钻井船月池区舱段有限元典型设计工况_张鹏飞.pdf

SHIP ENGINEERING 船 舶 工 程 Vol.45 No.2 2023 总第 45 卷，2023 年第 2 期 70 钻井船月池区舱段有限元典型设计工况 钻井船月池区舱段有限元典型设计工况 张鹏飞，唐旭东，陈冠宇，康 哲，谢 昊，黄鎏炜（中国船舶及海洋工程设计研究院，上海 200011）摘 要：摘 要：现阶段各船级社规范对钻井船舱段有限元法的载荷选取与装载工况制定并未形成统一意见，这对结构设计造成较大的困扰。针对这一问题，对某型钻井船月池区舱段有限元分析方法与载荷选取思路进行阐述，同时对设计装载工况开展大量对比计算，通过结果分析得出一套典型装载工况与舷外水压力方向组合方式供参考。对比船体梁理论法与全船有限元法的计算结果，对舱段典型工况选取的必要性进行分析，以避免过分保守导致结构经济性下降。关键词：关键词：钻井船；月池角隅；舱段有限元；典型设计工况 中图分类号：中图分类号：U671.99 文献标志码：文献标志码：A 【DOI】10.13788/ki.cbgc.2023.02.09 Typical Design Condition of Moonpool Cabin Finite Element Analysis of Drillship ZHANG Pengfei,TANG Xudong,CHEN Guanyu,KANG Zhe,XIE Hao,HUANG Liuwei(Marine Design and Research Institute of China,Shanghai 200011,China)Abstract:According to methods and load conditions of cabin finite element analysis of drillship have not come to an agreement in CLASS regulations at present,the causes troubles for designers in structure design is produced.Based on the study of cabin finite element analysis of moonpool area,the design process and loads combination are to be expounded.Diverse design conditions are also carried out in analyzing the structure strength in order to obtain certain typical design conditions.The results of hull beam theory method are compared with that of the whole ship finite element method to check the necessity of typical design conditions,which is to avoid waste of structural steel.Key words:drillship;moonpool corner;cabin finite element;typical design condition 0 引言引言 钻井船与钻井平台是开采深海油气资源的必要海工船型，相较于钻井平台，钻井船凭借其便利性优势在全球市场中占有一定的地位。随着人类逐渐向深远海方向进军，伴随着钻井作业深度不断增加，对钻井船型抵抗恶劣海况的需求也越发强烈。通常，钻井船中部设置月池区及钻台，主船体开敞的月池导致横、纵向结构不连续进而引发局部应力集中现象发生，而钻台区域由于钻井设备作业载荷较大且较为密集，两者合二为一成为钻井船型结构设计的难点之一。舱段有限元分析是船体结构强度计算常用的校核方式，通过精准模拟内、外部载荷对船体横、纵向构件进行校核。