隔水套管保护架船撞强度校核

第17卷 第4期 中 国 水 运 Vol.17 No.4 2017年 4月 China Water Transport April 2017
收稿日期：2017-02-05
作者简介：王彦多（1983-），女，硕士，海洋石油工程股份有限公司，主要从事海洋工程结构设计。

刘建峰（1981-），男，硕士，海洋石油工程股份有限公司，主要从事海洋工程结构设计。

隔水套管保护架船撞强度校核
王彦多，刘建峰
（海洋石油工程股份有限公司，天津 塘沽 300451）
摘 要：本文结合工程实例，阐述了某海洋工程项目隔水套管保护架的船撞强度校核过程，其船撞能量理论采用API 规范，结构强度校核采用SACS 软件的COLLAPSE 非线性分析模块，碰撞位置分别取在平均高水位和平均低水位，并分别按考虑节点失效和不考虑节点失效考虑两种情况考虑。

计算中对保护架碰撞杆件施加保证隔水套管安全的最大容许位移，计算出在此位移下结构产生的能量，如果大于船舶撞击能量，即认为隔水套管保护架结构满足船撞强度要求。

关键词：保护架；船撞；强度校核
中图分类号：U674 文献标识码：A 文章编号：1006-7973（2017）04-0008-04
引言
隔水套管是从海上钻井平台下到海底浅层的套管，其主要功能是隔离海水，形成钻井液循环通道，在钻井过程中和完井后对井壁进行支撑，以保证钻井过程的进行和完井后整个油井的正常运行[1]。

因此，隔水套管安全性对于海上钻井作业安全至关重要。

一般情况下，隔水套管布置在导管架结构内部，但有些情况，例如平台增产，需要在导管架外侧外挂井槽，也有部分平台起始设计时就布置部分井口在导管架结构外侧。

针对这种类型的隔水套管，其在工作过程中最大的安全威胁是船舶碰撞，因此需要考虑对隔水套管外侧增加保护架结构进行保护。

本文结合工程实例，采用海洋石油行业结构分析中通用的SACS 计算软件，对某海洋工程项目的隔水套管保护架的船撞工况进行结构强度校核，旨在对隔水套管保护架在船撞工况下的强度进行校核。

一、船撞理论 1．船舶撞击能量
根据API 规范[2] 规范C18.9.2节，船舶撞击动能为 E=0.5aMv 2 （1） 式中：
E—船舶的动能；
a—附加质量系数，舷侧碰撞时，a=1.4；首/尾碰撞时，a=1.1；
M—船舶重量； v—船舶的撞击速度。

附加质量系数根据船舶或船体形状决定。

对于海况条件较好，及离供应基地距离较近的平台，可采用下述最低要求：
船舶质量=1,000t； 碰撞速度=0.5m/s。

选取1,000t 船舶代表了美国墨西哥湾内典型的60m 供应船。

对于较深和较远的位置，供应船的质量和碰撞速度可能更大。

因此，必要时应加以审核及加大。

在浅水区域，如果平台限制只能停靠小型工作船，也可以降低这一标准。

2．能量吸收
船舶撞击平台时的能量由海洋工程结构和船舶吸收，其中海工结构主要通过碰撞产生的局部弹塑性变形和平台的整体变形来吸收能量，船舶对撞击能量的吸收主要靠船舶结构的变形及运动。

一般的，船舶撞击时的产生的撞击力主要依靠撞船杆件发生弹塑性变形，平台的整体变形可以保守地忽略掉[2]。

二、SACS 计算模拟
SACS 是海洋石油行业结构分析中通用的计算软件，其含有COLLAPSE 模块，可以进行大位移，弹-塑性，非线性结构分析，可以解决大部分由于大位移引起的结构塑性问题，如船撞分析等。

本文即通过此模块对隔水套管保护架进行船撞强度校核。

1．船舶参数确定
本文所选平台的主要供应船有Binhai 210/211/ 212/213，考虑船舶碰撞时的最不利情况，满载时船体总重量为1,450t，撞击速度取0.5m/s。

