楊輝陳峰

(海洋石油工程股份有限公司 天津 300451)

楊輝，陳峰.大型深水半潛式起重鋪管船船型優(yōu)化與分析［J］.中國海上油氣，2015，27(5)：109-115.

起重鋪管船作為海上油氣田開發(fā)中不可或缺的重要裝備，不僅適用于海上平臺(tái)設(shè)施的吊裝與拆除以及導(dǎo)管架的輔助下水與就位，還可用于水下安裝和海底油氣管道的鋪設(shè)、維修等作業(yè)。隨著我國海上油氣田開發(fā)從淺水走向深水，大型深水起重鋪管船日益成為研究的重點(diǎn)［1］。

現(xiàn)有深水起重鋪管船采用的船型有常規(guī)單體船及半潛式船，在鋪管方式上又主要區(qū)分為S型鋪管和J型鋪管。由于半潛式船型在耐波性及可達(dá)到的總起重能力等方面較常規(guī)單體船有明顯的優(yōu)勢(shì)，同時(shí)J型鋪管方式與S型鋪管方式相比，在動(dòng)力定位需求及管道殘余應(yīng)力等方面較S型鋪管方式有明顯優(yōu)勢(shì)，因此深水環(huán)境惡劣海域的起重鋪管作業(yè)越來越趨向于采用半潛式J型鋪管船，而立柱數(shù)量與立柱尺寸的選擇以及總體布置設(shè)計(jì)是此類船型設(shè)計(jì)的要點(diǎn)［2］。本文針對(duì)某概念設(shè)計(jì)中的“十立柱”半潛式J型鋪管起重船，從裝載與穩(wěn)性、耐波性、空船質(zhì)量與結(jié)構(gòu)強(qiáng)度等方面開展了立柱尺寸優(yōu)化設(shè)計(jì)工作，得到了優(yōu)選的“八立柱”船型方案，并對(duì)生存吃水與總體布置提出了進(jìn)一步的優(yōu)化建議。

1 船型方案的提出與優(yōu)化

1.1 “十立柱”船型方案

某深水起重鋪管船概念設(shè)計(jì)中設(shè)計(jì)成十立柱、無橫撐的半潛式船型，如圖1所示，其主船體由左右2個(gè)流線型的下浮體、帶圓角的矩形立柱和上平臺(tái)構(gòu)成。船首左右立柱與下浮體型線光滑過渡，以減輕首部上浪抨擊與航行阻力；下浮體尾部、中部和首部設(shè)置若干伸縮式全回轉(zhuǎn)推進(jìn)器，首部設(shè)隧道式側(cè)向推進(jìn)器，以滿足機(jī)動(dòng)與定位需求。上甲板尾部左右各設(shè)1臺(tái)最大起重能力為8 000 t的全回轉(zhuǎn)起重機(jī)；鋪管作業(yè)線設(shè)于主甲板中心處，自船尾向船首作業(yè)流程布置，首端設(shè)J型鋪管塔架；生活樓布置在船首鋪管作業(yè)線兩側(cè)，定員750人。該船型長225 m、型寬90 m、型深47 m、下浮體型深15 m、型寬30 m，上平臺(tái)型深12.5 m，設(shè)計(jì)航行吃水12 m，作業(yè)吃水27 m，生存吃水16 m。

該船由于船長相對(duì)較長，概念設(shè)計(jì)中采用10個(gè)立柱，通過不同立柱取不同的水線面積和調(diào)整立柱之間的間距，使起重作業(yè)時(shí)的浮心縱向位置盡量后移，這對(duì)于大型起重船確保作業(yè)時(shí)良好的浮態(tài)和穩(wěn)性是較為重要的，也是與半潛鉆井平臺(tái)靜水力性能方面的根本區(qū)別所在，后者一般井架設(shè)在中間，不存在調(diào)整浮心縱向位置以適應(yīng)重心偏移的問題。

