FLNG液艙晃蕩壓力影響因素及安全性評估研究

張東偉，胡志強，陳 剛，趙晶瑞

(1. 上海交通大學 海洋工程國家重點試驗室，上海 200240；2. 中國船舶及海洋工程設計研究院， 上海 200011； 3. 中國海洋石油總公司研究總院， 北京 100027)

FLNG液艙晃蕩壓力影響因素及安全性評估研究

張東偉1，胡志強1，陳 剛2，趙晶瑞3

(1. 上海交通大學 海洋工程國家重點試驗室，上海 200240；2. 中國船舶及海洋工程設計研究院， 上海 200011； 3. 中國海洋石油總公司研究總院， 北京 100027)

針對大型浮式液化天然氣儲卸生產裝置FLNG的液艙晃蕩壓力變化特征，在深水試驗池中開展帶液艙模型的FLNG水池模型試驗研究。通過試驗，獲得了FLNG在風浪流聯合作用下的浮體六自由度運動，以及相應的液面高度變化數據。通過液艙的液面高度變化數據，提出平液面假設，并在此基礎上，求得液艙晃蕩引起的艙壁壓力變化結果。研究中進一步討論了液艙晃蕩壓力的影響因素，并將試驗數據與CCS船級社規范計算結果進行對比，為FLNG液艙晃蕩壓力引起的結構安全性評估提供技術支持。

FLNG；液艙晃蕩壓力；平液面假設；安全性評估；影響因素；液面高度

隨著陸上可開采天然氣資源逐漸減少，開發海上天然氣田特別是深遠海天然氣田已成為天然氣資源勘探和開發的必然趨勢[1]。大型浮式液化天然氣船FLNG(Floating Liquid Natural Gas)是用于深遠海氣田開發的工程裝備。該裝備是集海上天然氣的液化、儲存和裝卸為一體的新型裝置，具有開采周期短、開采靈活、可獨立開發、可運移、無需管道輸送等特點，是我國開發南海深水氣田的重要工程應用模式之一[2]。由于FLNG長期定位于南海惡劣海域，運動性能復雜，而其LNG液艙的大型化、結構和布置的特殊性，使得LNG液艙晃蕩問題成為FLNG發展的關鍵問題之一。世界上多家船級社，包括LR[3]、ABS[4]、CCS[5]等紛紛出臺了相關規范。與普通LNGC船相比，FLNG船體積更大，內部LNG液艙布置通常采用雙排艙形式，長期承受惡劣的海洋環境載荷作用。當FLNG承受惡劣海況作用時，其液艙可能處于任何一種裝載率水平，因而液艙晃蕩問題復雜，所以對FLNG進行液艙晃蕩壓力變化規律的研究顯得尤為重要。

關于LNG液艙晃蕩問題，國內外已有一定的研究。祁恩榮和龐建華等[6]通過不同載液水平的系列規則和不規則運動激勵的LNG液艙晃蕩試驗來研究晃蕩壓力，發現晃蕩沖擊壓力幅值均表現出明顯的隨機性，多自由度工況可能產生遠大于單自由度運動工況的晃蕩沖擊壓力。汪雪良和顧學康等[7]通過某大型LNG船自航模型在波浪中的帶液艙運動和波浪載荷試驗,研究了液艙有水狀態下的液艙內液體的運動周期。佟姝茜[8]進行了FLNG內LNG液艙大尺度模型的單自由度晃蕩試驗研究，給出薄膜型液艙一般性的晃蕩載荷分析規律及危險載液工況預估方法。LU等[9]不僅通過LNG液艙模型試驗測得晃蕩壓力，并使用有限元方法對液艙圍護系統進行了強度校核。Hakan Akyildiz和Erdem ünal[10]通過試驗研究了矩形液艙晃蕩時的壓力分布，發現液艙在小幅度低頻晃蕩激勵下，液艙上的壓力隨時間基本呈線性變化。Pal[11]研究了液艙在水平運動激勵下液面晃蕩高度和激勵頻率、激勵幅度以及裝載率的關系。但是，以上的研究仍存在一些局限性，主要集中在液艙晃蕩的試驗研究多采用單自由度運動激勵，且激勵的幅度、頻率等參數與實際工況相差較大，無法真正反映FLNG在復雜海況下液艙的晃蕩問題。通過帶液艙模型的FLNG模型試驗，研究液艙內液面及壓力的變化狀態，從而較真實地分析FLNG液艙晃蕩動力特性。

