梁雙令，程 堃

(武漢第二船舶設(shè)計研究所，湖北 武漢 430064)

0 引言

在海況條件較好的渤海海域，旁靠外輸是一種十分可行的兩船外輸作業(yè)方案。兩船旁靠一般選擇在漲潮后或落潮后1～2 h內(nèi)進(jìn)行，此時浮式生產(chǎn)儲油卸油裝置(Floating Production Storage and Offloading，F(xiàn)PSO)的艏向比較穩(wěn)定，穿梭油輪在FPSO的右后側(cè)400～500 m距離，以與FPSO艏向成15°～25°的夾角頂流上行靠近FPSO。由于穿梭油輪噸位較大，一般情況下航速保持在3 kn左右，并隨著與FPSO距離的減小逐漸減速。當(dāng)FPSO和穿梭油輪相距30～40 m時陸續(xù)進(jìn)行系泊布置，并調(diào)整系泊纜長度從而達(dá)到預(yù)定要求[1]。

針對由兩船體組成的旁靠作業(yè)系統(tǒng)，國內(nèi)外學(xué)者多采用數(shù)值模擬的方法進(jìn)行分析。劉元丹等[2]針對兩旁靠FPSO和LNG運輸船組成的旁靠系泊系統(tǒng)，基于三維勢流理論和考慮兩船間水動力相互作用的情況下，計算兩旁靠船舶所受到的波浪載荷。谷家揚等[3]考慮外部風(fēng)浪流的組合作用，對浮式液化天然氣儲存及再氣化裝置(Floating Storage and Regasification Unit，F(xiàn)SRU)和LNG的運動特性以及纜繩和護(hù)舷受力進(jìn)行分析，從而優(yōu)化系泊系統(tǒng)布置和參數(shù)。付強(qiáng)等[4]研究了由于兩船旁靠產(chǎn)生的遮蔽效應(yīng)對二階波浪力、附加質(zhì)量和輻射阻尼的影響。

徐喬威[5]以水池模型試驗方法，研究了不同載況下兩船旁靠時的運動響應(yīng)以及系泊纜和靠球的受力情況。BUCHNER等[6]建立了未考慮粘性流體影響的浮式液化天然氣設(shè)施(Floating Liquefied Natural Gas，F(xiàn)LNG)和LNG旁靠數(shù)值分析模型，并在兩船之間的自由液面上人為的加入一阻尼蓋，使得漂移力和相對橫蕩、艏搖運動的計算更加合理。INOUE等[7]基于動量定理的遠(yuǎn)場分析方法研究了FLNG和LNG運輸船的運動與慢漂力，并重點關(guān)注了兩船距離和浪向角對水動力的影響。

本文以渤海明珠號FPSO與穿梭油輪組成的旁靠外輸作業(yè)系統(tǒng)為計算模型，采用多浮體水動力學(xué)理論，考慮船體、系泊纜、靠球之間的動力耦合，分析系泊纜和靠球參數(shù)的調(diào)整對旁靠系統(tǒng)安全性的影響，從而實現(xiàn)對系泊系統(tǒng)的優(yōu)化目標(biāo)。

1 多浮體耦合分析理論

基于三維勢流理論，計算在一定波浪頻率內(nèi)的多浮體耦合水動力系數(shù)，包括附加質(zhì)量、輻射阻尼和二階波浪力傳遞函數(shù)，用于求解浮體時域運動方程。為更加精確地模擬旁靠系統(tǒng)的動力響應(yīng)，采用多項式擬合復(fù)合纖維系泊纜的非線性剛度[8]。

假設(shè)有n個浮體并考慮浮體間的水動力耦合，在承受多種外界載荷后，根據(jù)牛頓第二定律，6×n自由度的耦合時域運動方程見式(1)。

(1)

對于復(fù)合纖維系泊纜，需要采用數(shù)學(xué)公式擬合系泊纜的張力和伸長比之間的非線性關(guān)系，從而得到系泊纜的剛度值，本文選用式(2)的多項式關(guān)系。

EA(ε)=

(2)

式中：E為楊氏模量；A為等效橫截面積；EA為線彈性模量；k1、k2和k3為多項式系數(shù)，均為定值；ε為系泊纜伸長比，ε=Δl/l；εt，max為系泊纜在EA線性段的最大伸長比。

將風(fēng)速和流速視為定常值，則風(fēng)載荷和流載荷與對應(yīng)風(fēng)速和流速的平方成正比，見式(3)。

Fj=ρV2CjAj/2

(3)

式中：ρ為空氣或水的密度；V為風(fēng)速或流速；Fj、Cj和Aj分別為在船體與風(fēng)/流成j夾角下的風(fēng)/流載荷、風(fēng)/流力系數(shù)和受風(fēng)/流面積。

