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設施的吊裝與拆除以及導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、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［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到的總起重能力等方面較常規(guī)單體船有明顯的優(yōu)勢，同時J型鋪管方式與S型鋪管方式相比，在動力定位需求及管道殘余應力等方面較S型鋪管方式有明顯優(yōu)勢，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計是此類船型設計的要點［2］。本文針對某概念設計中的“十立柱”半潛式J型鋪管起重船，從裝載與穩(wěn)性、耐波性、空船質量與結構強度等方面開展了立柱尺寸優(yōu)化設計工作，得到了優(yōu)選的“八立柱”船型方案，并對生存吃水與總體布置提出了進一步的優(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計中設計成十立柱、無橫撐的半潛式船型，如圖1所示，其主船體由左右2個流線型的下浮體、帶圓角的矩形立柱和上平臺構成。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、中部和首部設置若干伸縮式全回轉推進器，首部設隧道式側向推進器，以滿足機動與定位需求。上甲板尾部左右各設1臺最大起重能力為8 000 t的全回轉起重機；鋪管作業(yè)線設于主甲板中心處，自船尾向船首作業(yè)流程布置，首端設J型鋪管塔架；生活樓布置在船首鋪管作業(yè)線兩側，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，上平臺型深12.5 m，設計航行吃水12 m，作業(yè)吃水27 m，生存吃水16 m。

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

圖1 大型深水半潛式起重鋪管船概念設計“十立柱”船型側視圖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、降低空船質量、改善耐波性能［3］、綜合提高經濟性等，為此提出與“八立柱”船型進行對比研究，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。經分析發(fā)現(xiàn)，“十立柱”船型方案中的中間立柱對縱穩(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個立柱優(yōu)化調整為2個，立柱尺寸調整為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構設計，同時采用了上端內側向船中傾斜的加強型立柱結構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構設計有助于減少應力集中點，并降低底部橫撐因波浪砰擊破壞的風險，但從載荷傳遞有效性角度來講，建議采取設置橫撐與直壁立柱的設計，在減化立柱設計的同時形成封閉的載荷傳遞框架結構，從而優(yōu)化全船結構設計，這將進一步降低船體質量與重心高度。同時，新增的橫撐結構亦可用于底部壓載管線的布置，這對于需要左右相互調撥的壓載系統(tǒng)設計而言具有明顯的優(yōu)勢，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計，經濟性更佳。為避免橫撐結構在航行工況下對阻力造成的不利影響以及波浪的過分砰擊，建議橫撐高度設置在下浮箱頂面以上的立柱底部，按照規(guī)范要求進行結構強度、疲勞及冗余設計。

圖3 大型深水半潛式起重鋪管船概念設計“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，原設計中J型鋪管塔位于起重鋪管船的船首，其質量可以部分平衡船尾起重機質量，有利于浮態(tài)平衡。但是，由于塔架沒有設在船尾主起重機的作業(yè)半徑內，將無法依靠自身設備對塔架進行拆裝，在航行、起重及生存等非鋪管工況下，其高聳的塔架對穩(wěn)性及結構本身的安全不利；同時，帶塔架航行，對航行視野也會產生一定的影響而需要設置額外的瞭望室。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［4］，建議將鋪管作業(yè)線倒置，在縱向尾部立柱間、主起重機的作業(yè)半徑內的船中區(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對塔架進行安裝與拆除，從而實現(xiàn)在較短的時間間隔內進行作業(yè)功能的轉換，同時避免了塔架置于船尾帶來尾部質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，所設置的月池還可用于水下機器人、管線終端管匯等設施的下放，進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軟件對優(yōu)選的“八立柱”船型的典型工況進行了完整穩(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)分為橫吊單機起重8 000 t及縱吊雙機起重16 000 t等工況。參照美國船級社ABS及中國船級社CCS關于柱穩(wěn)式平臺的相關規(guī)范［5-6］，采用如下完整穩(wěn)性衡準：

1)對于復原力矩(GZ)曲線，從正浮至與風傾力矩曲線的第二交點或進水角(取較小者)的面積至少應比至同一限定角處風傾力矩曲線下面積大30%。其中，航行工況、鋪管和起重作業(yè)工況風速按36.0 m/s計算；生存工況風速按51.5 m/s計算。