对钻井船月池区域进行舱段有限元校核，不仅能够模拟航行、风暴自存工况，又能通过加载钻井作业载荷，实现作业工况的校核。但是，目前各船级社规范对于钻井船舱段有限元计算载荷的选取与工况制定并不统一，如：挪威船级社（Det Norske Veritas,DNV）规范中有基于Nauticus截面进行舱段计算的功能，也有装载工况与浪向角的组合说明，但对于复杂的月池区及钻台结构，实际执行起来却十分困难；美国船级社（American Bureau of Shipping,ABS）、法国船级社（Bureau Veritas,BV）及中国船级社（China Classification Society,CCS）相关规范中对钻井船未有明确要求，设计人员往往需借鉴其他船型经验完成钻井船工况制定，并没有形成统一方法。针对此问题，本文借助某型钻井船设计经验，针对装载工况展开大量研究，并对结果进行分析，总结得出典型装载工况类型；再将舱段校核结果与全船总强度计算及船体梁 收稿日期：2021-12-21；修回日期：2022-06-25 作者简介：张鹏飞（1986），男，硕士、高级工程师。研究方向：船舶结构设计。张鹏飞等，钻井船月池区舱段有限元典型设计工况 71 理论计算所得结果进行对比，分析典型装载工况是否接近真实，避免因过度校核导致结构余量偏大，造成钢料浪费。图1为某型钻井船布置图。图 1 某型钻井船总体布局示意图 1 舱段有限元计算分析舱段有限元计算分析 舱段有限元法的特点在于使目标区域同时承受极端海况条件下的动载荷与极端装载条件下的静载荷，模拟船体在最极端载荷影响下的结构承载能力，通过制定多种极端装载工况对目标区域船体结构进行校核。1.1 模型概述模型概述 取钻井船月池段及前后两相邻舱段进行建模分析，采用 MSC.Patran 建立三舱段有限元模型，采用“1+1+1”3 个主舱段1长度进行建模，消除边界约束对结构应力分布的影响。本船布置 2 道月池纵舱壁及2 道内壳纵舱壁贯穿全船首尾，将船体沿船宽方向分成 5 个舱室（中舱、中左舱、中右舱、左边舱及右边舱），其中边舱均为压载舱；艉部分段布置隔水管堆场和袋装品库重载区等；中部月池分段布置机械处所及燃油舱；艏部分段布置燃油舱等。舱段有限元模型见图 2，月池段作为强度分析区域，艏艉段作为过渡区域，因而不关注其应力水平。模型中的骨材、桁材面板及支柱采用beam单元模拟，其余结构均采用shell单元模拟；模型中网格尺度采用骨材间距ss（s 为扶强材间距）；月池角隅区域是该船型重点关注区域，采用精细网格 tt（t 为模拟区域的板材厚度）；本船主船体结构采用高强度钢，屈服极限355 MPa。图 2 三舱段有限元模型 有限元模型边界条件同中国船级社规范2-3（简称“规范”）中对双壳油船结构强度直接计算的要求，取端部剖面中和轴处的独立点刚性关联。边界条件具体施加见表1。1.2 设计载荷设计载荷 根据规范2-3对结构直接强度计算的要求，考虑以下形式载荷。表1 边界条件施加 端面位置 线位移约束 角位移约束x y z x yz后端面独立点 固定 固定 MT端面 相关 相关 相关前端面独立点 固定 固定 MT中纵与内底交界点 固定 端面 相关 相关 相关注：MT为扭矩加载位置；“”表示不施加约束（自由）。1）船体运动加速度 通过规范2-3计算得出主甲板月池井口中心位置的纵向加速度AL、横向加速度 AT及垂向加速度 AV，与模型试验及运动性能分析得到的考虑重力加速度分量的水平线加速度数值进行对比，取包络值，并在模型中加载。2）甲板设计载荷 根据该船作业需要及规范2-3要求制定甲板设计载荷，以均布载荷形式施加至模型。隔水管堆场、袋装品库、机械处所、钻台面、立根盒区的均布载荷分别为 80 kN/m2、40 kN/m2、20 kN/m2、30 kN/m2和270 kN/m2。3）舷外水压力 海水静压力：取满载吃水9.2 m、压载吃水6.2 m，假定中间装载吃水7.7 m。海水动压力：按规范2-3中对等效设计波法的要求，海水动压力按迎浪、随浪、横浪及斜浪等多种方向角度区分，各浪向压力分布值根据各国船级社规范取值略有不同。