(中海油能源發(fā)展采油服務(wù)公司,天津 300457)

渤海淺水系泊形式主要為水上塔式Y(jié)OKE和水下YOKE，這兩種單點(diǎn)造價(jià)都比較昂貴，前者發(fā)生過(guò)YOKE的A字頭壓潰(可能是風(fēng)流的突然轉(zhuǎn)向，使得FPSO前沖過(guò)激)，后者出現(xiàn)過(guò)單點(diǎn)水下螺栓斷裂以致單點(diǎn)倒塌事故。渤海單點(diǎn)核心技術(shù)幾乎被國(guó)外壟斷，其設(shè)計(jì)研發(fā)迫在眉睫。研究表明，淺水FPSO在不規(guī)則波作用下不僅有一階運(yùn)動(dòng)，還有大幅低頻二階運(yùn)動(dòng)。當(dāng)?shù)皖l與系泊系統(tǒng)頻率接近時(shí)易共振，使系泊力大幅增加，這是系泊系統(tǒng)設(shè)計(jì)的關(guān)鍵點(diǎn)和難點(diǎn)[1-4]。針對(duì)渤海效益不是很高的眾多邊際油田以及淺水系泊的低頻特性，中海油聯(lián)合國(guó)內(nèi)外專家組提出了既能有效減小系泊力又能重復(fù)利用、減小投資的系泊設(shè)計(jì)理念。即渤海邊際油田的系泊必須從環(huán)境特征出發(fā)，從系泊力傳遞的有效性入手，使系泊系統(tǒng)盡可能簡(jiǎn)單有效。為此，以BZ3-2為目標(biāo)油田，根據(jù)不同作業(yè)水深，簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)，提出了一種可調(diào)節(jié)系泊臂鉸接點(diǎn)高度的水下YOKE系泊技術(shù)。本文分析其系泊運(yùn)動(dòng)和受力的理論基礎(chǔ)，并以水池試驗(yàn)為參照，分析該系統(tǒng)的合理性。

1 系泊方案

圖1 可調(diào)鉸接點(diǎn)水下軟鋼臂系泊方案(尺寸單位：m)

圖2 可調(diào)鉸接點(diǎn)水下軟鋼臂系統(tǒng)3D示意

如圖1和圖2所示，本系統(tǒng)水上無(wú)塔架，由系泊支架、系泊臂及其上下萬(wàn)向節(jié)(u-joint)、壓載艙、水下YOKE、系泊頭組件、水下轉(zhuǎn)塔、水下滑環(huán)組、樁基以及立管等組成。FPSO和YOKE可借助滑環(huán)360°回轉(zhuǎn)。水下YOKE為A字形結(jié)構(gòu)，連接系泊大軸承與系泊臂，轉(zhuǎn)塔及系泊軸承能使得水下YOKE系統(tǒng)自由地3向回轉(zhuǎn)，立管和臍帶纜與外滑環(huán)連接至船艏支撐結(jié)構(gòu)，F(xiàn)PSO在波浪中的搖蕩運(yùn)動(dòng)依靠壓載艙的重力提供恢復(fù)力。此系統(tǒng)與傳統(tǒng)方案相比，主要有以下特點(diǎn)。

1)水上無(wú)塔架，材料省，結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，成本相對(duì)少。

2)將軍柱在水下，進(jìn)一步減小了轉(zhuǎn)塔力矩，能縮減系泊結(jié)構(gòu)尺度。

3)剛性系泊臂 (HYSY112/113FPSO為不可調(diào)節(jié)錨鏈?zhǔn)较挡幢?，震顫明顯)，且端部連接方式為u-joint，使得FPSO與系泊系統(tǒng)間的耦合運(yùn)動(dòng)更協(xié)調(diào)，減小了錨鏈?zhǔn)降恼痤潕?lái)的不利影響。

4)YOKE的上端u-joint可據(jù)水深進(jìn)行調(diào)節(jié)，連接在系泊支架的不同高度，從而滿足渤海水域范圍內(nèi)不同作業(yè)區(qū)要求。

2 水動(dòng)力和系泊理論基礎(chǔ)