2)經自由液面修正后的初穩(wěn)性高度(GM)應不小于0.15 m。

3)對于復原力矩曲線，從正浮至第二交點的所有角度范圍內均應為正值。

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行反向壓載，因此起重工況下的失荷穩(wěn)性是需要重點關注的問題。對于起重工況，還考慮了CCS、ABS關于起重船的失荷穩(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)為失荷后的復原力矩曲線；RM(2)為失荷前的復原力矩曲線；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的進水角、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Fig.5 ABS stability criteria after loss of crane load

由于ABS失荷穩(wěn)性衡準中要求針對失荷前與失荷后工況分別計算的GZ曲線及所獲得的相關穩(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)值計算；同時圖5中的GZ曲線均是針對初始正浮狀態(tài)進行計算，將起重載荷和壓載的綜合影響作為外加傾覆力矩來考慮，這樣不能真實反映實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)實際裝載工況得到失荷后的GZ曲線進行穩(wěn)性校核，如圖6所示。圖6中，GZ曲線與坐標軸的交點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一律取吊機作業(yè)限制角3.5°，這是相對保守的。

圖6 ABS失鉤穩(wěn)性衡準分析方法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載荷所產生的橫傾力矩較縱吊16 000 t載荷對船型穩(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面積模型，表1列出了各工況下主要的完整穩(wěn)性分析結果，可以看出經優(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 耐波性能對比分析

基于三維繞射理論，采用SESAM軟件計算了“十立柱”與“八立柱”船型在規(guī)則波中各自由度的運動和指定點加速度的響應幅算子(RAO)［8］，并結合海浪譜對船體在非規(guī)則波中的短期運動響應進行了統(tǒng)計分析，重點比較這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

計算中取橫搖臨界阻尼5%，縱搖及垂蕩臨界阻尼3%，重點比較2種船型耐波性能差異，并對不規(guī)則波作用下的運動響應幅值作一個基本判斷；對于阻尼系數(shù)是否適當，建議后期經水池試驗加以確認修正。由于航行工況下浮箱出水，立柱差異對2種船型的運動性能沒有影響，選取鋪管、起重作業(yè)及生存工況進行對比分析，計算時海況條件選取見表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)條件下的運動RAO曲線，表3列出了不同裝載工況下RAO峰值周期。對比發(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；“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”船型橫搖響應峰值較“十立柱”船型略大或基本相當。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計海浪環(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種船型運動響應峰值周期對比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動響應統(tǒng)計結果。可以看出：對于鋪管及起重作業(yè)工況，因2種船型的固有周期均避開了波浪周期，響應值相對較小，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種船型的響應極值也基本相當，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，響應值過大，如垂蕩達到10 m，橫搖18°，縱搖6°。

表4 大型深水半潛式起重鋪管船2種船型運動響應幅值對比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，運動響應值過大，而且設計吃水16 m基本接近下浮筒型深15 m，在8 m波高情況下，浮筒出水會導致巨烈的砰擊與非線性效應，對平臺結構不利，因此應盡量避免，并考慮適當增加生存吃水。

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］。按照相關規(guī)范要求，除非結構設計中考慮波浪砰擊，上平臺底部與波峰之間應有適當?shù)臍庀叮?-6］，而且實際半潛式平臺設計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。

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)化調整至20 m，此時計算結果顯示RAO峰值明顯低于吃水為16 m時的峰值，且橫搖峰值周期降低至11 s，如圖10所示；同時，在不規(guī)則波下的運動響應極值與氣隙統(tǒng)計結果均較16 m吃水時明顯降低，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)負值，最小為-0.6 m。由于船體運動響應分析與所選阻尼系數(shù)有很大關系，建議經水池試驗確認所給阻尼是否適當。這里重點考慮避免淺吃水時所產生的惡劣運動響應，也可考慮適當再減小吃水，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 結束語

分析結果表明，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(垂蕩、縱搖略優(yōu)，橫搖略差)，這主要是因為受到起重工況下裝載與穩(wěn)性的限制，平臺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，側向投影面積有所降低，對減小風、流載荷進而提高船體動力定位(DP)控位能力更為有利。另外，“八立柱”船型在降低空船質量、節(jié)省鋼料方面要優(yōu)于“十立柱”船型，綜合經濟性方面具有一定優(yōu)勢。因此，建議采用八立柱并設置橫撐的船型，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具備起重、鋪管、海上生活支持、自航與動力定位等多項功能，其優(yōu)化設計應綜合考慮不同工況下船舶對海上安全、作業(yè)效率、耐波性能等多方面的要求，所以本文針對某概念設計中的“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濟性能等角度給出了船型優(yōu)化改進建議，對后續(xù)船型的深入研究具有一定的指導意義。

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