楊 勇，曾 驥，袁洪濤

(上海外高橋造船海洋工程設計有限公司，上海 200137)

某400 ft自升式鉆井平臺主船體結構強度分析

楊 勇，曾 驥，袁洪濤

(上海外高橋造船海洋工程設計有限公司，上海 200137)

考慮到某400 ft自升式鉆井平臺在水深91.4 m作業(yè)工況下固有周期與波浪周期相近，動態(tài)放大因子較大，作業(yè)工況下懸臂梁-鉆臺系統(tǒng)具有最大工作載荷，針對該工況分析主船體結構強度，介紹主船體強度分析中模型建立和載荷施加的注意點與細節(jié)處理，確定主船體高應力區(qū)域，為自升式鉆井平臺的主船體結構設計和強度校核提供參考。

自升式鉆井平臺；主船體；模型建立；載荷施加；結構強度；有限元方法

某400 ft(121.92 m)自升式鉆井平臺在作業(yè)水深91.4 m的作業(yè)工況下其平臺周期會與工作海域的波浪周期遭遇,導致動力放大系數(shù)很高。因此，以該工況為例，利用有限元軟件MSC Patran/Nastran，參照ABS MODU規(guī)范對主船體進行結構強度分析與校核，重點是主船體結構強度分析方法與關鍵點的討論。

1 有限元模型

1.1 模型概述

總體坐標系以指向船艏為+X方向，指向左舷為+Y方向，垂直向上為+Z方向。目標平臺為獨立三桁架樁腿式平臺，平臺主船體為三角形箱型結構，型長70 m，型寬68 m，型深9.5 m。主船體結構較為復雜，采用空間板梁組合結構進行建模，板結構采用板殼單元模擬，骨材與加強筋采用梁單元模擬，大的型材采用板殼單元與梁單元共同模擬。建模中對于大的開孔，需將相應位置處的單元進行刪除并模擬開孔形狀，忽略小的開孔[1]。鑒于有限元模型僅僅是針對結構進行建模，與平臺實際情況有一定區(qū)別，重量與重心位置與實際情況不可能完全一致，因此需要采用加載質量點或是集中質量的方式來調節(jié)模型的重量與重心，使其與裝載計算書相一致，并且應該注意質量單元的質量設置盡量不要超過500 kg。主船體結構采用ABS AH36級鋼，其屈服強度為355 MPa。平臺整體及主船體有限元模型見圖1。

1.2 邊界條件及樁腿與主船體的連接

邊界條件采用海底泥面3 m以下鉸支約束，該約束方式偏于保守，因為實際海底對于樁腿具有轉動約束作用，這一作用會減少樁腿與主船體連接處的彎矩值。平臺樁腿與主船體的連接接觸主要存在于鎖緊裝置和上、下導向裝置處，可采用MPC多點約束進行模擬，鎖緊裝置處約束為位移相同，上、下導向處約束為水平位移相同[2-3]。

2 載荷分析

2.1 固定載荷

固定載荷主要包括平臺自重和設備重量，可參考裝載計算書和重量控制報告。在結構有限元模型中，雖然對主船體進行實際建?？梢宰畲蟪潭葴蚀_反映其結構自重，但是對于舾裝件、管系等的重量無法確定，因此還需利用質量點單元對模型進行重量與重心調節(jié)，以達到與裝載計算書相一致的結果。自升式鉆井平臺上設備眾多，不可能將所有設備均進行考慮，對于重量不足1 t的設備可以忽略其影響，其余設備通過MPC方式施加到有限元模型中。

2.2 可變載荷、組合載荷與壓載水載荷

這三種載荷均可以在裝載計算書中進行查詢，參考其提供的重量與重心位置，根據(jù)載荷性質選擇合理的方式進行加載?？勺冚d荷主要包括儲藏室、液態(tài)艙室(包括泥漿艙、燃油艙等，僅具有壓載水功用的液態(tài)艙室除外)以及人員影響。組合載荷主要是指平臺作業(yè)相關載荷，包括大鉤載荷、轉盤載荷及鉆臺載荷，等。壓載水載荷指壓載水艙存放壓載水所產生的重量和水壓。對于液態(tài)艙室，在考慮其重量的基礎上，還需考慮水壓對艙室的影響。也可以將組合載荷和壓載水一并計入可變載荷之內[4]。

