FPSO軟剛臂單點系泊系統(tǒng)定量風險分析

肖泥土，唐友剛，何 鑫，劉 驕，傅禮鵬

(天津大學 建筑工程學院，水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300072)

FPSO軟剛臂單點系泊系統(tǒng)定量風險分析

肖泥土，唐友剛，何 鑫，劉 驕，傅禮鵬

(天津大學 建筑工程學院，水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300072)

針對FPSO軟剛臂單點系泊系統(tǒng)出現(xiàn)過的系泊腿失效及背向工況風險事件，以渤海某16萬噸級FPSO為例，采用數(shù)值模擬的方法，計算FPSO及單點系統(tǒng)在百年一遇海況下的載荷效應，通過統(tǒng)計學方法擬合效應的概率分布，完成定量風險分析。對于系泊腿旋轉(zhuǎn)失效后的風險，使用故障假設(shè)(what-if)方法，依據(jù)失效后果判斷其風險權(quán)重。計算結(jié)果表明，系泊腿結(jié)構(gòu)在正常情況下受拉失效的概率很小；系泊腿縱擺失效后導致的結(jié)果比橫擺失效更為嚴重，風險權(quán)重更大。背向工況下，船艏與YOKE的間距要明顯小于順向工況，在設(shè)計時增大二者間距可有效減小碰撞風險。

單點系泊；系泊腿失效；背向工況；定量風險分析

浮式生產(chǎn)儲卸油裝置(FPSO)是集油氣處理、發(fā)電、供熱、原油儲存與外輸、人員居住于一體的海上“加工廠”。系泊裝置是FPSO定位的關(guān)鍵系統(tǒng)，用于將FPSO固定在某個海域以進行油田的生產(chǎn)和開發(fā)。中國海洋石油總公司目前共有7條FPSO在渤海服役，其中6艘采用了水上軟剛臂單點系泊裝置[1]。單點系泊系統(tǒng)除了保證FPSO在海上載荷作用下的“風標效應”之外，還是整個油田區(qū)油、氣、電的樞紐，因此單點系統(tǒng)的安全性至關(guān)重要。

1 水上軟剛臂單點系泊系統(tǒng)簡述

水上軟剛臂單點系泊系統(tǒng)，作為渤海海域FPSO的主要系泊方式，通常由4部分結(jié)構(gòu)組成：系泊導管架、YOKE(軟剛臂)、系泊腿、系泊支架[2]。具體結(jié)構(gòu)如圖1所示，其中系泊導管架固定在海上，F(xiàn)PSO圍繞其轉(zhuǎn)動，實現(xiàn)“風標效應”；YOKE連接系泊腿和導管架，并通過壓載或配重提供系統(tǒng)回復力；系泊腿為鋼制管件，通過萬向節(jié)上端連接FPSO的系泊支架，下端與軟剛臂YOKE相連。系泊支架位于船艏，起支撐和傳遞力的作用。

圖1 FPSO水上軟剛臂單點系泊系統(tǒng)示意Fig. 1 Diagram of soft yoke mooring system

對于軟剛臂單點系泊系統(tǒng)的風險評估，目前國內(nèi)外資料較少，主要是海油公司及大連理工大學根據(jù)現(xiàn)場工作及監(jiān)測做了相關(guān)研究。楊光等[3]總結(jié)了軟剛臂系泊系統(tǒng)設(shè)計建造過程中的各類文件及現(xiàn)場反饋，列出軟剛臂的一般風險點及失效形式。樊哲良[4]基于現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)，對渤海明珠號FPSO軟剛臂水平荷載進行了過載概率計算，并通過神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)建立了預報模型。齊興斌[5]通過對FPSO的原型測量，指出系泊系統(tǒng)的擺動周期與波浪周期相近會導致系泊結(jié)構(gòu)較為嚴重的共振現(xiàn)象。蘇方磊等[6]通過波浪水池中的FPSO模型試驗，發(fā)現(xiàn)低頻波可引起FPSO在縱蕩方向的大幅度共振，導致船艏與壓載艙碰撞。甘泉[7]通過設(shè)計監(jiān)測系統(tǒng)，實時監(jiān)控軟剛臂拉力、船體與YOKE及海底間隙，在超標的情況下給出預警，防范風險。

由上述可知，目前對FPSO軟剛臂單點系泊系統(tǒng)的風險研究，主要是依據(jù)專家實際經(jīng)驗的定性判斷或現(xiàn)場監(jiān)測的數(shù)據(jù)資料。在數(shù)據(jù)缺乏的情況下，基于力學計算與統(tǒng)計分析相結(jié)合的方法對FPSO進行風險評估相對較少。