该船同时入籍挪威船级社（DNV）和中国船级社（CCS），参考双船级社规范中较大值进行加载。根据规范2-3公式计算结果，迎浪（HS）及随浪（FS）状态下的水压力载荷分布相同，但极值不同；横浪状态下水压力分布分为水线处水压力最大状态（BS1）及极限横摇状态（BS2）；斜浪状态水压力分为最大扭矩状态（OS1）及最大纵摇状态（OS2）；各状态下的压力分布需同时配合加速度方向及船体梁载荷，进而模拟设计波。舷外水压力分布示意见图3。4）月池围壁波面升高 因月池区与海水相通，基于三维势流理论分析月池内部海水波面升高运动4，通过对水动力进行预报得到月池围壁在各浪向状态下的波面升高幅值，根据幅值得到水压力，并配合浪向共同作用于月池围壁。再结合模型试验数据分析发现：浪向在 45135范围内时，所得波面升高幅值较大，在接近横浪状态下达到峰值，在趋近迎浪或随浪状态下，逐渐降低。换算得出相应压力值并施加于月池围壁上，假定压力值与波浪载荷浪向相同叠加。船舶设计、船舶结构和性能 72 图3 静水/波浪压力示意图 5）液舱压力 仅考虑空舱或满舱的状态，舱段范围内个别舱室液体密度可按业主需求适当调整。本船取值如下：油和水的密度均取1.025 t/m3；盐水密度取2.2 t/m3；泥浆密度取2.1 t/m3；高浓泥浆密度取2.5 t/m3。6）船体梁载荷 各项船体梁载荷5是根据船舶在典型装载稳性计算中得到的静水弯矩和剪力极值制定结构设计包络线，见图 4(a)和图 4(b)；同时制定极限扭转工况，如艏部左舷满载、艉部右舷满载，保证船体中部月池区扭矩达到极值，进而得到静水扭矩包络值，见图4(c)。通过波浪载荷预报波浪垂向弯矩、剪力、水平弯矩、剪力及扭矩并制定设计载荷包络线，见图 4(d)图4(f)。图 4 设计载荷包络值示意图 采用Patran 二次开发插件在模型中加载船体梁载荷，是通过在模型各强框位置施加节点力的方式进行自动加载进而调整弯矩、剪力及扭矩使之达到设计目标值。本舱段计算以月池开孔处井口中心位置为基准，调载后在软件中读取该位置处的各项船体梁载荷，进而确认是否已达到目标值。作用在模型中的船体梁载荷包络值为 VV11V2MMC M=+（1）VV12V2FFC F=+（2）H3H2MC M=（3）H4H2FC F=（4）0152TTC T=+（5）式（1）（5）中：MV为设计总垂向弯矩；MV1为垂向静水弯矩包络值；MV2为垂向波浪弯矩包络值；FV为设计总垂向剪力；FV1为垂向静水剪力包络值；FV2为垂向波浪剪力包络值；MH为设计总水平弯矩；MH2为水平波浪弯矩包络值；FH为设计总水平剪力；FH2为水平波浪剪力包络值；T0为设计总扭矩；T1为静水扭矩包络值；T2为波浪扭矩包络值；C1C5为船体梁载荷修正系数，取值见表2。(a)静水压力载荷(b)迎浪、随浪状态下水压力载荷(c)横浪状态下水压力载荷(d)斜浪状态下水压力载荷(a)静水弯矩(b)静水剪力(c)静水扭矩(d)波浪弯矩(e)波浪剪力(f)波浪扭矩 张鹏飞等，钻井船月池区舱段有限元典型设计工况 73 表 2 船体梁载荷修正系数 载荷类型 C1 C2 C3 C4C5最大垂向波浪弯矩工况 1.00 0.75 0.45 0.300.30最大垂向波浪剪力工况 0.65 1.00 0.30 0.300.45最大水平波浪弯矩工况 0.30 0.30 1.00 0.300.30最大水平波浪剪力工况 0.15 0.15 0.60 1.000.30最大扭矩弯矩工况 0.15 0.30 0.30 0.151.00 载荷修正系数首先通过静水装载计算和波浪载荷预报得到。以波浪弯矩为例，当某一装载工况下波浪弯矩达到极值时，统计该装载状态下的波浪剪力与扭矩值，再与结构设计剪力和扭矩包络线进行对比，得到该状态下的相应折减系数；结合挪威船级社规范6对钻井船型舱段有限元计算中的要求，将各等效设计波状态下的载荷折减系数进行对比，取包络值。1.3 设计工况设计工况 通过对油船、浮式生产储油装置（Floating Production Storage and Offloading,FPSO）、半潜船7等船型的舱段有限元计算进行分析总结，根据纵舱壁数量制定16 种装载工况，各工况示意图见图5。