2.1 水動(dòng)力求解

依據(jù)三維勢(shì)流理論，假定速度勢(shì)φ存在(包括入射勢(shì)(入射波速度勢(shì)φ0、繞射勢(shì)φ7和輻射勢(shì)φR)，并滿足拉普拉斯連續(xù)方程、海底不可穿透條件、自由表面靜力學(xué)和動(dòng)力學(xué)條件、物面的固壁條件及無(wú)窮遠(yuǎn)邊界的輻射條件，建立非線性方程組。用邊界積分方程求解上述定解問(wèn)題，可以用在平均濕表面上布置滿足自由表面與深水邊界條件的Haskind源表示速度勢(shì)函數(shù)。

φj(x,y,z)=?s0σi(ξ,η,ζ)G(x,y,z;ξ,η,ζ)ds

(1)

式中：φj——浮體在j方向以單位速度搖蕩產(chǎn)生的速度勢(shì)(j=1,2,…,6)；

s0——平均濕表面；

σ——物面上的分布源密度;

s——源點(diǎn)積分面元;

G——格林函數(shù),在確定適當(dāng)?shù)母窳趾瘮?shù)后結(jié)合物面條件，取物面上P點(diǎn)為控制點(diǎn)得

(2)

式中：Q——物面上的源點(diǎn)Q=(ξ,η,ζ);

P——流場(chǎng)中一點(diǎn)P=(x,y,z)。

其離散形式為

(3)

式中：N——物體濕表面上面元的總數(shù);

i——對(duì)應(yīng)面元編號(hào);

j——對(duì)應(yīng)運(yùn)動(dòng)模式;Pi=P(xi,yi,zi)。

?Δsk▽G(Pi,Q)ds

(4)

故式(1)可以離散化為

?ΔskG(Pi,Q)ds

(5)

式(1)～(5)可用來(lái)確定分布源密度，求解出各速度勢(shì)，利用輻射勢(shì)積分的流體作用力可得到附加質(zhì)量系數(shù)aij和阻尼系數(shù)bij(i,j=1,2,…,6)。

基于攝動(dòng)理論展開(kāi)到二階，F(xiàn)PSO的運(yùn)動(dòng)可分解為一階波頻和二階低頻運(yùn)動(dòng)的疊加。

2.2 一階時(shí)域運(yùn)動(dòng)

波浪分量的幅值由下式確定。

(6)

根據(jù)水動(dòng)力軟件Hydrostar能夠得到波頻力和運(yùn)動(dòng)的RAO，則波頻響應(yīng)為

φRAO(ωj))

(7)

式中：qi(t)——船體的波頻響應(yīng)，i=1，縱蕩；i=2，橫蕩；i=3，垂蕩；i=4，橫搖；i=5，縱搖；i=6，艏搖；

ζ——波幅；

RAO——一階傳遞函數(shù);

εj——每個(gè)單元規(guī)則波的隨機(jī)初始相位角；

φRAO(ωj)——相位響應(yīng)函數(shù)。

2.3 二階時(shí)域運(yùn)動(dòng)

忽略和頻運(yùn)動(dòng)，通過(guò)Hydrostar計(jì)算得到QTF。

T(2)(ωi,ωj)=P(ωi,ωj)+iQ(ωi,ωj)

(8)

T為二階傳遞函數(shù)QTF(復(fù)數(shù)形式)，P和Q是互相垂直的分量。若僅考慮FPSO的平均波浪力，則

(9)

式中：N——波浪頻率個(gè)數(shù);

若考慮FPSO的差頻作用，使用全QTF法，則二階波浪力為

εi-εj}

(10)

系泊FPSO的垂蕩、橫搖和縱搖運(yùn)動(dòng)的固有頻率在波頻范圍內(nèi)，二階低頻運(yùn)動(dòng)響應(yīng)很小，可以忽略不計(jì)。二階低頻動(dòng)力響應(yīng)通常只考慮縱蕩、橫蕩和艏搖運(yùn)動(dòng)。故其二階運(yùn)動(dòng)方程可表示為

(11)

(12)

(13)

式中:m,I66——FPSO的質(zhì)量分布和艏搖慣性矩；

B11、B22、B66——靜水阻尼系數(shù)；

Bwdd——縱蕩運(yùn)動(dòng)方向的平均波浪慢漂阻尼系數(shù)，靜水阻尼和平均波浪阻尼為低頻運(yùn)動(dòng)阻尼；

其中:風(fēng)力、流力根據(jù)OCIMF資料進(jìn)行計(jì)算；系泊力可由剛度曲線表達(dá)成位移的函數(shù)；靜水阻尼[5]根據(jù)試驗(yàn)靜水衰減曲線得到