首先簡介帶液艙的FLNG模型試驗研究，重點分析了2個代表性液艙的液面高度變化數據，研究了液艙固有周期對液艙晃蕩的影響規律。其次，分別研究了場景、載況、海況、浪向等因素對液艙晃蕩壓力的影響規律。最后將試驗結果和船級社的規范計算結果進行比較，為FLNG液艙晃蕩壓力安全性評估提供技術依據。

1 FLNG液艙系統及模型試驗介紹

1.1FLNG模型試驗介紹

研究中采用的FLNG 為中海油研究總院和708所聯合設計方案，限于篇幅，試驗詳細內容請見參考文獻[12]。試驗中選用了三種典型載況，FLNG的主要參數如表1所示。單點距離船尾304.5 m，系泊系統采用3×6形式。試驗模型縮尺比為1∶60。

表1 FLNG主要參數表

FLNG船體共設有十個相同的LNG液艙，采用雙排艙形式對稱排列，如圖1所示。液艙采用法國GTT公司NO.96薄膜型液艙，長度為37 m，橫截面為八邊形，詳細尺寸如圖2所示。

圖1 FLNG液艙布置示意Fig. 1 Arrangement of the liquid tanks in FLNG

圖2 LNG液艙橫截面尺寸Fig. 2 Dimensions of the cross section of LNG tank

為了測量液艙內的液面高度變化，在圖1中的No.1 Tank(R)和No.5 Tank(L)上分別布置了3個浪高儀。浪高儀相對于液艙No.1 Tank(R)和No.5 Tank(L)的位置如圖3、圖4所示，其中wave1-wave3，wave6-wave8為浪高儀標號，且每個液艙的三個浪高儀分別沿液艙長和寬對稱分布。

1.2試驗工況

試驗中選取25%、50%、75%三個載況研究液艙晃蕩的動力特性。這里，載況的百分數代表了LNG在艙內的液體體積占全艙容積的比例值。

試驗模擬了3種不規則波海洋環境條件，如表2所示。

圖3 浪高儀相對于No.1 Tank(R)位置Fig. 3 Relative position of wave probes in No.1 Tank(R)

圖4 浪高儀相對于No.5 Tank(L)位置Fig. 4 Relative position of wave probes in No.5 Tank(L)

海況有義波高/m譜峰周期/s風速/(m·s-1)流速/(m·s-1)一年一遇6．211．119．31．05十年一遇7．511．822．01．37百年一遇15．018．049．51．95

根據FLNG與錨鏈相對位置以及海洋環境載荷方向，試驗中定義了4個場景，如圖5所示。其中，場景3與場景4的區別在于浪向不同。

圖5 FLNG單點系統海洋環境場景Fig. 5 Ocean environment scenarios of the single turret-moored FLNG system

2 液艙固有周期對液艙晃蕩的影響

2.1船體與液艙晃蕩運動的固有周期

液艙在不同裝載率下晃蕩的固有周期不同，根據CCS的規范[5]可以計算出液艙的固有周期，船體橫縱搖固有周期則使用水池模型試驗中的橫縱搖衰減試驗結果。

液艙縱搖周期Tx按下式計算：

式中：π為圓周率，g為重力加速度，m/s2；l為液艙長度，m；hf為相應裝載率下的液面高度，m；bf為相應裝載率下的液面寬度，m。

由此可以得到液艙和船體的固有周期，如表3所示。

表3 船體和液艙固有周期Tab. 3 Natural periods of the hull and liquid tanks

2.2液艙固有周期對液面晃蕩幅度的影響

選取一年一遇場景1下wave1的液面高度變化數據進行分析，如表4所示。

表4 一年一遇場景1下wave1浪高儀測量值Tab. 4 Measured values of wave 1 under scenario 1 of one year return period