2 計算理論

2.1FPSO時域運動方程

FPSO的時域運動控制方程可寫為[8]：

(M+A())(t)+r(t-τ)(τ)dτ+D(t)+Kx(t)=Fenv(t)+Fmoor(t)(1)

式中：M為FPSO質(zhì)量矩陣，包括FPSO質(zhì)量和轉(zhuǎn)動慣量；A()為最大頻率對應的附連水質(zhì)量矩陣；r(t)為考慮附加質(zhì)量和輻射阻尼的脈沖響應函數(shù)矩陣；D為慢漂阻尼矩陣；K為FPSO靜水回復剛度矩陣；Fenv(t)為環(huán)境載荷，包含風載荷、流載荷、一階、二階波浪載荷；Fmoor(t)為系泊系統(tǒng)對FPSO載荷；其中，風、流載荷采用OCIMF給出的計算公式和系數(shù)進行計算，波浪載荷采用三維勢流理論計算。

2.2隨機波浪理論

通常將真實世界的不規(guī)則波浪簡化為一沿固定方向傳播，由無數(shù)不同振幅和波長的規(guī)則波疊加而成的長峰不規(guī)則波。設(shè)其傳播方向為x軸，則其波面升高數(shù)學表達式可寫成[9]：

式中：Aj、ωj、kj、εj分別表示第j個單元波的波幅、圓頻率、波數(shù)、及隨機相位角。隨機相位角εj在0與2π之間均勻分布且與時間無關(guān)。

在工程中，海浪的作用通常以波浪譜的形式輸入。基于海域?qū)崪y統(tǒng)計得到波能譜密度函數(shù)，選擇適當頻率的單元波以及隨機初始相位角來模擬波面升高情況，實現(xiàn)對不規(guī)則波浪的模擬。

由于不規(guī)則波浪的隨機性，船舶及海洋結(jié)構(gòu)物在其作用下的響應也表現(xiàn)為隨機性，可視為隨機變量。

2.3結(jié)構(gòu)可靠性理論

結(jié)構(gòu)可靠性是指在規(guī)定時間內(nèi)和規(guī)定條件下，結(jié)構(gòu)能完成規(guī)定功能的能力。設(shè)與結(jié)構(gòu)可靠性有關(guān)的一組隨機變量為X=[X1X2……Xn]，則針對上述基本隨機變量X，可以建立起表示這n個隨機變量關(guān)系的極限狀態(tài)函數(shù)Z=g(X1X2……Xn)。當Zgt;0時，結(jié)構(gòu)安全；當Zlt;0時，結(jié)構(gòu)失效。

以隨機載荷作用下的結(jié)構(gòu)響應S(結(jié)構(gòu)受力、位移等)作為隨機變量，設(shè)安全值為R，系統(tǒng)的極限狀態(tài)函數(shù)可表示為：

則結(jié)構(gòu)可靠度Pr=P(R≥S)，失效概率Pf=P(Rlt;S)。

這里設(shè)安全值R為一定值，將結(jié)構(gòu)響應S視為隨機變量，采用蒙特卡羅法獲取其分布。蒙特卡羅法是以隨機數(shù)或偽隨機數(shù)解決計算問題的方法。通過大量的隨機試驗，統(tǒng)計試驗結(jié)果中各變量值出現(xiàn)的頻率從而估計其分布特征值或概率值。

在AQWA水動力分析中，根據(jù)隨機數(shù)表，選取若干個隨機數(shù)作為AQWA隨機種子(Seed)的編號，從而調(diào)用該編號下AQWA內(nèi)部的隨機數(shù)據(jù)庫，進行多次計算，得到船舶及海洋結(jié)構(gòu)物在隨機海浪作用下的大量的響應值。對這些結(jié)果進行頻次統(tǒng)計，總結(jié)其分布規(guī)律，擬合概率分布函數(shù)，從而求解結(jié)構(gòu)失效概率。

3 數(shù)值計算模型

以渤海一艘16萬噸級FPSO為研究對象，F(xiàn)PSO主要參數(shù)如表1所示。軟剛臂及其壓載艙總質(zhì)量為1 850 t，每只系泊腿質(zhì)量為75 t。其相互之間的連接方式均為三軸鉸，其主要尺度如圖2所示。

表1 FPSO主要參數(shù)Tab. 1 Major parameters for FPSO

圖2 軟剛臂及系泊腿的主要尺度Fig. 2 Main dimensions of yoke and mooring leg

圖3 FPSO及單點系統(tǒng)水動力模型Fig. 3 Hydrodynamic model of FPSO and SPM system

采用ANSYS分別對FPSO及單點系泊系統(tǒng)建立幾何模型，并導出到AQWA中進行用于水動力分析，如圖3所示。選取風浪流不同向和同向的兩種典型工況進行計算，具體環(huán)境條件如表2所示。