圖1 大型深水半潛式起重鋪管船概念設(shè)計(jì)“十立柱”船型側(cè)視圖Fig.1 Side view of conceptual design hull form of large deep water sem i-submersible heavy lifting pipelaying vesselw ith 10 columns

1.2 船型方案優(yōu)化

研究表明，適當(dāng)減少立柱數(shù)量及水線面積有利于船型簡化及建造、降低空船質(zhì)量、改善耐波性能［3］、綜合提高經(jīng)濟(jì)性等，為此提出與“八立柱”船型進(jìn)行對(duì)比研究，擇優(yōu)選擇船型方案。

自船首向船尾“十立柱”船型方案中的立柱尺寸(長×寬×高)如下：首立柱1為34.6 m×30.0 m×19.5 m；中間立柱2為25.2 m×24.1 m×19.5 m；中間立柱3為25.2 m×24.1 m×19.5 m；中間立柱4為25.2 m×30.0 m×19.5 m；尾立柱5為39.2 m×30.0 m×19.5 m。經(jīng)分析發(fā)現(xiàn)，“十立柱”船型方案中的中間立柱對(duì)縱穩(wěn)性幫助不大，所以基于各工況下的吃水保持不變，首先從裝載與穩(wěn)性角度出發(fā)，將該船型方案中間的3個(gè)立柱優(yōu)化調(diào)整為2個(gè)，立柱尺寸調(diào)整為32.2 m×26.0 m×19.5 m，這樣水線面積較“十立柱”船型方案減小了約590 m2，質(zhì)量減小了約2 500 t?！鞍肆⒅贝土⒅贾煤唸D如圖2所示。

圖2 大型深水半潛式起重鋪管船優(yōu)選的“八立柱”船型方案Fig.2 Optim ized design hull form of large deep water sem i-submersible heavy lifting pipelaying vessel w ith 8 colum ns scheme

另外，“十立柱”船型采用了無橫撐的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，同時(shí)采用了上端內(nèi)側(cè)向船中傾斜的加強(qiáng)型立柱結(jié)構(gòu)以抵抗下浮體間的分離載荷，如圖3所示。采用這種無橫撐的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)有助于減少應(yīng)力集中點(diǎn)，并降低底部橫撐因波浪砰擊破壞的風(fēng)險(xiǎn)，但從載荷傳遞有效性角度來講，建議采取設(shè)置橫撐與直壁立柱的設(shè)計(jì)，在減化立柱設(shè)計(jì)的同時(shí)形成封閉的載荷傳遞框架結(jié)構(gòu)，從而優(yōu)化全船結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，這將進(jìn)一步降低船體質(zhì)量與重心高度。同時(shí)，新增的橫撐結(jié)構(gòu)亦可用于底部壓載管線的布置，這對(duì)于需要左右相互調(diào)撥的壓載系統(tǒng)設(shè)計(jì)而言具有明顯的優(yōu)勢(shì)，可避免因吸頭高度限制而使用大功率的壓載泵，從而可優(yōu)化全船壓載及管線設(shè)計(jì)，經(jīng)濟(jì)性更佳。為避免橫撐結(jié)構(gòu)在航行工況下對(duì)阻力造成的不利影響以及波浪的過分砰擊，建議橫撐高度設(shè)置在下浮箱頂面以上的立柱底部，按照規(guī)范要求進(jìn)行結(jié)構(gòu)強(qiáng)度、疲勞及冗余設(shè)計(jì)。

圖3 大型深水半潛式起重鋪管船概念設(shè)計(jì)“十立柱”船型典型橫截面示意圖Fig.3 Typical transverse section of conceptual design hull form of large deep water sem i-submersible heavy lifting pipelaying w ith 10 columns