2.3 慣性載荷

慣性載荷通過對自升式平臺進行波浪作用下的動態(tài)響應分析得到，主要方法包括時域分析、頻域分析和單自由度法。時域分析與頻域分析耗時長、較為復雜，單自由度法相對簡單，建議使用該方法進行慣性載荷的計算[5]。在單自由度法中，動態(tài)放大因子fDAF為[6]

(1)

式中：Ω——自升式平臺一階固有周期與波浪周期比值；

ζ——阻尼比，取為0.07。

利用SESAM/GeniE軟件對該平臺進行固有周期計算,一階固有振型圖(橫蕩)見圖2a)，一階固有周期為12.263 s，與該工況下波浪周期13 s十分接近。對于作業(yè)工況其他水深和風暴自存工況，固有周期與波浪周期相距較遠，以91.4 m水深風暴自存工況為例，該工況下平臺一階固有周期為11.255 s，與該工況下16 s的波浪周期相差較大，產生共振響應的概率很小，具體結果見圖2b)。

在得到動態(tài)放大因子后，慣性載荷FI為[6]

(2)

式中：Fw·a=0.5×(最大波浪與流載荷-最小波浪與流載荷)。

將利用式(2)所求得的慣性載荷以集中力的形式施加在有限元模型的船體質心處。

2.4 波浪載荷與流載荷

波浪載荷與流載荷作用在樁腿上，對于該類小尺度構件(構件截面特征尺度/波長≤0.2)，同時其為波浪和流作用下的固定結構物(考慮自升式鉆井平臺為站樁情況)，利用莫里森方程進行載荷計算[7]。

(3)

式中：ρ——海水密度；CD——拖曳力系數(shù)；CM——慣性力系數(shù)；D——構件截面直徑；A——構件截面面積；V——垂直于構件軸向方向的水質點(考慮波速和流速)速度。

實際計算中，將波浪方向與海流方向考慮為一致，將計算出來的載荷以集中力的形式加載到相應樁腿的單元節(jié)點上[8]。

2.5 風載荷

風載荷主要作用在主船體及其上層建筑上，由于粘性作用，風速隨著與海平面距離的升高而增大，一些規(guī)范以速度分布的形式進行風載荷計算，參考文獻[9]則根據(jù)高度系數(shù)來進行風速區(qū)分，這種離散式的處理方式較為方便，較多地被工程設計人員所采用，風壓pw和風力Fw為

pw=0.611V2CHCS

(4)

Fw=pwA

(5)

式中： V——風速； GH——高度系數(shù)； CS——形狀系數(shù)； A——受風構件的正投影面積。

風載荷的施加方式主要有兩種，較為傳統(tǒng)的方式是將風載荷以壓力的形式直接施加在主船體表面，對于主船體之上的上層建筑，例如，生活樓、井架等，由于沒有必要進行詳細建模，可以根據(jù)其受風面積和風速計算出風力載荷，以力的形式施加于其等效質量點上[10]。文獻[11]認為風載荷的變化對主船體強度的影響不大。

2.6P-Δ效應

自升式鉆井平臺在外部環(huán)境載荷的作用下產生側向位移，平臺自身重力將對樁腿產生附加彎矩作用。P-Δ效應按下式計算。

(6)

式中：δs——主船體一階線彈性側向位移；P——樁腿平均受壓載荷；PE——整個樁腿彈性臨界力。

二次彎矩M和等效二次力F分別為

(7)

(8)

式中：H——海底面與主船體半高處的垂直距離。

計算得到等效二次力之后，以力的形式施加于主船體型深半高位置高度上的水平面形心上，并通過MPC的方式關聯(lián)到該平面的節(jié)點上。

2.7 模型載荷施加

根據(jù)2.1～2.6所述，進行載荷的計算與施加。該工況下所有載荷施加于模型,見圖3。

圖3 載荷施加

3 結果與討論

3.1 計算結果

主船體結構最大應力為302 MPa，小于許用應力320 MPa(屈服應力355 MPa)，該共振工況下屈服強度滿足要求，但是UC值達到0.944，對于大應力區(qū)域還是應該進行加強。