從表4中可以發現25%裝載時液艙晃蕩最劇烈，50%次之，75%最小，這和不同裝載率下艙內液體的晃蕩狀況有關。從表3可以看出， FLNG在25%裝載時船體與液艙的縱搖固有周期相對接近，而FLNG由于風標效應船體縱搖明顯，所以船體縱搖運動容易激發液艙晃蕩共振，艙內液體晃蕩相對比較劇烈，隨著裝載率的提高，固有周期差距變大，發生共振的幾率減小，艙內液體晃蕩變的平緩。所以25%裝載時液艙受共振影響導致艙內液體晃蕩幅度較大，75%裝載時晃蕩幅度最小。

3 液艙晃蕩壓力研究

3.1理論基礎

洪亮[13]研究了船體運動和液艙晃蕩耦合時發現液艙內液體的晃蕩壓力基本呈線性變化，并且艙內自由液面變化平緩，未發現自由液面破碎，水躍等非線性現象。Hakan Akyildiz等[10]通過液艙模型試驗得到了晃蕩壓力時歷曲線,同樣發現了晃蕩壓力在小幅度低頻的外部激勵下，晃蕩壓力基本呈線性變化。另外，從表3和表4可以發現，雖然艙內液體晃蕩受到共振效應的影響，但是液艙和船體的縱搖固有周期在3種載況下都相差到20%以上，遠離共振影響最明顯的范圍，所以艙內液體晃蕩不會非常劇烈。同時在試驗中，液艙內放入攝像機記錄了艙內液體的晃蕩情況。根據錄像發現，在各種海況條件下，液面晃蕩較為平緩，絕大部分區域和時間段內，液面近似于平面狀態，無明顯的強非線性沖擊現象，這反映了FLNG艙內液體在實際海況下的運動特性。綜上所述，提出平液面假設：

1)液面在晃蕩過程中基本保持為平面狀態，即假設液面是線性變化的；

2)艙壁所承受的晃蕩壓力計算可以不考慮沖擊作用，按艙壁處的靜壓力變化計算，即P=ρgh，ρ為液體密度，h為某時刻艙壁處的液面高度，液化天然氣密度為500 kg/m3。

圖6 液艙No.5 Tank(L)坐標系Fig. 6 Coordinate System in No. 5 Tank(L)

根據以上假設，可以通過液艙內任意時刻三個浪高儀測出的液面高度求出液面方程，然后代入艙壁上某一點的坐標，從而得到某時刻該點處的液面高度，求得該時刻該處的晃蕩壓力。下面以液艙No.5 Tank(L)為例具體說明。

首先建立坐標系，分別以液艙的長寬高方向為坐標系的XYZ軸，取船首、右舷、向上為正方向，原點在艙底中心點處。設wave1、wave2、wave3測得的液面高度分別為Z1、Z2、Z3，則液面在三個浪高儀處的坐標分別為(-14.18，6，Z1)，(-14.18，-6，Z2)，(14.18，6，Z3)，如圖6所示。

液面上的兩個向量：

a=(-14.18,6,Z2)-(-14.18,-6,Z1)=(0.12,Z2-Z1)

b=(-14.18,-6,Z2)-(-14.18,-6,Z3)=(-28.36,0,Z2-Z3)

由這兩個向量叉乘得到液面的法向量：

n=a×b

從而可以得到液面方程：

由于三個測量液面高度變化的浪高儀關于液艙的長和寬對稱分布，可以分解出液面晃蕩運動的縱搖和橫搖角度：

在液面方程中帶入艙壁上點的坐標X，Y可求出該點處的液面高度Z，然后由P=ρgZ即可求得該點處艙壁的晃蕩壓力。利用Matlab編程對各個工況進行處理得到晃蕩壓力時歷以及統計值。