根据公式（1）计算得，船首或船尾撞击的动能为199.375kJ，舷侧撞击的动能为253.75kJ 计算中取大值。

假设其中10%的能量由船体自身吸收，则有保护架结构吸收的能量为228.4kJ。

由于船首、船尾及舷侧撞击船舶受撞横梁均比保护架结构尺寸大，所以视保护架前面杆件全部受力。

2．碰撞位置确定
设计中考虑船舶撞击分别发生在在平均低水位（MLLW）
第4期 王彦多等：隔水套管保护架船撞强度校核 9
和平均高水位（MHHW），分别确定撞击杆件受力位置。

（1）船撞击发生在平均低水位（MLLW）时： MLLW 高程：1.05m
采用Binhai 210/211/212/213供应船资料[3]，取满载情况。

满载吃水深度：3.96m 型深：4.42m 干弦高度：0.46m 得到：
甲板高程：1.51m
假设碰撞中心在甲板下0.1m，得到碰撞高程为1.41m。

（2）船撞击发生在平均高水位（MHHW）时： MHHW 高程：2.13m
采用Binhai 210/211/212/213供应船资料，取满载和空载情况平均值。

空载吃水深度：2.36m 满载吃水深度：3.96m 平均吃水深度：3.16m 型深：4.42m 干弦高度：1.26m 得到：
甲板高程：3.39m
假设碰撞中心在甲板下0.1m，得到碰撞高程为3.29m。

3．保护架结构模型 （1）边界条件
不考虑平台整体变形吸收能量，保守的认为能量全部由保护架结构吸收，并且为提高计算的效率，模型只模拟隔水套管保护架和与保护架直接相连的一段导管腿，将导管腿杆件的两端固支。

保护架结构模型如图
1
所示。

图1 隔水套管保护架计算模型
（2）杆件属性
隔水套管保护架结构主要采用钢管，主管采用Φ508mm ×25mm 的DH36高强卷管，直接承受船舶撞击的前排杆件采用Φ273mm×12mm 的20#低强无缝钢管，并采用水泥灌浆，这样可以在受到船舶撞击时承载更大的撞击能量。

由于在SACS 中不能准确模拟出灌浆所起的作用，所以将水泥灌浆的作用通过增加杆件的弹性模量来体现。

保守的考虑，灌浆可以使杆件弹性模量增加10%。

（3）加载
隔水套管保护架及相关结构自重由SACS 软件自动进行计算。

对于保护架在船舶撞击作用下的荷载，通过对保护架杆件施加节点位移完成。

保护架的强度校核采用SACS 软件中Callapse 模块进行计算，它提供结构材料非线性计算，即当结构杆件应力达到极限应力后，进入应力强化阶段，结构发生永久性变形，再随着荷载的增大，结构破坏。

本次设计中，分别考虑船舶撞击发生在平均低水位和平均高水位情况下，考虑节点失效和不考虑节点失效4种情况，分别在碰撞节点上施加X 方向的12cm 位移，分40个载荷步施加。

考虑节点失效的意义为当节点到达极限承载力后撑杆应力变为0，不再传递力；不考虑节点失效是指只考虑杆件的塑性，不考虑节点失效。

4．计算结果
（1）平均低水位（MLLW）情况
1）不考虑节点失效
船舶撞击发生在平均低水位时，不考虑节点失效，结构弹塑性变形结果如图2所示。

图
2 MLLW 不考虑节点失效时结构弹塑性变形情况 结构反作用力随施加的位移变化情况如图3所示。

图3 结构反作用力随施加位移的变化情况 保护架吸收能量随施加位移变化情况如图4所示。

图4 保护架吸收能量随施加位移的变化情况
2）考虑节点失效
船舶撞击发生在平均低水位时，考虑节点失效，结构弹塑性变形结果如图5
所示。

图5 MLLW 考虑节点失效时结构弹塑性变形情况 结构反作用力随施加的位移变化情况如图6
所示。

图6 结构反作用力随施加的位移变化情况 保护架吸收能量随施加位移变化情况如图7
所示。

图7 保护架吸收能量随施加位移变化情况 （2）平均高水位（MHHW）情况 1）不考虑节点失效
船舶撞击发生在平均高水位时，不考虑节点失效，结构弹塑性变形结果如图8所示。