对不同装载工况的模拟应能覆盖本船服役期内所有可能出现的装载状态，同时满足船舶稳性的要求，以此校核月池段横纵向主、次要构件。图5 设计装载工况分类 (c)LC3（弯矩模拟工况）(d)LC4（弯矩模拟工况）后相邻段 月池段 前相邻段 钻台后相邻段月池段前相邻段 钻台(e)LC5（剪力模拟工况）(f)LC6（剪力模拟工况）后相邻段月池段前相邻段 钻台 后相邻段 月池段 前相邻段 钻台(a)LC1（弯矩模拟工况）(b)LC2（弯矩模拟工况）后相邻段月池段前相邻段 钻台 后相邻段 月池段 前相邻段 钻台(g)LC7（剪力模拟工况）(h)LC8（剪力模拟工况）后相邻段 月池段 前相邻段 钻台后相邻段月池段前相邻段 钻台 后相邻段 月池段 前相邻段 钻台(k)LC11（剪力模拟工况）后相邻段月池段前相邻段 钻台(l)LC12（剪力模拟工况）(i)LC9（剪力模拟工况）(j)LC10（剪力模拟工况）后相邻段 月池段 前相邻段 钻台后相邻段月池段前相邻段 钻台 船舶设计、船舶结构和性能 74 图 5 设计装载工况分类（续）1.4 计算结果计算结果 在计算校核中，对上述装载工况结合其他各项载荷进行组合，分别进行计算分析，提取所有计算分析中的应力结果并进行筛选，得到各区域应力最大值及所对应的装载工况与海水动压力的组合，见表 3，关键区域应力云图见图6。通过分析得出结论：月池角隅受弯矩及扭矩影响较大，该处细化为精细网格，按规范3要求适当放大许用应力后满足要求，应力极值点出现在月池角隅圆弧中心或圆弧趾端附近区域；承剪纵舱壁及舷侧外板满足规范要求，应力极值出现在甲板室横舱壁与船体纵舱壁相交处。同时，纵舱壁门孔周围区域采用加厚方式弥补开孔造成的损失，其效果明显，应力极值并未在开孔区域出现。表3 各区域应力水平 区域 等效应力 剪切应力 应力/MPa UC 装载工况海水动压力方向应力/MPaUC 装载工况 海水动压力方向主甲板 255（粗网格）0.834 LC1 HS 37.0 0.281LC13 BS2 338（细网格）0.860 LC1 HS 86.0 0.652LC13 BS2 船底板 254（粗网格）0.831 LC2 HS 69.0 0.523LC6 OS2 348（细网格）0.848 LC2 HS 57.0 0.432LC6 OS2 纵舱壁 281 0.930 LC4 HS 149.0 0.933LC4 HS 舷侧外板 217 0.710 LC4 OS2 58.2 0.364LC4 OS2 中间甲板 234 0.766 LC2 FS 28.0 0.212LC2 FS 内底 262 0.857 LC1 BS2 44.0 0.334LC1 OS2 横舱壁 220 0.905 LC8 BS1 123.0 0.933LC8 BS1 横向强框 262 0.968 LC8 BS2 121.0 0.917LC8 BS2 船底纵桁 226 0.692 LC4 BS1 82.3 0.515LC14 BS1 双层底肋板 230 0.946 LC14 BS2 112.0 0.849LC2 BS2 其他结构 215 0.794 LC7 BS1 58.0 0.441LC8 BS1 注：UC 为结构利用率。图6 舱段计算应力云图(m)LC13（扭矩模拟工况）(n)LC14（扭矩模拟工况）后相邻段 月池段 前相邻段 钻台后相邻段月池段前相邻段钻台(o)LC15（扭矩模拟工况）(p)LC16（扭矩模拟工况）后相邻段 月池段 前相邻段 钻台后相邻段月池段前相邻段钻台(a)主甲板等效应力（除月池角隅细网格）(b)船底外板等效应力（除月池角隅细网格）应力/Pay x 应力/Pa yx张鹏飞等，钻井船月池区舱段有限元典型设计工况 75 图 6 舱段计算应力云图（续）通过对表 3 所示的应力水平进行研究发现，各区域应力最大的装载工况主要集中情况为：LC1 与 LC2用于校核甲板底板等构件的弯曲应力，LC4 与 LC8 用于校核纵向构件的剪切应力，LC14 用于校核开孔结构处的扭转应力。