趙晶瑞，謝 彬

(中海油研究總院，北京100028)

0 引言

深水開發(fā)離不開浮式結構。深水海區(qū)大多氣候條件惡劣，諸如Semi，Spar，F(xiàn)PSO/FLNG等浮式生產設施，由于外形尺度大，且懸掛立長期作業(yè)，均面臨惡劣海況下的系泊定位問題。傳統(tǒng)的懸鏈線系泊，由于定位能力不足且占用平臺大量的儲備浮力，海上安裝困難等因素，很難應用于1 000 m以上的深水海區(qū)。近20年來，隨著系泊纜繩材料以及諸如吸力錨、板錨等法向承力錨技術的逐漸成熟，使得深水系泊設計技術得以迅速發(fā)展，目前大部分的深水浮式平臺均采用了半張緊型系泊設計理念，其結構特點如下:

1)仍采用高強度錨鏈與鋼纜作為系泊材料;通過施加預張力使水中纜繩呈半張緊型。即纜繩的長度和預張力的選取應保證在多數(shù)工況條件下錨固基礎均存在向上的力［1］。

2)海底錨鏈的長度很短，通?？刂圃?00 m以內［2－3］。

3)系泊水平輻射距離得到有效控制。例如安裝于墨西哥灣的Na Kika半潛式生產平臺［4］，作業(yè)水深達1 936 m，采用16根鏈－纜－鏈系泊纜進行定位，系泊水平輻射距離僅為2 500 m，與水深的比值僅為1.29∶1，而傳統(tǒng)懸鏈線系泊系統(tǒng)的水平輻射距離與水深的比值大多在2∶1以上。

國內對于深水系泊的設計研究尚屬起步，設計理念與國外相比較為滯后。為此本文以半張緊型系泊系統(tǒng)作為設計研究對象，對作業(yè)水深、平臺最大偏移量以及錨點法向承載力水平等因素的作用進行分析，以期得到規(guī)律性的認識。再以1座深水FDPSO平臺為例，分別采用傳統(tǒng)的懸鏈線系泊模式與半張緊系泊模式，對平臺進行系泊設計。最后，通過性能對比得出采用半張緊系泊系統(tǒng)結構設計的優(yōu)點以及注意事項，為今后的深水系泊設計提供一些建議與借鑒。

1 深水系泊系統(tǒng)設計基礎與校核指標

系泊系統(tǒng)結構設計的前提主要包括船型、作業(yè)水深、環(huán)境條件以及平臺所允許出現(xiàn)的最大偏移量(通常由立管、鉆井設備等作業(yè)要求而決定)，其中作業(yè)水深與平臺所允許出現(xiàn)的最大偏移量與單根纜繩結構的設計密切相關。而系泊纜的結構設計所需滿足的主要指標如下:

1)最大系泊張力。系泊纜必須按照安全系數(shù)進行設計，各國船級社均有相關的規(guī)定。如美國船級社ABS規(guī)定［5］，若采用準靜力法進行校核，則纜繩的張力安全系數(shù)在系泊完整狀態(tài)下大于2.0，單根破損狀態(tài)下大于1.43;若采用耦合動力法校核，纜繩的張力安全系數(shù)完整狀態(tài)下大于1.67，1根破損狀態(tài)下大于1.25。

2)纜繩臥底長度。對于永久型系泊系統(tǒng)而言，由于不允許鋼纜部分接觸海底，因此纜繩的最大臥底長度須小于海底錨鏈的設置長度;此外若采用拖曳錨作為系泊基礎，由于錨本身不能承受上拔力，因此纜繩的最小臥底長度須大于100 m［6］。

3)此外在系泊纜結構設計階段還需考慮由于錨點位置、纜繩長度的誤差，以及由于長期拉伸與腐蝕所導致的軸向剛度的改變，因此需給予船體錨鏈段足夠的長度。

為了方便對比，這里選取相同規(guī)格的系泊纜繩進行結構設計，具體數(shù)據(jù)如表1所示。

表1 系泊設計所選用的纜繩材料Tab.1 Cable material used in mooring system design

2 錨基礎垂向負載能力對于系泊纜結構設計的影響

現(xiàn)假定作業(yè)水深為2 000 m，平臺容許出現(xiàn)的最大水平偏移量為10%的作業(yè)水深，分別采用拖曳錨和垂向負載能力為100 t，200 t，300 t與400 t的吸力錨作為錨固基礎進行系泊纜結構設計，表2是滿足設計規(guī)范要求的系泊纜的結構參數(shù)。

表2 不同錨基礎垂向負載能力下的系泊纜結構參數(shù)Tab.2 Mooing line compositions for different vertical load capacity of anchor

