樂叢歡 ，丁紅巖 ,

(1. 天津大學(xué)水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300072；2. 天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，天津 300072；3. 天津大學(xué)濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點實驗室，天津 300072)

在海洋油氣生產(chǎn)作業(yè)期間，由于平臺儲油能力有限，需要輸油穿梭船定期將原油運輸?shù)礁劭冢畬τ谝恍┲行⌒蛢τ推脚_和對生產(chǎn)作業(yè)有較高穩(wěn)性的浮式生產(chǎn)系統(tǒng)，出于安全角度考慮，油船不能直接?？科渖希枰峁┹o助的系泊系統(tǒng)用于油船的定位輸油作業(yè)．系泊系統(tǒng)主要分為固定式和浮動式兩種．固定式系泊系統(tǒng)由打入海底的樁柱支撐，整體穩(wěn)定性好，適用于水深較淺的海域，隨著水深的增加，固定式系泊系統(tǒng)由于自重和建造成本的大幅增加而不再適用．浮動式系泊系統(tǒng)由水浮力支撐，可多次移位、重復(fù)使用，適用于深水海域，但其整體穩(wěn)定性較差，對地基及環(huán)境條件要求較高．隨著海洋開發(fā)的不斷深入，呈現(xiàn)出多種新穎的系泊方式，并通過了理論和試驗的驗證．

本文研究的系泊系統(tǒng)是一種剛性與柔性相結(jié)合的新型浮式系泊系統(tǒng)，該浮式系泊系統(tǒng)具有建造成本低，施工簡單、施工周期短的優(yōu)勢，適用于淺水開發(fā)．

1 新型浮式系泊系統(tǒng)

新型浮式系泊系統(tǒng)如圖1 所示．該新型浮式系泊系統(tǒng)由中間2 個獨立的浮式系(靠)泊平臺及兩側(cè)剛性系泊平臺構(gòu)成．兩側(cè)的剛性平臺主要是為了增強系泊的約束性，提高其定位效果．位于中間的2 個浮式系(靠)泊平臺(見圖2)由上部結(jié)構(gòu)、錨鏈和基礎(chǔ)構(gòu)成，其中上部結(jié)構(gòu)包括水下浮筒以及帶護舷的立柱，浮筒提供的恒定的凈浮力使錨鏈處于受拉狀態(tài)．如圖3 所示，當船舶靠泊時，上部結(jié)構(gòu)在浮力、錨鏈拉力和船體靠泊力的共同作用下，產(chǎn)生一定的側(cè)移和下沉，并帶動周圍水體運動，新型浮式系泊系統(tǒng)通過浮式系(靠)平臺的變位吸收大量能量，優(yōu)化了受力模式，因而船舶與平臺之間的相互作用力較小[1-2]．

浮動式系泊系統(tǒng)主要包括張緊式和懸鏈線式兩種[3-5]，目前多采用懸鏈線式．浮式系泊系統(tǒng)由于具有可浮動性，其受力復(fù)雜，關(guān)于浮式系泊的研究仍處于初步階段[6-8]．新型浮式系泊系統(tǒng)涉及到船體及多浮體之間的耦合運動問題，系統(tǒng)的運動相對復(fù)雜．船體靠泊時與浮式平臺發(fā)生碰撞，兩者之間的撞擊力很難確定，并且由于浮體的運動速度是時變的，所以引起的慣性力、黏性力、附加質(zhì)量也是時變的．若再加上波浪的作用，整體、系統(tǒng)地分析將非常復(fù)雜．本文設(shè)計了比例尺為1∶40 的多組模型試驗，對不同靠泊工況組合下浮式系泊系統(tǒng)的運動特性及動力響應(yīng)進行定性定量的分析．

圖1 浮式系泊系統(tǒng)Fig.1 Floating mooring system

圖2 浮式系(靠)泊平臺Fig.2 Floating berthing and mooring platform

圖3 浮式系(靠)泊平臺變位吸能Fig.3 Floating berthing and mooring platform absorbing energy by changing positions

2 試驗設(shè)計

2.1 試驗?zāi)Ｐ?/h3>

2.1.1 系(靠)泊平臺模型

試驗?zāi)Ｐ桶粗亓蛻T性力弗勞德相似定律1∶40 比例進行相似比尺設(shè)計[9-10]，模型如圖4 所示，具體尺寸見表1．以下表示中均采用 “原型尺寸(模型尺寸)” 形式．