因水平弯矩与剪力量级较小，所得应力结果小，故无需制定额外装载工况进行计算校核。同时还发现，不同海水动压力方向对于同一装载工况会产生不同影响，主要集中在与海水连通的区域，如舷侧外板和船底板相邻结构。通过整理发现，不同海水动压力方向对于同一装载工况会产生不同影响，最大应力相差约8%，说明船体结构受船体梁载荷及加速度等其他载荷影响较大，但舷外水压力对结构设计的影响仍不可忽视。2 船体梁理论法计算验证船体梁理论法计算验证 对月池区进行总纵强度8计算分析，利用 DNV Nauticus 软件建立剖面。本船月池区呈“凸”字型，靠近月池尾部为小月池，首部为大月池，故对这 2 种不同横剖面分别校核，即小月池剖面及大月池剖面，见图 7。软件中施加的弯矩剪力与舱段模型中相同，以此校核纵向构件。图7 Nauticus 剖面示意图 按中国船级社规范2-3，总纵弯曲应力 为 SW3C10MMW+=（6）175/K=（7）式（6）和式（7）中：SM为静水弯矩；MW为波浪弯矩；WC为剖面模数；为许用弯曲应力；K为材料系数，取0.72。由式（6）和式（7）可得各剖面的船体梁许用总弯矩M=WC，具体数值见表4。按规范2-3，船体梁许用剪切应力为 110/K=（8）本船各剖面在单位剪力（10 000 kN）作用下的剪应力及剪切强度校核见表5。应力/Pay x z 应力/Pa zyx(c)纵舱壁剪切应力(d)舷侧外板剪切应力(a)小月池剖面 Sec.1(b)大月池剖面 Sec.2 船舶设计、船舶结构和性能 76 表 4 各剖面弯曲强度校核 位置 结构分类 剖面模数 WC/m3 中拱设计总弯矩 M(+)/(kNm)中垂设计总弯矩 M()/(kNm)总纵弯曲应力/MPa 许用弯曲应力/MPa UC 小月池 剖面 主甲板 16.345 3.18106 3.27106 200.06 243.1 0.823船底板 19.150 170.76 0.702大月池 剖面 主甲板 15.366 212.81 0.875船底板 16.155 202.41 0.833表 5 各剖面剪切强度校核 位置 结构分类 中拱许用合成剪力 F(+)/kN 中垂许用合成剪力F()/kN 10 000 kN 垂向剪力0/MPa 剪切应力/MPa 许用剪切 应力/MPa UC 小月池 剖面 纵壁 6.30104 6.30104 10.31 64.950 152 0.427舷侧外板 6.58 41.192 0.271大月池 剖面 纵壁 8.17 51.470 0.339舷侧外板 7.29 45.752 0.301 3 全船有限元法计算验证全船有限元法计算验证 采用挪威船级社的 SESAM 程序进行分析，考虑3 种工况：生存工况、作业工况及航行工况。根据波浪载荷直接预报及装载与完整稳性计算结果，利用设计波法进行总强度分析。对于选定的各装载计算工况，分别以下列载荷为目标载荷，确定设计波参数：最大垂向弯矩、最大垂向剪力和最大扭矩。对各设计波工况进行船体结构波浪载荷直接映射计算，加载船体表面水动压力、静水压力及惯性力，进而对船体主体结构进行强度校核。对于作业海况，采用短期预报，综合业主提供的海况参数及挪威船级社规范8要求，以 Jonswap 谱模拟，峰值参数取 2.0，最大响应为 90%超越概率值。对于生存海况，采用短期预报，以 Jonswap 谱模拟，峰值参数取 2.4，最大响应为 90%超越概率值。对于航行工况，采用长期预报，北大西洋散布图，采用108概率预报值，以P-M 谱模拟，各浪向等概率分布，考虑f()=cos2的扩散函数，为组成波与波浪主方向的夹角。通过计算得出应力结果，见表6，应力云图见图8。表6 总强度计算应力结果 结构 分类 弯曲应力 剪切应力 最大 应力/MPaUC 最大 应力/MPa UC 主甲板 198.0 0.621 49.6 0.264船底外板229.0 0.718 88.2 0.469纵舱壁 215.0 0.674 180.0 0.957舷侧外板210.0 0.658 54.8 0.291 图 8 总强度应力分布云图（单位：Pa）(a)主甲板等效应力(b)船底外板等效应力(c)纵舱壁剪切应力(d)舷侧外板剪切应力 张鹏飞等，钻井船月池区舱段有限元典型设计工况 77 4 结果分析结果分析 对上述3 种计算结果进行整理，得到表7。