3.2場景對液艙晃蕩壓力的影響

由圖6可知，場景1和場景2均是風浪流同向，只是錨鏈相對于FLNG的位置不同。75%載況一年一遇和百年一遇海況下均進行了場景1和場景2的試驗，并得到最大晃蕩壓力值，如表5所示。

表5 場景1、2下液艙晃蕩壓力對比Tab. 5 Sloshing-induced-pressure in liquid tanks under scenarios 1 and 2

從表5可以看出，在兩種海況中，場景1下兩個液艙最大晃蕩壓力都比場景2要小，這是因為不同的錨鏈布置對FLNG運動的限制效果是不同的。風浪流同向時船首處于迎浪狀態，船體縱搖運動最明顯，艙內液體晃蕩也主要受到縱搖影響。場景1中FLNG前方正對船首的6根錨鏈處于拉緊狀態，更大的限制了船體的縱搖運動；而場景2中對船體縱搖限制最大的6根錨鏈布置在了風浪流的反方向，處于放松狀態，因此對船體縱搖限制沒有場景1大。所以場景1下液艙內的液體晃蕩沒有場景2劇烈，晃蕩壓力相對較小。

3.3裝載率對液艙晃蕩壓力的影響

從表4可知，裝載率對液艙內自由液面的晃蕩幅度影響較明顯。以No.1 Tank(R)液艙晃蕩壓力為研究對象，統計出一年一遇場景1不同裝載率下艙壁處的最大晃蕩壓力，如表6所示。

表6 不同裝載率對液艙No.1 Tank(R)晃蕩壓力的影響Tab. 6 Influence of different filling ratios on the sloshing-induced-pressure in No. 1 Tank(R)

由表6發現，25%載況下晃蕩壓力變化范圍明顯比另外兩個載況大，這和不同裝載率下液艙的固有周期相關。正如表3所示，25%載況時液艙與船體的縱搖固有周期相對接近，受共振影響艙內液體晃蕩相對比另外兩個載況劇烈，艙壁處的自由液面高度變化明顯，從而造成此時液艙晃蕩壓力變化較大。同樣No.5 Tank(L)有相同的現象和結論。

3.4海況對液艙晃蕩壓力的影響

FLNG在75%載況場景2下分別進行了一年一遇、十年一遇、百年一遇的試驗，研究不同海況對于液艙晃蕩壓力的影響，表7給出了NO.1 Tank(R)在三種海況下液艙內的最大晃蕩壓力值。

表7 不同海況對液艙No.1 Tank(R)晃蕩壓力的影響Tab. 7 Influence of different sea states on the sloshing-induced-pressure in No. 1 Tank(R)

由表7可知，隨著海況越來越惡劣，液艙晃蕩壓力逐漸增大，但一年一遇和十年一遇之間相差不大，而百年一遇增加較為明顯，這是因為十年一遇時的海洋環境與一年一遇時相差不大，而百年一遇時的海洋環境明顯變得惡劣。如表2所示，十年一遇時的波高、風速、流速相對于一年一遇增加很小，但是百年一遇時這些環境參數都出現了成倍的增加，海況明顯惡劣，所以各海況下的晃蕩壓力的增加幅度與環境載荷的增加幅度同方向變化。

3.5浪向對液艙晃蕩壓力的影響

FLNG在不同浪向下運動響應不同，從而影響液艙晃蕩壓力，這里分析了75%裝載一年一遇海況時FLNG在場景2、3、4下的液艙晃蕩壓力。為了更精確地反映液艙在不同浪向下晃蕩壓力間的相互關系，避免單個壓力峰值帶來的偶然性，統計出每個工況前100個極大值的平均值。除了液艙晃蕩壓力的統計值以外，同時給出了液面晃蕩縱搖和橫搖的統計值，以此來分析晃蕩壓力隨浪向變化的原因，液艙No. 1 Tank(R)的統計值如表8所示。

表8 液艙No.1 Tank(R)在不同浪向下的晃蕩壓力Tab. 8 Influence of different wave directions on the sloshing-induced-pressure in No. 1 Tank(R)