圖4 浮式系泊系統(tǒng)模型Fig.4 Model of floating mooring system

2.1.2 護舷模擬

護舷原型為型號為D400×400×1500 半圓型D型橡膠護舷．模型設(shè)置高度與原型護舷高度幾何相似，受力點與原型護舷中心的受力點位置相同．

2.1.3 錨鏈模型

錨鏈模型采用基本無彈性的尼龍線與多級彈簧鋼片的組合體模擬，通過改變彈簧鋼片的長度來模擬原型的拉力-伸長關(guān)系曲線相似，參數(shù)見表1．

表1 浮式系泊系統(tǒng)模型尺寸Tab.1 Main characteristic parameters of floating mooring system

2.1.4 船舶模型

試驗船舶為萬噸級穿梭油輪船，船型參數(shù)見表2．船舶模型采用木制船模，與原型保持幾何相似．采用鉛制砝碼壓載配重模擬船舶的壓載和滿載狀態(tài)，船舶模型通過儀器測試，滿足吃水、重量、重心位置、質(zhì)量慣性矩和自振周期等與原型相似．

表2 試驗船型主要尺寸參數(shù)Tab.2 Main characteristics of vessel

2.2 試驗儀器設(shè)備

試驗水池：長40,m，寬11,m，深1,m．試驗水池設(shè)有造波機和消波裝置．

測量設(shè)備：電容式波高儀、加速度傳感器、位移傳感器、力傳感器、攝像系統(tǒng)、波浪率定系統(tǒng)、水溫計以及相應(yīng)的信號放大器和信息采集系統(tǒng)．

2.3 儀器布置

如圖5 所示，船艏系(靠)泊平臺(平臺A)和船艉系(靠)泊平臺(平臺B)的靠船柱頂端各布置1 個3自由度的加速度傳感器，用于測量在船舶撞擊作用下系(靠)泊平臺的橫蕩、縱蕩、垂蕩3 個運動方向上的加速度．同時在2 個平臺上分別布置位移傳感器，測量平臺位移變化．在每個錨鏈與筒形基礎(chǔ)的連接處安裝1 個拉力傳感器，測量錨鏈張力．

圖5 傳感器布置Fig.5 Arrangement of instrumentation

2.4 測試組合方案

在凈浮力(300,t/4.69,kg)及水深(25,m/0.625,m)一定的情況下，進行包括無波浪情況下及波浪(波向角90o)作用下靠泊試驗，主要考慮船速、排水量和波浪等參數(shù)的影響，試驗組合見表3；表4 為無波浪剛性系(靠)泊(平臺A 和平臺B 固定)試驗組合，用于對比浮式靠泊效果．

表3 浮式靠泊試驗組合Tab.3 Test combinations of floating berthing

表4 剛性靠泊試驗組合Tab.4 Test combinations for rigid berthing

3 試驗結(jié)果與分析

試驗中得到了大量的數(shù)據(jù)，通過快速傅里葉變換對原始數(shù)據(jù)進行濾波分析．由于篇幅限制，文中只給出部分試驗結(jié)果．

3.1 無波浪情況下靠泊分析

圖6和圖7 分別為無波浪試驗組合下，平臺A和平臺B 位移時程曲線．對比圖6 和圖7 平臺位移時程曲線可以發(fā)現(xiàn)船艏首先靠泊，船艉稍后靠泊，這主要是由于船舶在沒有動力驅(qū)使下，由于偏心的存在(船舶重心偏向于船艉)，無法實現(xiàn)平靠．由于船艏首先靠泊，船舶靠泊能量大部分在船艏靠泊時被平臺A和周圍水體吸收，平臺A 的位移都遠大于平臺B；尤其當船速和排水量較小時，初始靠泊能量較小，平臺A 和平臺B 位移差距更明顯．從圖7 可以進一步發(fā)現(xiàn)，船舶壓載情況下，以0.4,kn 的速度低速靠泊時，由于初始靠泊能量較小，船艉并未與平臺B 發(fā)生碰撞，這與試驗觀測結(jié)果一致．隨著船速和排水量的加大，船艏和船艉靠泊的時間間隔越小，平臺A 和平臺B位移的差距也越小，平臺B吸能比例逐漸增大.

