rad/s，步长为0.05 rad/s。以VBMT、VSHF、AACC及ROLL为例，本钻井船DLP参数的传递函数计算结果见图4～7，图中浪向步长为30°。

图4 垂向弯矩传递函数

图5 垂向剪力传递函数(X=118.794 m)

图6 垂向加速度传递函数

图7 横摇角度传递函数

2.3 极值预报

与其他海工产品极值预报不同，ABS规范要求钻井船全船有限元分析既要进行短期极值预报也要进行长期极值预报[5-7]。

短期海况可视为均值为零的平稳正态随机过程。在使用上述频域理论计算得到钻井船的响应RAO后，基于随机过程谱分析理论，预报3 h短期海况下响应最可能出现的最大值。

钻井船响应谱表达式为

(1)

式中：H(ω,θ)为传递函数；Sη(ω,θ)为海浪谱密度。

其中：ω为角频率；θ为浪向。

响应谱的n阶矩表达式为

(2)

对于正态随机过程，钻井船最大响应的跨零频率为

(3)

响应的循环次数为

(4)

式中：D为海况时长，短期预报一般取3 h海况，则D=10 800 s。

在短期海况内，钻井船响应的最大可能出现的最大值为

(5)

(6)

式中：pm为波浪散布图中每个海况的出现概率；pk为浪向概率。

(7)

对于长期预报所选用的设计回归周期T(年)，响应幅值出现的总次数为

2.4 等效设计波及工况

本船3 h短期预报有义波高为13.7 m，谱峰周期范围为13.35～28.00 s，选用Jonswap波浪谱，谱峰形状参数γ=3.3，长期预报选用北大西洋波浪散布图[8]，设计回归周期为100年，各浪向概率相等均为0.083 3。经计算，各项DLP参数的极值预报结果及相应的等效设计波参数见表2。

表2 极值预报结果及相应设计波

根据表2中9项DLP参数，考虑到正负向最大值相位的不同，共确定16个工况，见表3。

3 全船有限元分析

3.1 全船有限元模型

采用壳单元和梁单元建立主船体有限元模型，网格尺寸为纵骨间距。对于不属于全船有限元分析对象的大型设备和上部模块等，采用质量点单元模拟，并通过大刚度的梁单元连接到主船体结构模型的适当位置。全船有限元模型见图8。

图8 全船结构有限元模型

工况编号DLP相位工况说明1VBMTDLPMAX最大中垂工况,船中2VBMTDLPMIN最大中拱工况,船中3VSHFDLPMAX最大正垂向剪力,118.79m处4VSHFDLPMIN最大负垂向剪力,194.50m处5HBMTDLPMAX最大正水平弯矩,船中6HBMTDLPMIN最大负水平弯矩,船中7HSHFDLPMAX最大正水平剪力,3/4垂线间长处8HSHFDLPMIN最大负水平剪力,3/4垂线间长处9AACCDLPMAX最大正垂向加速度,艏垂线处10AACCDLPMIN最大负垂向加速度,艏垂线处11LACCDLPMAX最大正水平加速度,艏垂线处12LACCDLPMIN最大负水平加速度,艏垂线处13ROLLDLPMAX最大正横摇角14ROLLDLPMIN最大负横摇角15HSHFDLPMAX最大正水平剪力,1/4垂线间长处16HSHFDLPMIN最大负水平剪力,1/4垂线间长处

全船有限元模型的单元信息汇总见表4。

表4 全船有限元模型单元数

对于边界条件，根据ABS规范，选取底板上的3个节点加载边界条件，以限制船体的刚体位移。对于准静态分析而言，波浪力与船体惯性力相平衡，因此,3个约束点上的反力基本为零。

表5 模型的边界条件

注：边界状态1：约束；边界状态0：无约束。边界状态次序为δx，δy，δz，θx，θy，θz，即x,y,z方向的位移和转角。

3.2 结构校核衡准

对于有限元分析的结果，需要校核结构失效模式：屈服、屈曲和极限强度[2]。以水密结构的屈服强度衡准为例。

水密结构强度校核，需分别校核板材和骨材的屈服强度。对于四边形板单元应校核von-Mises膜应力，对于梁单元应校核轴向应力。

基于船级社推荐的纵骨间距网格尺寸，不同等级钢材的屈服强度许用应力衡准见表6。

表6 水密结构许用应力衡准

注：Sm-强度折减系数，根据表中不同钢材材质等级确定；cf-对于未扣除腐蚀余量模型，cf=0.95；对于已扣除腐蚀余量的模型，cf=1.0；cl-对于上层甲板、舷侧外板和纵向舱壁等结构cl=0.9；对于外底、内底和横舱壁等结构cl=0.8。

3.3 全船有限元分析结果

考虑表3 16种工况的等效设计波作用，结合规范校核衡准，得到本钻井船全船有限元分析主要结构校核结果见表7。

表7 主要结构校核结果

以船体主要结构主甲板和舷侧外板为例，本船分析校核结果云图见图9～14。

图9 主甲板屈服强度利用系数云图

图10 主甲板屈曲利用系数云图

图11 主甲板极限强度利用系数云图

图12 舷侧外板屈服强度利用系数云图

图13 舷侧外板屈曲利用系数云图

图14 舷侧外板极限强度利用系数云图

除了上述强度校核结果，全船有限元分析还能得到整个船体梁的变形结果，这是传统的3舱段计算无法得到的。以最大中垂工况(工况1)和最大中拱工况(工况2)为例，船体梁变形(单位：cm)云图15所示。

图15 船体梁变形云图

4 结论

1)采用等效设计波方法对某3 000 m深水钻井船进行全船有限元分析，ABS船级社的审核结果验证表明，本文方法正确，结果准确。

2)与规范计算方法相比，全船有限元分析能够全面地计算出船体结构的整体应力水平和变形，能够为后续的局部结构分析提供准确的位移边界条件。

3)月池中的波浪载荷具有较强非线性，仅采用势流理论无法准确计算，将进一步深入研究月池非线性载荷计算方法，用于月池局部结构校核。

[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] 张少雄,陈南华,张伟.8 000 t级江海直达驳船的全船结构强度直接计算[J].船海工程,2005(5):39-41.

[4] 郭兴乾.3 000 m水深钻井船总强度预报[D].哈尔滨：哈尔滨工程大学，2012.

[5] 刘学勤,张海彬.深水钻井船运动性能分析[J].船舶,2013,24(3):12-25.

[6] 郭兴乾.深水钻井船波浪载荷预报[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

国家发展改革委海洋工程装备研发及产业化专项(3 000 m深水钻井船设计建造技术研发及产业化)

石强(1978—)，男，博士，高级工程师

研究方向：海洋工程结构设计分析