由表7可知：3 种强度计算结果较为接近，但仍存在差异。其主要原因如下：1）甲板弯曲强度在总强度计算中的UC 值较低，为0.621，是由于全船总强度通过模拟船舶在真实海况中的状态进行结构校核，对于设定好的装载工况，其船体梁总载荷不能达到设计载荷包络值。例如静水弯矩达到极值时，波浪弯矩未必能够达到极值。但在舱段强度计算和总纵强度计算中，均假定静水弯矩和波浪弯矩同时达到极值进行计算。2）总纵强度计算中的纵舱壁剪切 UC 较低，为0.427，其原因是在经典船体梁理论中，若纵舱壁存在开孔则会降低其在剪切强度中的参与度，外板及其他纵舱壁会相应增加，这与有限元法计算结果存在较大差异。同时，有限元模型中甲板室结构横舱壁与主船体纵舱壁相交处在多种载荷联合作用下会产生较大集中载荷，该情况也无法在总纵强度计算中体现。表 7 不同结构区域的 UC 结构区域 UC 舱段 强度 总纵 强度 总 强度主甲板（弯曲强度）0.834 0.8750.621外板（弯曲强度）0.831 0.8330.718纵舱壁（剪切强度）0.933 0.4270.957舷侧外板（剪切强度）0.364 0.3010.291 由理论计算与有限元分析计算的结果可知，在对已选定的舱段典型装载工况进行校核时，并未出现校核结果超出合理范围的情况，证明已选各工况能够覆盖舱段校核的范围，符合强度校核基本要求。5 结论结论 基于实船工程项目中对钻井船月池区域舱段计算中的装载工况与海水动压力方向组合进行研究，筛选出适合本船的典型装载工况类型用以校核各区域局部构件。同时，将总纵强度计算和全船总强度有限元计算结果进行对比，综合考虑已选典型工况是否过于保守这一问题。通过以上分析得出以下结论：1）舱段强度校核中，同一装载工况配合不同海水动压力方向时，会对应力结果产生约8%的影响。在计算校核时，应留有足够的设计余量或对多种方向进行组合。2）水平弯矩量级较小，舱段计算时无需额外模拟水平弯矩达到极值时的工况。垂向弯矩与扭矩对月池角隅会产生较大集中应力，对于有月池开口的船舶，需制定极限扭矩工况校核角隅强度。本计算中各层甲板在月池角隅处均采用tt精细网格细化处理，以模拟真实角隅形状进而进行强度校核；同时在总强度计算中以ss粗网格模拟，双重校核角隅强度。3）通过计算对比得到本型钻井船舱段计算的典型装载工况，见表8。表8 本型钻井船舱段计算的典型装载工况 船体梁目标值典型装载工况 海水动压力方向最大垂向弯矩LC1 模拟中垂状态 HS LC2 模拟中拱状态 FS 最大垂向剪力LC4 模拟纵向剪力状态 HS LC8 模拟横向剪力状态 BS2 最大扭矩 LC14 模拟扭矩状态 BS2,OS2 4）本船设置 4 道结构纵舱壁，将舱室分割成 5份，各自舱室舱容并不大，隔舱加载工况（如 LC11、LC12）并不是主导工况。5）对本型钻井船，船体梁理论法与有限元法计算结果相差不大，可相互配合共同验证结构强度。参考文献：参考文献：1 王永刚,刘仁昌,黄金林,等.超深水钻井船月池舱段结构总体强度分析J.中国海洋平台,2019,34(5):30-36.2 中国船级社.钢质海船入级规范S.2021.3 中国船级社.海上移动平台入级规范S.2020.4 韦斯俊,梁园华,刘成名,等.钻井船月池区波面升高运动分析J.石油工程建设,2019,45(2):6-10.5 陆月,张少雄,姜惠,等.基于目标弯矩的舱段结构总纵强度直接计算方法J.船海工程,2018,47(4):36-39.6 挪威船级社.Structural Design of Offshore Ship-Shaped Units:DNVGL-OS-C102S.2020.7 荆海东,杨青.大型半潜船舱段有限元工况设计研究J.船舶,2021,32(3):31-38.8 林瞳,王醍,迟少艳,等.深水钻井船总强度计算研究C/2019年船舶结构力学学术会议.2019.