表2 環(huán)境條件Tab. 2 Environment conditions

對系泊腿失效及背向工況兩個風險事件進行時域數(shù)值模擬，提取構(gòu)件運動及受力，通過統(tǒng)計結(jié)果擬合概率分布，計算其失效概率，得到風險事件的定量分析結(jié)果。

4 系泊腿結(jié)構(gòu)風險分析

4.1軸向力風險分析

系泊腿是連接FPSO船體與單點的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)，是單點最易發(fā)生風險的部位之一。由于系泊腿上下部位均通過萬向節(jié)與其它結(jié)構(gòu)相連，自身重力相比YOKE壓載艙的拉力較輕，可將系泊腿受力簡化為二力桿模型，關(guān)注其軸向受力。選取上述兩種工況，分別對系統(tǒng)進行3小時時域模擬，得到系泊腿軸力的時歷曲線，如圖4所示。選取10個不同的隨機種子，進行多次計算，得到不同初始相位角情況下的計算結(jié)果，統(tǒng)計信息如圖5所示。

圖4 不同工況下系泊腿軸力時程曲線Fig. 4 Time series for mooring leg axial force in condition

圖5 不同隨機種子下系泊腿軸力值Fig. 5 Mooring leg axial force in different seeds

提取各時歷曲線中的系泊腿軸力點，統(tǒng)計其分布直方圖，選用多種分布對數(shù)據(jù)進行擬合，最終發(fā)現(xiàn)三參數(shù)log-logistics分布吻合度較高。Log-logistic分布通常用于水文學、生物統(tǒng)計學和經(jīng)濟學等領(lǐng)域[10]。其分布函數(shù)和概率密度函數(shù)：

式中：μ表示位置參數(shù)(location parameter)，σ表示尺度參數(shù)(scale parameter)，λ表示閾值參數(shù)(threshold parameter)。其參數(shù)估計方法較為復雜，一般借用統(tǒng)計學軟件或Matlab迭代求解。系泊腿軸力統(tǒng)計直方圖及擬合結(jié)果如圖6所示。在得出載荷效應分布的情況下，根據(jù)結(jié)構(gòu)抗力的許用值即可求出載荷效應超越抗力的概率，設(shè)系泊腿可承受的拉力許用值為1.8×107N，擬合信息及計算結(jié)果見表3所示。

圖6 不同工況下系泊腿軸力統(tǒng)計Fig. 6 Statistics for mooring leg axial force in condition

表3 系泊腿軸力統(tǒng)計信息Tab. 3 Statistics for mooring leg axial force

由表3中數(shù)據(jù)可以看出，系泊腿結(jié)構(gòu)在風浪流不同向的工況一中，所受拉力極值更大，結(jié)構(gòu)失效概率相對較高，但仍是一個小值，說明系泊腿結(jié)構(gòu)在風浪中發(fā)生拉伸強度破壞的風險很小，滿足設(shè)計要求。

4.2鉸接失效后果分析

根據(jù)文獻[11]，渤海某FPSO在一次季風的影響下，左舷系泊腿上部一個旋轉(zhuǎn)軸承損壞，導致該系泊腿不能自由旋轉(zhuǎn)，右側(cè)的系泊腿則沒有任何的異常。基于此風險事件，采用風險評估中常用的故障假設(shè)(what-if)方法進行分析。設(shè)系泊腿擺動沿船寬方向為橫向，沿船長方向為縱向，如圖7所示。

圖7 擺動方向定義情形Fig. 7 Definition of swing direction

考慮一只系泊腿一個方向鉸接失效的情形，將其失效方向的旋轉(zhuǎn)自由度固定，則系泊腿在該方向上可簡化為一端固支，另一端端受軸向拉力和橫向力作用的桿件。在AQWA中改變原鉸接處的旋轉(zhuǎn)自由度，得到失效后的鉸接方式如圖8所示。

圖8 鉸接失效模式Fig. 8 Hinge failure mode

設(shè)系泊腿管截面外徑D=1.0 m，壁厚t=25 mm。則其應力可由下式求出：

其中，A為桿件截面積，WZ為圓截面剖面模數(shù)。選取上述風浪流不同向的工況一進行數(shù)值計算，結(jié)果見表4所示。

表4 單只系泊腿鉸接失效后受力計算結(jié)果Tab. 4 Calculated results when one hinge fails

由表4可以看出，單支系泊腿一個鉸失效時，系泊腿軸力并無明顯變化，但失效處承受較大的彎矩。橫向擺動失效后，承受彎矩較小，屬于相對較弱的風險，因此FPSO在注油系統(tǒng)故障，橫向幾乎“擺不動”的情況下，仍堅持運營到大修。而縱向擺動失效則不可接受，鉸接處彎矩遠遠超出一個數(shù)量級，將導致系泊腿破壞。這是由于風浪流不同時，系泊腿橫擺失效的情況下，YOKE依然可以繞轉(zhuǎn)塔旋轉(zhuǎn)，這樣會化解一部分橫向力；而系泊腿縱擺失效時，由于YOKE壓載艙重量較大，其縱擺的幅度不會太大，則縱向運動被限制，導致彎矩增大。此外，由于風標效應，F(xiàn)PSO更多以縱蕩運動和縱向受力為主，也是導致縱擺失效后彎矩比橫擺失效時更大的原因。因此，系泊腿縱擺失效的后果更為嚴重，將導致結(jié)構(gòu)破壞，在安全檢查時，須更加重視縱擺鉸接機構(gòu)。