當(dāng)采用勢流理論求解小間隙多浮體水動力響應(yīng)時，由于不考慮水的粘性，浮體間的自由液面會出現(xiàn)波面急劇升高的現(xiàn)象，這與真實情況是不相符的。為了使數(shù)值模擬更能反映實際，需要在浮體之間的自由液面上人為添加具有阻尼的剛性蓋子，即阻尼蓋(Damping Lid)。

2 計算參數(shù)

2.1 船體參數(shù)

旁靠外輸系統(tǒng)由渤海明珠號FPSO和玉池號穿梭油輪組成。外輸作業(yè)過程包括2個典型的裝載工況：FPSO滿載、穿梭油輪壓載和FPSO壓載、穿梭油輪滿載。本文以前者為例，相應(yīng)的FPSO和穿梭油輪主尺度見表1。

2.2 系泊纜參數(shù)

系泊纜是保證旁靠外輸作業(yè)安全進(jìn)行的關(guān)鍵因素。根據(jù)系泊纜的材質(zhì)和特性，本文選用尼龍纜用于FPSO和穿梭油輪之間的系泊，其橫截面見圖1。主要參數(shù)為：直徑88 mm，干重4.82 kg/m，濕重0.47 kg/m，最小破斷張力2 011 kN。

采用準(zhǔn)靜態(tài)方法測量得到的系泊纜張力和伸長比關(guān)系曲線見圖2?？紤]到一般情況下系泊纜都不是第一次使用，因此采用圖中“舊纜”曲線。

表1 FPSO和穿梭油輪主尺度

圖1 系泊纜橫截面示意圖

圖2 系泊纜張力伸長比曲線

2.3 靠球參數(shù)

在旁靠外輸作業(yè)過程中，為避免FPSO和穿梭油輪由于相對運動而造成的直接碰撞，在兩者之間配有靠球作為緩沖介質(zhì)，用于吸收船體的沖擊能量，從而保證船體的結(jié)構(gòu)安全。

根據(jù)實際工程經(jīng)驗，在FPSO右舷配置4個靠球。在運動過程中，靠球相對于FPSO的垂向位置隨FPSO吃水的變化而變化?？壳蜻x用較為常見的充氣式橡膠碰墊，具體特性參數(shù)見表2。

靠球提供的回復(fù)力F和變形量Δx滿足式(4)的三次多項式方程。但是在計算過程中，為滿足安全要求，規(guī)定靠球的變形量不得超過60%。

F=572 380Δx+118 090Δx2+597 960Δx3

(4)

表2 靠球特性參數(shù)

2.4 環(huán)境條件

本文選用明珠號作業(yè)海域一年一遇海況作為計算環(huán)境條件，見表3。其中波浪譜選用JONSWAP譜，風(fēng)速為10 min平均風(fēng)速，流速為表層流速，且三者方向都規(guī)定為迎向。

表3 計算環(huán)境條件

3 水動力模型

旁靠系統(tǒng)水動力模型共包括五部分：FPSO、穿梭油輪、系泊纜、靠球和軟剛臂單點系統(tǒng)，見圖3。根據(jù)計算經(jīng)驗，船體面元的大小一般取波長的1/7，因此FPSO和穿梭油輪的單元數(shù)量分別為2 530和1 954。

圖3 水動力模型

在FPSO和穿梭油輪之間共設(shè)有10根系泊纜和4個靠球，其中船艏4根平行連接，船中2根交叉連接，船艉4根平行連接。系泊纜和靠球編號見圖4。圖中：1～4為靠球編號，5～14為系泊纜編號。

圖4 系泊布置形式和編號示意圖

軟剛臂單點系統(tǒng)由系泊支架、系泊腿和軟剛臂組成，每一連接處都有自身的局部坐標(biāo)系，見圖5。系泊腿兩端分別與系泊支架和軟剛臂相連，且都可以自由轉(zhuǎn)動。軟剛臂末端與塔架相連，只可以繞Z軸自由轉(zhuǎn)動。

4 計算結(jié)果與分析

對系泊系統(tǒng)的優(yōu)化主要針對系泊纜和靠球，并從系泊纜的長度、剛度、布置形式和靠球特性四方面入手，主要目的是降低系泊纜張力的最大值和使系泊纜張力更加均衡，從而提高旁靠作業(yè)的安全性。

圖5 軟剛臂單點系統(tǒng)

4.1 系泊纜長度

某一系泊纜張力過大和系泊纜受力不均衡是導(dǎo)致旁靠外輸作業(yè)發(fā)生事故的主要原因。一般受力最大的系泊纜首先發(fā)生破斷，其余系泊纜重新分配受力，然后其中受力最大的系泊纜繼續(xù)破斷。當(dāng)一根系泊纜破斷后，由于系泊纜數(shù)量的減少，使得其余系泊纜承受的張力都在不斷增大，造成系泊纜破斷的概率也不斷增大，因此，優(yōu)化系泊纜長度，從而使各系泊纜受力均衡是旁靠外輸作業(yè)系泊系統(tǒng)優(yōu)化分析的關(guān)鍵。