圖6 平臺A位移時程曲線Fig.6 Displacement-time curves of platform A

圖7 平臺B位移時程曲線Fig.7 Displacement-time curves of platform B

圖8和圖9 分別為無波浪試驗組合下，平臺A和平臺B 最大位移曲線．從圖8 和圖9 可知船速和排水量對于平臺位移影響很大，壓載靠泊時，船速從0.4,kn 增至1.0,kn，系(靠)泊平臺的平均位移(平臺A和平臺B 位移平均值)由0.92,m 增至3.40,m，增幅達269.3%，其中平臺A 最大位移達到4.85,m．與壓載相比，滿載靠泊將引起平臺A 和平臺B 的更大范圍的運動．滿載靠泊時，船速從0.4,kn 增至1.0,kn，系(靠)泊平臺的平均位移由2.73,m 增至6.19,m，增幅達126.5%，其中平臺A 最大位移達到6.63,m．

圖8 平臺A的最大位移Fig.8 Maximum displacement of platform A

圖9 平臺B的最大位移Fig.9 Maximum displacement of platform B

圖10和圖11 分別為無波浪試驗組合下，護舷1(位于平臺A)、護舷4(位于平臺B)撞擊力時程曲線．從圖10 和圖11 可以發(fā)現(xiàn)，撞擊力的試驗結(jié)果與平臺位移結(jié)果吻合，與船艏發(fā)生碰撞的護舷1 撞擊力遠大于與船艉發(fā)生碰撞的護舷4．船速和排水量對于護舷撞擊力的影響很大，滿載情況下船速從0.4,kn 增加到1.0,kn，護舷1 的最大撞擊力從166.5,kN 增長到232.7,kN，漲幅達39.8%；護舷4 的最大撞擊力從52.7,kN 增長到98.9,kN，漲幅達87.7%．排水量從5,000,t 增加到12,000,t，1.0,kn 船速下，護舷1 的撞擊力從177.6,kN 增長到232.7,kN，漲幅達31.0%；護舷4 的最大撞擊力從49.0,kN 增長到98.9,kN，漲幅達101.8%．從撞擊力的角度也可知，船艉系(靠)泊平臺B 吸能比例隨船速和排水量的增大而逐漸增大．由于船艏首先靠泊，所以船舶第1 次靠泊時間可以認為是船舶與護舷1 的撞擊時間．從護舷1 的撞擊力時程曲線計算出的撞擊時間可知，靠泊時間主要由船速決定：船速越大，撞擊時間越短；其中船速為1.0,kn 時，組合3 和組合6 的撞擊時間大約為16.2,s；當船速為0.4,kn 時，組合1 和組合4 的撞擊時間約為30.5,s．

表5 給出了浮式系(靠)泊平臺與剛性系(靠)泊平臺護舷處最大撞擊力結(jié)果．與剛性靠泊相比，浮式靠泊可以有效減小靠泊時的最大撞擊力，其中平臺A護舷撞擊合力降低比例達到45%以上，平臺B 護舷撞擊合力降低比例達到80%以上．結(jié)果顯示當其他條件一定時，船速越大，撞擊力降低比例越大．從護舷最大撞擊力來看，滿載情況下船速在1.0,kn 以內(nèi)，剛性靠泊時可能出現(xiàn)的最大護舷撞擊力達到2,458.2,kN，而浮式靠泊時可能出現(xiàn)的最大護舷撞擊力為578.7,kN，僅為剛性靠泊護舷撞擊力的30.13%．

圖10 護舷1撞擊力時程曲線Fig.10 Impact force-time curves of fender 1

圖11 護舷4撞擊力時程曲線Fig.11 Impact force-time curves of fender 4

表5 浮式靠泊與剛性靠泊最大撞擊力對比Tab.5 Comparisons of the maximum impact force between floating berthing and rigid berthing

3.2 波浪下靠泊分析

波浪的要素很多，包括波高、周期、波向等，波浪影響系泊系統(tǒng)的響應(yīng)很復(fù)雜，限于篇幅本文只初步對渤海典型海況波浪下靠泊(波高2,m，周期6,s)與無波浪靠泊進行對比，今后將會對波浪因素進行專門的論述．圖12 和圖13 分別為規(guī)則波試驗組合下，平臺A 和平臺B 位移時程曲線．對比圖12 和圖13 可以發(fā)現(xiàn)在逆浪的作用下，仍然是船艏首先靠泊．船艉后靠泊.與無波浪工況不同的是，滿載情況下，當船速為0.4,kn時，船艉無法與平臺B 發(fā)生碰撞．這主要是由于波浪作用方向與船舶靠泊方向相反，波浪阻力消耗了一部分初始靠泊能量．船舶靠上平臺后，受到護舷提供的撞擊反力和波浪力的作用下，隨后與平臺發(fā)生分離，平臺在錨鏈的拉力作用下，逐漸恢復(fù)到平衡位置，隨后在波浪力的作用下，船舶與系(靠)泊平臺將發(fā)生二次碰撞，此時平臺位移和撞擊力都比第1 次要?。?/p>