1.3 主甲板總體布置優(yōu)化

在甲板總體布置方面，原設(shè)計(jì)中J型鋪管塔位于起重鋪管船的船首，其質(zhì)量可以部分平衡船尾起重機(jī)質(zhì)量，有利于浮態(tài)平衡。但是，由于塔架沒有設(shè)在船尾主起重機(jī)的作業(yè)半徑內(nèi)，將無法依靠自身設(shè)備對(duì)塔架進(jìn)行拆裝，在航行、起重及生存等非鋪管工況下，其高聳的塔架對(duì)穩(wěn)性及結(jié)構(gòu)本身的安全不利；同時(shí)，帶塔架航行，對(duì)航行視野也會(huì)產(chǎn)生一定的影響而需要設(shè)置額外的瞭望室。另外，位于船首的生活樓被位于船中的鋪管作業(yè)線分隔成左右2個(gè)部分，這也將給人員的工作、生活起居及逃生帶來不利的影響。綜合現(xiàn)有典型起重鋪管船的布置形式與特點(diǎn)［4］，建議將鋪管作業(yè)線倒置，在縱向尾部立柱間、主起重機(jī)的作業(yè)半徑內(nèi)的船中區(qū)域開月池布置J型鋪管塔，生活樓整體橫向布置于船頭，如圖4所示。一方面，該布置形式可方便地利用自身吊機(jī)對(duì)塔架進(jìn)行安裝與拆除，從而實(shí)現(xiàn)在較短的時(shí)間間隔內(nèi)進(jìn)行作業(yè)功能的轉(zhuǎn)換，同時(shí)避免了塔架置于船尾帶來尾部質(zhì)量過分集中的不利影響，有效提高了作業(yè)效率與安全性能；另一方面，所設(shè)置的月池還可用于水下機(jī)器人、管線終端管匯等設(shè)施的下放，進(jìn)一步豐富起重鋪管船的功能。此外，整體橫向布置在船首的生活樓，更利于人員集中與逃生，同時(shí)生活區(qū)與作業(yè)區(qū)得到了有效分隔，也避免了航行視野受到J型鋪管塔的不利影響。

圖4 大型深水半潛式起重鋪管船主甲板總體布置優(yōu)化圖Fig.4 Main deck optim ized arrangem ent of large deep water sem i-submersible heavy lifting pipelaying vessel

2 優(yōu)選的“八立柱”船型穩(wěn)性校核

采用NAPA軟件對(duì)優(yōu)選的“八立柱”船型的典型工況進(jìn)行了完整穩(wěn)性校核，包括航行工況、鋪管和起重作業(yè)工況、生存工況，其中起重作業(yè)工況又區(qū)分為橫吊單機(jī)起重8 000 t及縱吊雙機(jī)起重16 000 t等工況。參照美國船級(jí)社ABS及中國船級(jí)社CCS關(guān)于柱穩(wěn)式平臺(tái)的相關(guān)規(guī)范［5-6］，采用如下完整穩(wěn)性衡準(zhǔn)：

1)對(duì)于復(fù)原力矩(GZ)曲線，從正浮至與風(fēng)傾力矩曲線的第二交點(diǎn)或進(jìn)水角(取較小者)的面積至少應(yīng)比至同一限定角處風(fēng)傾力矩曲線下面積大30%。其中，航行工況、鋪管和起重作業(yè)工況風(fēng)速按36.0 m/s計(jì)算；生存工況風(fēng)速按51.5 m/s計(jì)算。