(14)

式中:δ——無(wú)因次變量，δ=(lnX1-lnXN+1)/N，通過(guò)縱蕩衰減試驗(yàn)得到；

μi——系統(tǒng)在i方向的固有頻率；

cii——i方向系泊系統(tǒng)的剛度；

N——縱蕩衰減次數(shù)；

Xj——第j次縱蕩幅值;

i=1,2,6。

波浪慢漂阻尼系數(shù)通過(guò)平均波浪力的二次傳遞函數(shù)得到[6]

(15)

(16)

式中：Sζ(ω)——波浪譜密度;

TF(ω)——平均波浪力的二次傳遞函數(shù)。

3 試驗(yàn)結(jié)果

對(duì)系泊方案進(jìn)行水池模擬試驗(yàn)，浮體模型均依照給定的型線數(shù)據(jù)玻璃鋼制，滿足相應(yīng)的精度。其排水量、重心位置、縱搖和橫搖慣性半徑通過(guò)添加和改變船模內(nèi)壓載的質(zhì)量和位置進(jìn)行調(diào)整，以達(dá)到規(guī)定要求。系泊支架及水下系泊系統(tǒng)滿足幾何結(jié)構(gòu)相似和水下質(zhì)量分布相似，并和系統(tǒng)的理論剛度曲線對(duì)比滿足試驗(yàn)要求。試驗(yàn)忽略粘性影響，保持實(shí)體與模型間的傅汝德數(shù)和斯托哈數(shù)相等，即滿足兩者重力相似和慣性相似，模型縮尺比為40，目標(biāo)波譜為PM譜，模擬定常風(fēng)速和NPD風(fēng)譜，由造流系統(tǒng)模擬表層流速。

本方案水深24 m，其制作與模擬的模型包括：富海油號(hào)FPSO模型一艘，穿梭油船一艘，可調(diào)節(jié)式水下YOKE系泊系統(tǒng)一套(包括轉(zhuǎn)塔1個(gè)，吊臂2根，可調(diào)節(jié)式水下YOKE 1組，)，立管系統(tǒng)1套，系船索1條。海洋環(huán)境條件的模擬考慮風(fēng)、浪和流，包括百年一遇生存海況和一年一遇作業(yè)海況。本文主要論述不規(guī)則波試驗(yàn)。

試驗(yàn)中的測(cè)量分析內(nèi)容包括：FPSO和穿梭油船重心處的6自由度運(yùn)動(dòng)，YOKE上的受力，環(huán)境參數(shù)等。試驗(yàn)相關(guān)參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 方案基本參數(shù)

注：Shuttle-穿梭油船；d-水深；H-有效波高；T-譜峰周期；V-風(fēng)速；νs1/νs2-百年一遇風(fēng)浪流180°同向流速/風(fēng)浪180°流90°流速；νw1/νw2-一年一遇風(fēng)浪流180°同向流速/風(fēng)浪180°流90°流速；下標(biāo)s-百年一遇；下標(biāo)w-一年一遇；tf/tb-滿載/壓載吃水；Alf/Alb-滿載/壓載縱向受風(fēng)面積；Atf/Atb-滿載/壓載橫向受風(fēng)面積；Lbp-垂線間長(zhǎng)；B-型寬；D-型深。

試驗(yàn)工況包括：Ff，collinear，百年一遇；Ff，crossed，百年一遇；Ff&Sb，collinear，外輸；Ff&Sb，crossed，外輸；Fb，collinear，百年一遇；Fb，crossed，百年一遇；Fb&Sf，collinear，外輸；Fb&Sf，crossed，外輸，共8中工況。

其中:Ff/Fb為FPSO滿載/壓載；Sf/Sb為穿梭油船滿載/壓載；collinear為風(fēng)浪流同向均為180°；crossed為風(fēng)浪180°、流90°。