系泊載荷、預張力與用鋼量隨錨基礎法向承載力的變化情況如圖1所示。導纜孔處系泊纜張力隨錨基礎法向承載力的變化如圖2所示。

圖1 系泊載荷、預張力與用鋼量變化曲線Fig.1 Curves of mooring loads，pretension and steel quantity

圖2 導纜孔處系泊纜張力變化曲線Fig.2 Curves of mooring tensions at fairleads

從表2和圖1可知，隨著錨基礎垂向負載能力的提高，單根纜繩的海底錨鏈段長度明顯縮短，中部鋼纜長度也有所下降，纜繩的用鋼量和水平輻射距離均大大降低，此外預張力與系泊載荷也有所減小，這也有利于錨機規(guī)格的選型以及可變載荷的節(jié)省。圖2顯示，傳統(tǒng)懸鏈線系泊纜繩張力的非線性特性較弱，系統(tǒng)整體的水平回復剛度接近于線性，當采用半張緊系泊模式時，隨著錨固基礎法向承載能力的提高，纜繩張力與系泊水平回復剛度的非線性效應將逐漸增加，這可能導致平臺的波頻運動落在張力曲線的陡增段上，使得纜繩張力的突然增大，因此從安全角度考慮，在給定設計基礎與纜繩規(guī)格前提下，錨點所允許產生的最大上拔力應存在某個合理的上限值。

3 作業(yè)水深對于系泊纜結構設計的影響

保持纜繩材料與許用最大偏移量不變，分別采用拖曳錨與法向承載力為400 t的吸力錨作為錨固基礎進行系泊纜結構設計，并使作業(yè)水深由500～2 000 m變化，表3為符合規(guī)范要求的系泊纜結構參數(shù)。

表3 不同作業(yè)水深下的系泊纜結構參數(shù)Tab.3 Mooing line compositions under different water depth

系泊纜繩的靜態(tài)水中構型如圖3所示，預張力、系泊載荷以及用鋼量的變化如圖4所示。導纜孔處系泊張力變化曲線如圖5所示，圖6為假設系泊系統(tǒng)采用4×4對稱布置時的系泊水平回復剛度曲線。

圖3 不同水深條件下系泊纜的靜態(tài)水中構型Fig.3 Static configurations of mooring line at different water depth

圖4 預張力、系泊載荷與用鋼量變化曲線Fig.4 Curves of mooring loads，pretension and steel quantity

圖5 導纜孔處系泊張力變化曲線Fig.5 Curves of mooring tensions at fairleads

圖6 系泊水平回復剛度變化曲線Fig.6 Stiffness curves of mooring system

從圖5和圖6可知，隨著作業(yè)水深的增加，系泊系統(tǒng)的水平輻射距離、系泊載荷、預張力等均逐漸增大，但由于纜繩懸鏈線效應的增強，增幅將逐漸變緩。在同等設計前提下，采用法向承載力錨進行系泊纜結構設計，可有效降低系泊系統(tǒng)的水平輻射距離與用鋼量，但系泊水平回復剛度較傳統(tǒng)的懸鏈線系泊系統(tǒng)略有減小。以作業(yè)水深1 500 m為例，相對于采用傳統(tǒng)的拖曳錨，采用法向承載力為400 t的吸力錨進行半張緊系泊纜結構設計，系泊水平輻射距離、系泊載荷、預張力與用鋼量可分別降低41.7%，12.5%，20.9%與45.7%，而系泊水平回復剛度僅降低了7%左右。

4 平臺許用水平偏移量對于系泊纜結構設計的影響

保持纜繩規(guī)格參數(shù)不變，并假設水深為2 000 m，分別采用拖曳錨與法向承載力為400 t的吸力錨作為錨固基礎進行系泊纜結設計，表4為平臺許用水平偏移量為5%，8%，10%的作業(yè)水深時，符合規(guī)范要求的系泊纜繩結構參數(shù)。

表4 不同許用水平量下的系泊纜結構參數(shù)Tab.4 Mooing line compositions for differentl offsets permission

系泊纜繩的靜態(tài)水中構型如圖7所示，預張力、系泊載荷以及用鋼量的變化如圖8所示。導纜孔處系泊張力隨平臺水平偏移量變化曲線如圖9所示，圖10為假設系泊系統(tǒng)采用4×4對稱布置時的系泊水平回復剛度曲線。