2)經(jīng)自由液面修正后的初穩(wěn)性高度(GM)應(yīng)不小于0.15 m。

3)對(duì)于復(fù)原力矩曲線，從正浮至第二交點(diǎn)的所有角度范圍內(nèi)均應(yīng)為正值。

另外，由于該船起重載荷較大，使得起重工況下整船重心明顯增高，需要大量的壓載水進(jìn)行反向壓載，因此起重工況下的失荷穩(wěn)性是需要重點(diǎn)關(guān)注的問題。對(duì)于起重工況，還考慮了CCS、ABS關(guān)于起重船的失荷穩(wěn)性［5-7］，包括需要滿足失荷后靜傾角不大于15°，且不大于甲板邊線浸水角；失荷情況下圖5所示的GZ曲線下的面積比A1/A2須大于1.3等。圖5中，RM(1)為失荷后的復(fù)原力矩曲線；RM(2)為失荷前的復(fù)原力矩曲線；HM(1)為失荷后綜合考慮失荷力矩及反向壓載力矩的傾覆力矩；HM(2)為失荷前綜合考慮吊重力矩及反向壓載力矩的傾覆力矩；θF為失荷后反向壓載一側(cè)的進(jìn)水角、第二交角或30°之間的最小者；θE為失荷后的靜傾角；θL為失荷前的靜平衡角。

圖5 ABS起重船失荷穩(wěn)性衡準(zhǔn)Fig.5 ABS stability criteria after loss of crane load

由于ABS失荷穩(wěn)性衡準(zhǔn)中要求針對(duì)失荷前與失荷后工況分別計(jì)算的GZ曲線及所獲得的相關(guān)穩(wěn)性參數(shù)加以分析，排水量及重心的變化不利于程序化穩(wěn)性數(shù)值計(jì)算；同時(shí)圖5中的GZ曲線均是針對(duì)初始正浮狀態(tài)進(jìn)行計(jì)算，將起重載荷和壓載的綜合影響作為外加傾覆力矩來考慮，這樣不能真實(shí)反映實(shí)際裝載工況下重心位置、船體浮態(tài)及自由液面的影響。因此，在分析中采用了原理等效的分析方法，即根據(jù)實(shí)際裝載工況得到失荷后的GZ曲線進(jìn)行穩(wěn)性校核，如圖6所示。圖6中，GZ曲線與坐標(biāo)軸的交點(diǎn)即為失荷后的靜傾角，要求面積比b/a＞1.3，其中失荷前的靜傾角θc一律取吊機(jī)作業(yè)限制角3.5°，這是相對(duì)保守的。

圖6 ABS失鉤穩(wěn)性衡準(zhǔn)分析方法Fig.6 ABS analysismethod for crane-loss stability criteria

由于該船長寬比超過2∶1，分析表明橫吊8 000 t載荷所產(chǎn)生的橫傾力矩較縱吊16 000 t載荷對(duì)船型穩(wěn)性影響更大，整船穩(wěn)性受橫吊8 000 t載荷工況下的失荷穩(wěn)性控制。圖7給出了穩(wěn)性分析中鋪管工況下的風(fēng)面積模型，表1列出了各工況下主要的完整穩(wěn)性分析結(jié)果，可以看出經(jīng)優(yōu)選的“八立柱”船型能夠滿足裝載與穩(wěn)性要求。

圖7 大型深水半潛式起重鋪管船“八立柱”船型穩(wěn)性分析三維風(fēng)面積模型Fig.7 3D wind model for stability analysis of large deep water sem i-submersible heavy lifting pipelaying vessel w ith 8 columns

表1 大型深水半潛式起重鋪管船“八立柱”船型各種工況下完整穩(wěn)性分析結(jié)果Table 1 Intact stability results of large deep water sem i-subm ersible heavy lifting pipelaying vessel w ith 8 columns in different conditions

3 耐波性能對(duì)比分析

基于三維繞射理論，采用SESAM軟件計(jì)算了“十立柱”與“八立柱”船型在規(guī)則波中各自由度的運(yùn)動(dòng)和指定點(diǎn)加速度的響應(yīng)幅算子(RAO)［8］，并結(jié)合海浪譜對(duì)船體在非規(guī)則波中的短期運(yùn)動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)分析，重點(diǎn)比較這2種船型的耐波性能差異。圖8給出了2種船型的SESAM水動(dòng)力分析濕表面模型。