從表8可以發現隨著浪向角度的增加，液艙No.1 Tank(R)內的縱搖和橫搖先減小后增大；而液艙的晃蕩壓力變化趨勢雖然也是先減小后增大，但是變化幅度較小。從表2和表3可以發現一年一遇時波浪的譜峰周期和船體及液艙的縱搖固有周期接近，導致在浪向0°時縱搖和橫搖都較大；而船舶在30°斜浪時，船體及液艙受到的激勵方向發生改變，液艙在該方向的晃蕩固有周期發生改變，剛好偏離共振范圍，所以橫搖和縱搖反而減小；當浪向繼續增加，船體與風流和波浪之間的它們的夾角都較大，受到橫向激勵較大，所以40°浪向時，液面橫搖明顯增大。

晃蕩壓力主要取決于兩個因素：第一個因素是縱搖和橫搖的數值，即上表中的統計值，數值越大，晃蕩壓力就越大；第二個因素是縱搖和橫搖能否在同一時間點都出現比較大的值，這是統計值無法表現出來的。但很明顯的是，浪向越大，二者同時出現較大值的概率越大，所以30°時縱搖和橫搖雖然都比0°時減小很多，而晃蕩壓力卻基本不變。40°浪向時晃蕩壓力最大是因為兩個因素都起到了很大作用。

3.6液艙相對船體位置對液艙晃蕩的影響

FLNG是排水量非常龐大的海洋工程浮式結構物，采用單點系泊，在風浪流作用下船體各個部分的運動不相同，因此不同位置的液艙內的晃蕩也是有區別的。統計出75%載況一年一遇海況時No.5 Tank(L)的晃蕩壓力數據(見表9)與No.1 Tank(R)的數據(見表8)進行比較。

表9 液艙No.5 Tank(L)在不同浪向下的晃蕩壓力Tab. 9 Influence of different wave directions on the sloshing-induced-pressure in No. 5 Tank(L)

對比表8和表9可以發現，No.5 Tank(L)內液面的縱搖要比No.1 Tank(R)大，而橫搖卻比No.1 Tank(R)小，這和FLNG錨泊單點的位置有關。FLNG遭遇波浪時船首主要承擔了波浪沖擊，且船首兩側受到的沖擊不均勻，同時船首中間又受到單點的約束，造成靠近船首的液艙No.1 Tank(R)的橫搖較大；由于單點的影響，船舶縱搖中心移動到靠近船首的位置，FLNG船體可能會出現甩尾的現象，導致距離縱搖中心較遠的液艙No.5 Tank(L)內的液面縱搖運動幅度比No.1 Tank(R)要大，所以液艙No.5 Tank(L)的縱搖值較大。

由上可知，液艙No.1 Tank(R)的晃蕩壓力受橫搖影響較大，液艙No.5 Tank(L)則受縱搖的影響較大，所以液艙No.1 Tank(R)在40°時晃蕩壓力和橫搖同時取得最大值，液艙No.5 Tank(L)則在0°時晃蕩壓力和縱搖同時取得最大值。液艙No.5 Tank(L)中液面的橫搖角在浪向0°時是最大的，這和風浪流同向時船尾容易漂移有關，船尾的橫向漂移會造成靠后的液艙內的液面橫搖加劇，而斜浪時船體在風流力與波浪力間更容易形成平衡狀態，漂移沒有浪向0°時明顯。

4 利用船級社規范對FLNG液艙晃蕩壓力的安全性評估

CCS的《薄膜型液化天然氣運輸船檢驗指南》[5]中對于LNG液艙晃蕩運動水平及晃蕩壓力的計算做了詳細的定義和規定。FLNG與LNG船有類似之處，因此這里借用該規范進行安全性評估研究。該規范規定，晃蕩運動水平定義為三類：