表6 給出了無波浪及波浪(規(guī)則波(H＝2,m，T＝6,s)，隨機波(Hs＝2,m，Tp＝6,s))工況下浮式靠泊時各參數(shù)極值情況．從表6 可知，與無波浪作用規(guī)律相似，在規(guī)則波和隨機波作用下，當其他要素一定時，船速越大，系(靠)泊平臺位移越大，這意味著更多的撞擊能量通過系(靠)泊平臺的變位方式被吸收．與無波浪工況對比發(fā)現(xiàn)，在波浪作用下，平臺的各向加速度均得到不同程度的放大，隨機波作用下系(靠)泊平臺的靠泊動力響應(yīng)明顯大于相同波高和周期的規(guī)則波作用下的動力響應(yīng)．當船速較小時，由于波浪力方向與靠泊方向相反，波浪力的作用使得平臺A 和平臺B 位移小于同條件下無波浪靠泊狀態(tài)．隨著船速的增大，波浪引起的水的阻尼對船艉的速度影響有減弱的趨勢，這和無波浪靠泊時的趨勢是一致的．當船速為1.0,kn 時，無波浪下船艏系(靠)泊平臺位移為6.625,0m，相同條件下的規(guī)則波下船艏系(靠)泊平臺的位移為7.084,8,m，隨機波下船艏系(靠)泊平臺的位移達到了7.793,3,m；可見，波浪作用下船舶滿載靠泊時，由于波浪力的作用，系(靠)泊平臺可能發(fā)生更大的位移，以吸收波浪作用到船舶上產(chǎn)生的能量，而隨機波作用下船舶將引起更大的平臺位移；同時在波浪作用下滿載靠泊時，船速不宜大于1.0,kn．

圖12 規(guī)則波作用下船艏系(靠)泊平臺位移時程曲線Fig.12 Displacement-time curves of bow berthing and mooring platform in the regular wave

圖13 規(guī)則波作用下船艉系(靠)泊平臺位移時程曲線Fig.13 Displacement-time curves of stern berthing and mooring platform in the regular wave

表6 無波浪及波浪(規(guī)則波、隨機波)工況下靠泊動力響應(yīng)(滿載)Tab.6 Berthing dynamic response in the no wave，regular wave and irregular wave(full load) conditions

4 結(jié) 論

(1) 相對于剛性靠泊，浮式靠泊的靠泊力小，吸能大．浮式系泊系統(tǒng)具備了傳統(tǒng)剛性系泊系統(tǒng)所不具備的吸能緩沖作用，靠泊安全性提高．

(2) 船速是影響靠泊動力響應(yīng)的主要因素之一．船速越大，撞擊時間越短，護舷處撞擊力越大，同時平臺的位移越大；對于本系泊系統(tǒng)，船舶滿載的情況下，船速不宜大于1.0,kn，當船速大于1.0,kn，護舷最大撞擊力將超過護舷設(shè)計反力，同時浮式平臺位移過大，靠泊安全性能得不到保障．

(3) 船舶排水量對于該浮式系泊系統(tǒng)的靠泊動力響應(yīng)影響較大．排水量越大，護舷處撞擊力越大，同時浮式系(靠)泊平臺的位移越大．

(4) 由于船體結(jié)構(gòu)重心偏向船艉，船艏首先靠泊，靠泊能量大部分被船艏系(靠)泊平臺所吸收，船艏系(靠)泊平臺的位移和護舷撞擊力都遠遠大于船艉系(靠)泊平臺．尤其當撞擊能量較小時，這種差異越明顯．隨著船速和船舶排水量的加大，船艏和船艉靠泊的時間間隔越小，船艏系(靠)泊平臺和船艉系(靠)泊平臺上護舷撞擊合力及位移的差距也越?。援敵跏伎坎茨芰枯^小時，船艉系(靠)泊平臺的吸能比例小．隨著初始靠泊能量增大，船艉系(靠)泊平臺吸能比例逐漸增大．

(5) 與無波浪工況對比發(fā)現(xiàn)，在波浪作用下，平臺的各向加速度均得到不同程度的放大．隨機波作用下系(靠)平臺的靠泊動力響應(yīng)明顯大于相同波高和周期的規(guī)則波作用下的動力響應(yīng)．

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