在數(shù)值計算中，可按照一定的流程對系泊纜長度進(jìn)行優(yōu)化。規(guī)定系泊纜張力最大值和最小值的差值在某一給定值范圍內(nèi)，則認(rèn)為該系泊纜長度為優(yōu)化結(jié)果，如果不滿足則需要不斷調(diào)整系泊纜長度，重新計算。上述優(yōu)化過程見圖6。

圖6 系泊纜長度優(yōu)化流程圖

計算規(guī)定系泊纜張力最大值和最小值不大于100 kN時滿足要求，則優(yōu)化前后系泊纜的長度和張力結(jié)果見表4。

由表4可知，系泊纜長度雖然優(yōu)化前后變化不大，但是系泊纜張力的最大值從優(yōu)化前的975.3 kN減小到優(yōu)化后的754.9 kN，降幅達(dá)到22.6%；同時，系泊纜張力的最大值和最小值的差值從671.20 kN減小到83.9 kN，降幅達(dá)到87.5%。這說明對系泊纜長度的優(yōu)化不僅減小了系泊纜張力，同時使系泊纜受力更加均衡。

表4 系泊纜長度優(yōu)化結(jié)果

4.2 系泊纜剛度

選用剛度和最小破斷張力更好的系泊纜可以有效控制旁靠船體的相對運動，從而降低系泊纜的張力，提高旁靠系統(tǒng)的安全性。因此，將系泊纜從直徑88 mm(最小破斷張力2 011 kN)改為直徑120 mm(最小破斷張力2 678 kN)，以優(yōu)化后的系泊纜長度進(jìn)行計算，則優(yōu)化結(jié)果見表5。

表5 系泊纜剛度優(yōu)化結(jié)果

由表5可知，增大系泊纜剛度的同時增大了作用在船體上的回復(fù)力，有效控制了船體的相對運動，減小了系泊纜張力，同時最小破斷張力的增大也有效提高了系泊纜的安全系數(shù)。

4.3 系泊纜布置形式

考慮到船體上的導(dǎo)纜孔位置和數(shù)量都是固定的，因此在系泊纜布置形式時只是將系泊纜由艏艉平布置改為交叉布置，見圖7。系泊纜布置形式優(yōu)化結(jié)果見表6。

圖7 系泊纜優(yōu)化布置形式

表6 系泊纜布置形式優(yōu)化結(jié)果

由表6可知，優(yōu)化后系泊纜張力最大值由754.9 kN減小到729.3 kN，降幅只有3.4%，說明對系泊纜布置形式的優(yōu)化效果有限，而且優(yōu)化后的布置形式有較多的系泊纜交叉，給系纜和解脫都帶來了不便。因此，雖然該布置形式可以減小系泊纜張力的最大值，但是出于使作業(yè)簡便快捷的考慮，仍然建議采用原來的布纜形式。

4.4 靠球

靠球的變形反映了船體之間的相對運動和受力，選用材質(zhì)和特性更好的靠球，既可以保證船體不發(fā)生碰撞，又可以提高旁靠作業(yè)的安全性。因此將靠球的回復(fù)力和變形曲線方程由F=572 380Δx+118 090Δx2+597 960Δx3調(diào)整為F=858 570Δx+177 135Δx2+896 940Δx3。

從計算結(jié)果發(fā)現(xiàn)，對靠球特性優(yōu)化后，系泊纜張力的最大值從975.3 kN減小到722.1 kN，降幅達(dá)到26.0%，同時安全系數(shù)的最小值也從2.06提高到3.71；系泊纜張力的最大值和最小值的差值從671.2 kN減小到84.9 kN，降幅達(dá)到87.4%。這說明對靠球的優(yōu)化效果十分明顯，不僅減小了系泊纜張力最大值并同時提高了安全系數(shù)，而且使得系泊纜張力更加均衡。

5 結(jié)論

為提高旁靠外輸作業(yè)系泊系統(tǒng)的安全性，對系泊纜和靠球進(jìn)行了優(yōu)化，主要從系泊纜長度、剛度、布置形式和靠球特性等方面考慮。通過數(shù)值計算可以得出如下結(jié)論：

(1)調(diào)整系泊纜長度使各系泊纜受力更均衡是保證旁靠作業(yè)安全的關(guān)鍵。

(2)改用剛度和最小破斷張力更好的系泊纜不僅可以減小系泊纜張力，同時可以提高安全系數(shù)，但同時會帶來系泊纜成本提高等問題。

(3)在原有導(dǎo)纜孔位置和數(shù)量的基礎(chǔ)上，調(diào)整系泊纜布置形式時一方面要減小系泊纜張力，另一方面也要考慮系泊纜交叉帶來的實際操作的不便。

(4)優(yōu)化靠球的材質(zhì)和特性，可以有效減小系泊纜的張力最大值，同時使系泊纜受力更加均衡。