數(shù)值計(jì)算采用Hydrostar和Ariane軟件分析，其理論基礎(chǔ)即為前述的三維勢(shì)流和系泊理論。輸入船體主尺度、型值、吃水和形狀控制等參數(shù)，用Hydrostar進(jìn)行目標(biāo)船的頻域分析，F(xiàn)PSO和穿梭油船分別劃分為3 099和2 210個(gè)節(jié)點(diǎn)及2 948和2 084個(gè)單元，其水動(dòng)力模型見(jiàn)圖3。

圖3 富海油FPSO及穿梭油船水動(dòng)力模型

由2.1求解單位波幅速度勢(shì)及相關(guān)水動(dòng)力系數(shù)，進(jìn)而得出單位波幅的一階波浪力RAO、波浪誘導(dǎo)運(yùn)動(dòng)RAO、二階漂移力QTF。由于三維勢(shì)流理論不考慮粘性作用，只能得到浮體的勢(shì)流阻尼，Hydrostar在單點(diǎn)系泊的水平面低頻運(yùn)動(dòng)阻尼系數(shù)根據(jù)BV船級(jí)社的經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算。其中，Bxx為低頻縱蕩阻尼，Byy為低頻橫蕩阻尼，Bψψ為低頻艏搖阻尼，L為船長(zhǎng)，B為船寬。

(17)

Hydrostar分析數(shù)據(jù)導(dǎo)入Ariane，定義系泊結(jié)構(gòu)型式、尺寸及材質(zhì)等系泊參數(shù)，并輸入譜密度、風(fēng)、流、阻尼等特性參數(shù)，按照2.2分析可得一階時(shí)域運(yùn)動(dòng)，應(yīng)用全QTF法，據(jù)2.3得到二階波浪力時(shí)歷、水平面低頻運(yùn)動(dòng)響應(yīng)及系泊力。由上述時(shí)域分析，總的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)為

x=xHF+xLF

(18)

式中：xHF——波頻響應(yīng);

xLF——低頻響應(yīng)。

按照參考文獻(xiàn)[7]的分析，以FPSO所受系泊力為初始條件，由系泊臂的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)把系泊力作用在系泊臂的左右上端鉸接點(diǎn)，按照幾何關(guān)系以及力和力矩平衡的靜力分析即可得系泊結(jié)構(gòu)各構(gòu)件分力。試驗(yàn)中各項(xiàng)測(cè)試數(shù)據(jù)均由在線A-D-A轉(zhuǎn)換器和微機(jī)同步采樣，采樣頻率為25 Hz，采樣時(shí)間30 min(對(duì)應(yīng)實(shí)際時(shí)間約3 h)，采樣點(diǎn)數(shù)45 000點(diǎn)。試驗(yàn)結(jié)果最大值見(jiàn)表2。

由表2可見(jiàn)，試驗(yàn)與計(jì)算值接近，系泊計(jì)算與試驗(yàn)數(shù)據(jù)大部分誤差在5%以內(nèi)，系泊力在7.34%以內(nèi)，縱蕩在8.11%以內(nèi)，橫蕩在14.1%以內(nèi)，艏搖在7.2%以內(nèi)。這說(shuō)明系泊方案計(jì)算依據(jù)是合理的。百年一遇時(shí)，collinear工況系泊的響應(yīng)大于crossed工況；百年一遇collinear工況時(shí)，滿載響應(yīng)大于壓載響應(yīng)；百年一遇crossed工況時(shí)，壓載響應(yīng)大于滿載響應(yīng)；與百年一遇相比，外輸時(shí)，系泊響應(yīng)偏小，且外輸時(shí)各工況下系泊響應(yīng)差別不大，相對(duì)而言，F(xiàn)PSO壓載時(shí)系泊響應(yīng)稍大于FPSO滿載時(shí)響應(yīng)；百年一遇最危險(xiǎn)的工況是FPSO滿載時(shí)collinear工況，其縱蕩幅值為11.12 m，構(gòu)件上的最大系泊力為5 435 kN；外輸時(shí)，系泊系統(tǒng)最危險(xiǎn)的工況是Fb&Sf&collinear，此時(shí)構(gòu)件上最大的系泊力為3 742.23 kN，縱蕩幅值為3.66 m。限于篇幅，此處僅給出百年一遇時(shí)最危險(xiǎn)工況的縱蕩和構(gòu)件上最大系泊力的頻域和時(shí)域響應(yīng)圖，見(jiàn)圖4～7。