圖8 大型深水半潛式起重鋪管船2種船型的SESAM水動(dòng)力分析濕表面模型Fig.8 SESAM panelmodels for hydrodynam ic analysis of the two kinds of large deep water sem i-submersible heavy lifting pipelaying vessels

計(jì)算中取橫搖臨界阻尼5%，縱搖及垂蕩臨界阻尼3%，重點(diǎn)比較2種船型耐波性能差異，并對(duì)不規(guī)則波作用下的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)幅值作一個(gè)基本判斷；對(duì)于阻尼系數(shù)是否適當(dāng)，建議后期經(jīng)水池試驗(yàn)加以確認(rèn)修正。由于航行工況下浮箱出水，立柱差異對(duì)2種船型的運(yùn)動(dòng)性能沒有影響，選取鋪管、起重作業(yè)及生存工況進(jìn)行對(duì)比分析，計(jì)算時(shí)海況條件選取見表2，采用 Jonswap譜，γ=3.3。

圖9給出了2種船型在典型起重(縱吊16000 t)、鋪管及生存工況下給定浪向角(β)條件下的運(yùn)動(dòng)RAO曲線，表3列出了不同裝載工況下RAO峰值周期。對(duì)比發(fā)現(xiàn)在作業(yè)工況下，“八立柱”船型的縱搖及垂蕩周期(為17～20 s)較“十立柱”船型普遍大1s，且RAO峰值有所降低或相當(dāng)；“八立柱”船型橫搖周期與“十立柱”船型相同(大于27 s)，均能避開波浪周期，且“八立柱”船型橫搖響應(yīng)峰值較“十立柱”船型略大或基本相當(dāng)。生存工況下，2種船型RAO峰值周期相同，在13～15 s之間，均未能避開波浪能量周期范圍。

表2 大型深水半潛式起重鋪管船設(shè)計(jì)海浪環(huán)境參數(shù)Table 2 Ocean parameters for design of large deep water sem i-subm ersible heavy lifting pipelaying vessel

圖9 起重、鋪管、生存工況下大型深水半潛式起重鋪管船2種船型垂蕩、縱搖、橫搖RAO曲線Fig.9 Surging，pitching and rolling RAO curves under lifting，pipelaying and survival conditions of the two kinds of large deep water sem i-submersible heavy lifting pipelaying vessels

表3 大型深水半潛式起重鋪管船2種船型運(yùn)動(dòng)響應(yīng)峰值周期對(duì)比Table 3 Com parision of peak period ofmotion response of the two kinds of large deep water sem i-submersible heavy lifting pipelaying vessels

表4列出了2種船型在不同工況主浪向下的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)統(tǒng)計(jì)結(jié)果?？梢钥闯觯簩?duì)于鋪管及起重作業(yè)工況，因2種船型的固有周期均避開了波浪周期，響應(yīng)值相對(duì)較小，如垂蕩基本不超過1.5m，橫搖、縱搖不超過1°，起重工況下鉤頭最大垂向加速度不超過0.5 m/s2；生存工況下，2種船型的響應(yīng)極值也基本相當(dāng)，但須引起注意的是，此工況下2種船型的固有周期均未避開波浪周期，響應(yīng)值過大，如垂蕩達(dá)到10 m，橫搖18°，縱搖6°。

表4 大型深水半潛式起重鋪管船2種船型運(yùn)動(dòng)響應(yīng)幅值對(duì)比Table 4 Motion response comparisons of the two kinds of large deep water sem i-submersible heavy lifting pipelaying vessels

4 生存吃水優(yōu)化調(diào)整

由于2種船型在生存工況下的固有周期均未能避開波浪能量周期范圍，耐波性不佳，運(yùn)動(dòng)響應(yīng)值過大，而且設(shè)計(jì)吃水16 m基本接近下浮筒型深15 m，在8 m波高情況下，浮筒出水會(huì)導(dǎo)致巨烈的砰擊與非線性效應(yīng)，對(duì)平臺(tái)結(jié)構(gòu)不利，因此應(yīng)盡量避免，并考慮適當(dāng)增加生存吃水。