1)水平一，僅考慮靜載荷，忽略動載荷；

2)水平二，考慮靜載荷和動載荷，但動載荷還未達到沖擊載荷形式；

3)水平三，考慮靜載荷和動載荷，動載荷為主要載荷，達到沖擊載荷形式。

這三種晃蕩水平都有相應的應用條件和晃蕩載荷計算公式，根據FLNG船及其液艙的主尺度，按規范要求只需考慮水平一的晃蕩運動，為了進行對比，同時計算了水平一、二晃蕩運動的最大晃蕩壓力和試驗液面最大晃蕩壓力，如表10所示。

表10 不同載況下液艙晃蕩壓力規范計算值和試驗值Tab. 10 Calculated values based on CCS rules and measured values of thesloshing-induced-pressure under different filling ratios

從表10可以發現，25%和50%裝載率下試驗值都比水平一計算值要大，這和FLNG與普通LNGC存在較大差別有關，FLNG的雙排艙結構、具有錨泊系統等特點導致其內部液艙晃蕩和普通的LNGC不盡相同，所以按照規范僅僅考慮水平一晃蕩運動對液艙進行安全性評估是不夠的，如果考慮水平二晃蕩運動，安全度則足夠滿足。因此建議使用CCS規范對FLNG晃蕩壓力進行安全評估時，考慮前兩個水平的晃蕩運動，能夠更好地滿足安全度要求。

5 結 語

通過FLNG模型試驗，研究了FLNG液艙晃蕩的特點，同時研究了場景、裝載率、海況、浪向等因素對晃蕩壓力的影響，將晃蕩壓力的試驗值與規范計算值進行了對比分析，得到了如下結論：

1)裝載率25%時，液艙與船體接近共振，艙內液體晃蕩幅度較大。隨著裝載率提升，共振效應下降。

2)場景1比場景2下的液艙晃蕩壓力要小；液艙裝載率越高，晃蕩壓力變化則越小；晃蕩壓力的增加幅度與環境載荷的增加幅度同方向變化；不同浪向下晃蕩壓力和液面橫搖縱搖的數值大小及二者同時取得較大值的概率均有關；單點系泊會對不同位置處的液艙晃蕩壓力產生影響。

3)使用CCS規范對FLNG液艙晃蕩壓力安全性評估時，同時考慮水平一和水平二的晃蕩運動能夠更好地保證安全性。

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Research on influencing factors and safety evaluation for sloshing-induced-pressure in FLNG liquid tanks

ZHANG Dongwei1, HU Zhiqiang1, CHEN Gang2, ZHAO Jingrui3

(1. State Key Laboratory of Ocean Engineering, Shanghai Jiao Tong University, Shanghai 200240, China; 2. Marine Design & Research Institute of China, Shanghai 200011, China; 3. CNOOC Research Institute, Beijing 100027, China)

On purpose of mastering the variation characteristics of sloshing-induced-pressure in liquid tanks of Floating Liquid Natural Gas (FLNG), a model test with liquid tanks was fulfilled in the Deepwater Offshore Basin in Shanghai Jiao Tong University. The 6-DOF motion of FLNG and the variation data of liquid surface height were obtained. A plane liquid surface hypothesis is proposed based on the test results, and then sloshing-induced-pressure on the liquid tank bulkhead can be carried out. The influencing factors of sloshing-induced-pressure in liquid tanks are analyzed and discussed. Furthermore, the experimental data and calculated results based on CCS rules are compared to provide technical support for the structural safety evaluation induced by sloshing pressure in FLNG tanks.

FLNG; sloshing-induced-pressure; plane liquid surface hypothesis; safety evaluation; influencing factor; liqvid surface height

P751

A

10.16483/j.issn.1005-9865.2015.06.004

胡志強，男，副教授，博士，從事船舶與海洋結構物動力學研究。E-mail: zhqhu@sjtu.edu.cn

1005-9865(2015)06-026-09

2014-09-22

國家科學技術重大專項資助項目(2011ZX05026-006-05)；國家自然科學基金重點項目(51239007)

張東偉(1990-)，男，江蘇南通人，碩士，主要從事海洋結構物結構動力學研究。E-mail: zuoshen@sjtu.edu.cn