表2 可調(diào)節(jié)鉸接點(diǎn)水下軟鋼臂系統(tǒng)試驗(yàn)結(jié)果最大值

注：Ft為轉(zhuǎn)塔處合力；Fa為系泊臂中心處合力；Ff&Sb為FPSO滿載穿梭油船壓載為Fb&Sf：FPSO壓載穿梭油船滿載。

圖4 百年一遇最危險(xiǎn)工況縱蕩時(shí)域模擬

圖5 百年一遇最危險(xiǎn)工況系泊臂中心處合力時(shí)域模擬

圖6 百年一遇最危險(xiǎn)工況縱蕩響應(yīng)譜

圖7 百年一遇最危險(xiǎn)工況系泊臂中心處合力響應(yīng)譜

由圖4和6可見(jiàn)，縱蕩計(jì)算最大值和試驗(yàn)值較符合，系泊系統(tǒng)在迎著環(huán)境載荷伸長(zhǎng)時(shí)的系泊力遠(yuǎn)大于系統(tǒng)逆向環(huán)境載荷做回復(fù)運(yùn)動(dòng)時(shí)的系泊力，且最危險(xiǎn)工況時(shí)對(duì)系統(tǒng)縱蕩影響最大的是頻率在0.08 rad/s附近的低頻成分波。由圖5和7可見(jiàn)，系泊力計(jì)算最大值和試驗(yàn)值較符合，系泊力基本維持在1 750～4 450 kN，對(duì)系統(tǒng)最大系泊力影響最大的是頻率在0.08 rad/s附近的低頻成分波。因此，系統(tǒng)的設(shè)計(jì)要極力避免結(jié)構(gòu)的固有頻率不在上述低頻影響范圍內(nèi)。

4 結(jié)論

該系泊系統(tǒng)簡(jiǎn)單實(shí)用，可根據(jù)作業(yè)水深調(diào)整系泊臂的上端鉸接點(diǎn)；計(jì)算數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)誤差基本在5%以內(nèi)，系泊力在7.34%以內(nèi)，縱蕩在8.11%以內(nèi)，橫蕩在14.1%以內(nèi)，艏搖在7.2%以內(nèi)，說(shuō)明系泊方案計(jì)算依據(jù)基本上是合理的；該方案中，百年一遇時(shí)，collinear工況系泊的響應(yīng)大于crossed工況；外輸時(shí)，系泊響應(yīng)較小，且外輸時(shí)各工況下系泊響應(yīng)差別不大，相對(duì)而言，F(xiàn)PSO壓載時(shí)系泊響應(yīng)稍大于FPSO滿載時(shí)響應(yīng)；最危險(xiǎn)的工況是FPSO滿載百年一遇時(shí)collinear工況。綜上所述，該方案系泊力較小，水平運(yùn)動(dòng)在工程范圍可接受，值得工程進(jìn)一步推廣。就目前的研究而言，方案中也存在弊端：水下維保不便，維修費(fèi)用高，一旦水下漏油將造成海洋污染。這些問(wèn)題需要進(jìn)一步研究和改進(jìn)。

[1] 張炳夫，錢(qián) 昆.系泊浮體在淺水波浪中運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的計(jì)算研究[J].船海工程,2010,39(5):32-35.

[2] 金向東.適宜邊際油田開(kāi)發(fā)的系泊方案[J].油氣田地面工程,2010,29(9):79-80.

[3] LI X,YANG J,XIAO L.Motion analysis on a large FPSO in shallow water[C]∥Proceedings of the Thirteenth International Offshore and Polar Engineering Conference.2003:235-239.

[4] NACIRI M,BUCHNER B,BUNNIK T,et al.Low frequency motions of LNG carriers moored in shallow water[C]∥Proc.of the 23rd Int.Conf.on Offshore Mechanics and Arctic Engineering. Vancouver,BC,Canada,2004:995-1006.

[5] WICHERS J E W.A simulation model for a single point moored tanker[D].Delft: Technische Universiteit Delft,1988.

[6] ARANHA J A P.A formula for ‘wave damping’ in the drift of a floating body[J].Journal of Fluid Mechanics,1994,275:147-156.

[7] LIU Y A.The Exact solutions of tower-yoke mooring systems[C].Proc.17th ISOPE,Lisbon,2007(1):264-269.