由上述分析可知，大吃水工況下耐波性能較好，但增大吃水可能面臨氣隙不足的問題［9］。按照相關(guān)規(guī)范要求，除非結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中考慮波浪砰擊，上平臺(tái)底部與波峰之間應(yīng)有適當(dāng)?shù)臍庀叮?-6］，而且實(shí)際半潛式平臺(tái)設(shè)計(jì)中通常按氣隙大于零來考慮?？梢姡龃笊娉运饕芟抻跉庀?，只有在耐波性與氣隙之間尋找中間平衡點(diǎn)。

為保證足夠的耐波性能與氣隙，將“八立柱”船型生存吃水優(yōu)化調(diào)整至20 m，此時(shí)計(jì)算結(jié)果顯示RAO峰值明顯低于吃水為16 m時(shí)的峰值，且橫搖峰值周期降低至11 s，如圖10所示；同時(shí)，在不規(guī)則波下的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)極值與氣隙統(tǒng)計(jì)結(jié)果均較16 m吃水時(shí)明顯降低，垂蕩最大值不超過7.73 m，橫搖4.82°，縱搖3.36°，而且氣隙方面僅有2處出現(xiàn)負(fù)值，最小為-0.6 m。由于船體運(yùn)動(dòng)響應(yīng)分析與所選阻尼系數(shù)有很大關(guān)系，建議經(jīng)水池試驗(yàn)確認(rèn)所給阻尼是否適當(dāng)。這里重點(diǎn)考慮避免淺吃水時(shí)所產(chǎn)生的惡劣運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，也可考慮適當(dāng)再減小吃水，建議吃水取19 m。

圖10 大型深水半潛式起重鋪管船優(yōu)選的“八立柱”船型在不同吃水生存工況下的垂蕩、縱搖、橫搖RAO曲線Fig.10 Surging，pitching and rolling RAO curves under survival condition under different draughts of the opim ized large deep water sem i-submersible heavy lifting pipelaying vesselsw ith 8 columns

5 結(jié)束語

分析結(jié)果表明，與“十立柱”船型相比，“八立柱”船型在裝載與穩(wěn)性方面能夠滿足要求，耐波性能總體基本相當(dāng)(垂蕩、縱搖略優(yōu)，橫搖略差)，這主要是因?yàn)槭艿狡鹬毓r下裝載與穩(wěn)性的限制，平臺(tái)水線面積減小程度有限。“八立柱”船型明顯更簡潔而利于建造，側(cè)向投影面積有所降低，對(duì)減小風(fēng)、流載荷進(jìn)而提高船體動(dòng)力定位(DP)控位能力更為有利。另外，“八立柱”船型在降低空船質(zhì)量、節(jié)省鋼料方面要優(yōu)于“十立柱”船型，綜合經(jīng)濟(jì)性方面具有一定優(yōu)勢(shì)。因此，建議采用八立柱并設(shè)置橫撐的船型，從改善耐波性能并保證氣隙的角度出發(fā)，建議增加生存吃水至19 m。

由于半潛式起重鋪管船一般同時(shí)具備起重、鋪管、海上生活支持、自航與動(dòng)力定位等多項(xiàng)功能，其優(yōu)化設(shè)計(jì)應(yīng)綜合考慮不同工況下船舶對(duì)海上安全、作業(yè)效率、耐波性能等多方面的要求，所以本文針對(duì)某概念設(shè)計(jì)中的“十立柱”船型，從裝載與穩(wěn)性、耐波性、總體布置、建造難易程度與綜合經(jīng)濟(jì)性能等角度給出了船型優(yōu)化改進(jìn)建議，對(duì)后續(xù)船型的深入研究具有一定的指導(dǎo)意義。

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