圖7 系泊纜靜態(tài)水中構型Fig.7 Static configurations of mooring line

圖8 預張力、系泊載荷與用鋼量變化曲線Fig.8 Curves of mooring loads，pretension and steel quantity

圖9 導纜孔處系泊張力變化曲線Fig.9 Curves of mooring tensions at fairleads

圖10 系泊水平回復剛度變化曲線Fig.10 Stiffness curves of mooring system

從圖9和圖10可知，同等水深條件下，平臺允許出現(xiàn)的水平偏移量越小，系泊纜所需要的預張力也越大，系泊載荷也越高，但由于單根纜繩中海底錨鏈所占的長度比重逐漸減小，因此單根纜繩的用鋼量將有所降低。采用法向承載力錨進行系泊纜結構設計，系泊系統(tǒng)的水平輻射距離、系泊載荷、預張力與用鋼量也可有效降低，但系泊整體的恢復剛度也將有小幅下降。

5 具體算例

以1座作業(yè)水深為2 000 m的八角形FDPSO為例，分別采用拖曳錨與法向承載力為250 t的吸力錨對其進行系泊方案設計并進行強度校核。該平臺的基本參數(shù)如表5所示。

表5 不同裝載工況的設計參數(shù)Tab.5 Different loading condition parameters

該FDPSO的系泊系統(tǒng)設計條件為南海某油氣田百年一遇臺風環(huán)境條件，具體參數(shù)如表6所示。設計得到的2套多點系泊方案如表7所示。平臺模型與系泊布置方式如圖11和圖12所示。

表6 系泊系統(tǒng)設計環(huán)境條件Tab.6 Environment condition for mooring system design

表7 兩套系泊方案設計參數(shù)Tab.7 Design parameters of two mooring systems

圖11 FDPSO水動力模型Fig.11 Hydrodynamic model of FDPSO

圖12 FDPSO系泊布置圖Fig.12 Mooring system arrangement of FDPSO

采用準靜力法時域內對FDPSO極端環(huán)境下的最大偏移量與纜繩張力進行校核如表8所示。系泊完整工況環(huán)境載荷承270°入射時波浪頻譜、典型纜繩張力時程與頻譜如圖13～圖15所示。

表8 FDPSO極端環(huán)境下的最大偏移量與纜繩張力計算結果Tab.8 Calculation results for maximum offsets of FDPSO and mooring line tension under extreme environment condition

通過表8中的數(shù)據(jù)對比可知，2套系泊方案的最大系泊張力均滿足規(guī)范要求。當采用半張緊系泊模式進行設計時，在同等設計前提下，方案整體的用鋼量可減少30%，系泊載荷降低11.5%，而最大系泊張力僅增加8%。從圖13和圖15的對比中可知，2種方案下纜繩動態(tài)張力中的波頻成分非常接近，但低頻部分確有明顯的差異，由此也可以推斷出采用吸力錨進行系泊纜結構設計將導致纜繩本身質量慣性特性將發(fā)生較大的變化，這也是系泊張力幅值發(fā)生改變的主要原因。

圖13 波浪譜Fig.13 Wave spectrum

圖14 典型纜繩張力時間歷程Fig.14 Time history of tension in mooring line

圖15 纜繩動態(tài)張力頻譜Fig.15 Spectrums of dynamic tension

6 結語

本文以半張緊型系泊系統(tǒng)作為設計研究對象，對于作業(yè)水深、平臺最大偏移量以及錨點法向承載力水平等因素的作用進行了分析，以1座深水FDPSO平臺為例，對比了同等環(huán)境載荷作用下不同系泊方案的各項性能指標，得到結論如下:

1)采用半張緊模式進行系泊纜結構設計，由于允許錨點產生上拔力，因此可以大幅縮短系泊纜繩的設置長度，降低方案整體的用鋼量與水平輻射距離，同時還可以節(jié)約系泊載荷與預張力。

2)采用法向承力錨進行系泊纜結構設計，將導致纜繩張力與總體系泊剛度非線性效應的增加，即可能使得平臺的波頻運動落在張力曲線的陡增段上，導致纜繩張力的突然增大，設計階段應進行充分的數(shù)值模擬與實驗校核。

［1］ 李颯，郝立忠，李忠剛．深海Spar平臺錨泊系統(tǒng)與錨固基礎應用綜述［J］．中國海洋平臺，2011，26(5):6－10．

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［5］ American petroleum institute，Guide for building and classing of floating production installation［S］．2004．

［6］ 《海洋石油工程設計指南》編委會．海洋石油工程編輯油氣田開發(fā)技術［M］．北京:石油工業(yè)出版社，2010．

［7］ 《海洋石油工程設計指南》編委會．海洋石油工程FPSO與單點系泊系統(tǒng)設計［M］．北京:石油工業(yè)出版社，2010．

［8］ American petroleum institute，Design and analysis of station keeping systems for floating structures［S］．API Recomm-Ended Practiced 2SK，2005．