结构反作用力随施加的位移变化情况如图9所示。

保护架吸收能量随施加位移变化情况如图10所示。

2）考虑节点失效 船舶撞击发生在平均高水位时，考虑节点失效，结构弹塑性变形情况如图11
所示。

图
8 MHHW 不考虑节点失效时结构弹塑性变形情况
图
9 结构反作用力随施加位移的变化情况
图
10 保护架吸收能量随施加位移的变化情况
图11 MHHW 不考虑节点失效时结构弹塑性变形情况
（下转第74页）
六、结论和展望
本文利用实测海面水体的光谱数据和水体样本泥沙浓度数据，结合CCD 影像的波段设置，计算等效遥感反射率，研究得到反演对数模型)3(/)2(/))3()2((e e e e R R R R 有着最高的反演精度，并对HJ-CDD 遥感数据绘制悬浮泥沙浓度分布图，得到以下结论：舟山近海海域总体都处于一个较高的悬浮泥沙浓度状态，而且冬季的悬浮泥沙浓度明显高于夏季。

由于本次研究只考虑泥沙反演的单一的空间分布，并不考虑潮汐，海流等动力因素的影响，且局限于数据量，所以对于舟山近海海域悬浮泥沙浓度的时空分布的讨论十分基础，希望能够在以后的研究中继续探讨。

总体来说，利用CCD 数据反演舟山近海海域悬浮泥沙浓度有着较好的可行性，也为其悬浮泥沙浓度分布的监测提供了一个有效的方法，具有十分重要的现实意义。

参考文献
[1] 汪小钦，陈崇成.遥感在近岸海洋坏境检测中的应用[J].海
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分析[J].水利学报，1991，（5）：47-51.
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[4] 韩震，恽才兴，蒋雪中.悬浮泥沙反射光谱特性实验研究.
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[7] Mueller，J.L.andR.W.Austin，Ocean Optics Protocols for
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[9] 张兵，李俊生，王桥等.内陆水体高光谱遥感[M]，北京：
科学出版社，2012.
（上接第10页）
保护架结构反作用力随施加的位移变化情况如图12所示。

图12 结构反作用力随施加位移的变化情况
保护架吸收能量随施加位移变化情况如图13所示。

图13 保护架吸收能量随施加位移的变化情况 三、小结
由上述计算结果可以看出：
（1）船舶撞击位置相同时，施加相同的节点位移下，不考虑节点失效时保护架吸收的能量大。

（2）对于脆性材料，节点达到极限承载力后即失效，对于弹塑性材料，节点达到极限承载力后能继续承载一段时间而不产生破坏，而SACS 软件Collapse 模块中的是否考虑节点失效是对全体杆件来说的，所以本次设计分别单独考虑节点失效和不失效两种情况，实际情况介于两者之间。

（3）在对节点施加4cm 左右位移时，保护架有部分杆件开始发生塑性变形，当位移达到12cm 左右时，保护架吸收的能量均大于船舶撞击时的动能，所以保护架强度满足要求。

（4）若需要考虑船舶撞击对整个平台的影响，则需要在保护架支点位置施加船舶撞击荷载对平台进行整体强度校核。

荷载选取确定的方法是：对应于保护架吸收能量达到船舶撞击动能的施加的节点位移，找到此位移对应的反力，此反力将作为整体平台分析时施加的碰撞力，这里不另作整体校核计算。

参考文献
[1] 袁光宇．我国海上钻井隔水导管使用现状及发展趋势
[J]．长江大学学报（自然科学版），2012，07． [2] API RP 2A：Recommended Practice for Planning， Designing
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