主船體的整體應力分布見圖4。

圖4 整體應力分布

3.2 結果討論

應力相對較大區(qū)域是懸臂梁底座下主船體結構(見圖5)、后部兩樁腿圍阱之間橫艙壁以及相連接主要縱艙壁(見圖6)。

圖5 懸臂梁底座下部局部應力

圖6 后部兩樁腿圍阱之間主艙壁局部應力

對于以上區(qū)域在結構設計中應重點關注，并做出適當加強。懸臂梁處于最大伸出狀態(tài)，并且其自身包括鉆臺、井架在內的結構重量很大，工作載荷也較高，因此導致其底座下主船體結構應力較大；后部兩樁腿圍阱之間的橫艙壁和縱艙壁是主要傳力構件，對平臺的抗傾性能較為重要，因此該橫、縱艙壁連接部位應力也較高。

應力集中區(qū)域是圍阱區(qū)域板與板連接角隅處(見圖7)、泥漿艙底部板與板連接角隅處(見圖8)，在這些位置需設立肘板，以減少應力集中。圍阱區(qū)域受到力的傳遞的影響加之其結構特征，部分區(qū)域應力集中；泥漿艙中所裝載的泥漿密度較大，并且加上近乎滿載，因此底部壓力較大。

圖7 圍阱區(qū)域連接角隅處局部應力

圖8 泥漿艙底部連接角隅處局部應力

4 結論

1)該工況下，雖然平臺周期與波浪周期遭遇，產生共振響應，同時，懸臂梁處于最大伸出位置并有最大工作載荷，但在該工況下主船體結構強度滿足規(guī)范要求。

2)結構設計重點注意區(qū)域是懸臂梁底座下主船體結構，后部兩樁腿圍阱之間橫艙壁以及相連接主要縱艙壁，圍阱區(qū)域板與板連接角隅處以及泥漿艙底部板與板連接角隅處。

[1] 趙開龍，張大偉，姚志廣.自升式平臺主船體結構強度有限元分析[J].中國造船，2009，50(S)：250-254.

[2] 林鐘明，陳瑞峰，姚艷萍.自升式平臺的結構強度分析[J].中國造船，2005，46(S)：308-313.

[3] 楊曙光.自升式平臺強度評估若干問題研究[D].哈爾濱：哈爾濱工程大學，2010.

[4] 李紅濤,李曄.自升式鉆井平臺結構強度分析研究[J].中國海洋平臺，2010，25(2)：28-33.

[5] 李紅濤.自升式移動平臺結構動力響應研究[J].中國海洋平臺，2011，26(3)：12-16.

[6] ABS.Guide nodes on dynamic analysis procedure for self-elevating units [S].ABS，2014.

[7] DNV.Environmental Conditions and Environmental Loads[S].DNV，2014.

[8] 馮國慶,李曉宇,于 昊,等.300 ft 自升式平臺極限工況強度評估[J].船海工程，2011，40(5)：160-163.

[9] ABS.Rules for building and classing mobile offshore drilling units[S].ABS，2014.

[10] 黃 一，欒林昌，張 崎.自升式平臺主船體結構強度分析[J].船海工程，2011，40(6)：125-128.

[11] 徐興平，暢元江.勝利九號鉆井平臺結構強度計算[J].中國海洋平臺，2005，20(5)：39-41.

Structural strength analysis of a 400 ft self-elevating drilling unit main hull

YANG Yong, ZENG Ji, YUAN Hong-Tao

(Shanghai Waigaoqiao Shipbuilding and Offshore Engineering Design Co., Ltd., Shanghai 200137, China)

The natural period of the 400 ft self-elevating drilling unit in operational condition with 91.4 m water depth is close to the wave period which leads to a high dynamic amplification factor, and the combined loading of cantilever-drill floor system is maximum in the operation condition. The structural strength of the main hull in this load case is analyzed by FEM. The key points of modeling and loads applying methods in structural strength analysis of the main hull are studied in detail. The high-stress areas are found and it provides reference for the structural design and strength assessment of the main hull.

self-elevating drilling unit; main hull; modeling; applied loads; structural strength; finite element method

10.3963/j.issn.1671-7953.2015.06.032

2015-07-06

楊 勇(1988-)，男，碩士，助理工程師

P751，U674.38

A

1671-7953(2015)06 -0137-04

修回日期：2015-07-31

研究方向:海洋工程水動力與結構強度

E-mail: yycjx19881030@126.com