5 背向工況風險分析

背向工況風險是指風浪流載荷方向由從船艉向船艏時，F(xiàn)PSO及單點系泊處于的一種可能發(fā)生碰撞、壓潰的風險狀態(tài)。渤海明珠號FPSO船艏與YOKE壓載艙曾發(fā)生兩次碰撞，造成艏部殼體破裂[12]。為研究背向工況風險，環(huán)境條件選擇風浪流同向的工況二，將載荷方向由180°(順向工況)改為0°(背向工況)，對系統(tǒng)進行3小時的時域計算，時間步長取0.2 s。選取中縱剖面上船艏節(jié)點及YOKE壓載艙中間點作為觀測點，通過其縱向坐標之差得到二者間距，評估船艏與YOKE發(fā)生碰撞的風險。通過提取YOKE與轉(zhuǎn)塔系泊點鉸接處的反力，評估壓潰風險，時域計算結(jié)果如圖9、圖10所示。

圖9 船艏及YOKE縱向運動時歷曲線Fig. 9 Time series of longitudinal motion of bow and yoke

圖10 YOKE對系泊塔作用力時歷曲線Fig. 10 Time series of reaction force between tower and yoke

由圖9可知，F(xiàn)PSO及YOKE前1 000 s的運動基本穩(wěn)定，可認為處于背向工況狀態(tài)。在約1 500 s時，由于網(wǎng)格劃分的細微不對稱，導致風浪流載荷的效應不斷累積，F(xiàn)PSO開始產(chǎn)生風標效應，繞系泊塔在水平面旋轉(zhuǎn)。在2 000 s以后系統(tǒng)時進入穩(wěn)定狀態(tài)，船艏正對風浪流載荷，進入順向工況。由圖10可知，在背向工況階段，YOKE對單點系泊塔存在較大推力；而在正常的順向工況階段，則是對系泊塔產(chǎn)生拉力。由于前1 000 s背向工況數(shù)據(jù)點較少，選取20個隨機種子進行計算，不同隨機種子下的計算統(tǒng)計結(jié)果如圖11所示。統(tǒng)計所有隨機種子下的計算結(jié)果，并用概率密度函數(shù)擬合，取船艏與YOKE間距為0表示碰撞發(fā)生，處理結(jié)果見圖12及表5所示。

圖11 不同隨機種子下的船艏與YOKE間距結(jié)果Fig. 11 Calculated space between bow and yoke in different seeds

圖12 背向和順向工況下船艏與YOKE間距統(tǒng)計Fig. 12 Space in backward and forward conditions

表5 船艏與YOKE間距統(tǒng)計信息Tab. 5 Statistics for the space between bow and yoke

由計算結(jié)果可知，在背向工況的情況下，船艏與YOKE的間距要明顯小于順向工況的情形，因此有發(fā)生碰撞風險的可能。但根據(jù)擬合結(jié)果，風險發(fā)生的數(shù)量級很小，可忽略不計。究其原因是，本次計算所選FPSO的單點系泊系統(tǒng)較新，相比較早設(shè)計的，已服役二十余年的FPSO單點系泊系統(tǒng)，其在設(shè)計過程中或已考慮已發(fā)生的失效案例，增大了YOKE與船艏的設(shè)計間距。具體參數(shù)對比如圖13、圖14所示。由圖可知，船艏與YOKE之間的間距由早期的約2.5 m增大到約15 m的距離，系統(tǒng)安全性增加。

圖13 背向工況失效FPSOFig. 13 Failure of FPSO in backward condition

圖14 本次計算所選FPSOFig. 14 FPSO calculated in this paper

碰撞風險可忽略不計，但值得注意的是，在一般情況下，YOKE對系泊塔的作用往往是拉力，而在背向工況下出現(xiàn)了較大的壓力，則可能發(fā)生YOKE壓潰。設(shè)當壓力超過7.0×106N時YOKE有壓潰風險[13]，提取壓力為失效值時對應的船艏與YOKE的間距為為8.91 m，則根據(jù)擬合的正態(tài)分布，背向工況中發(fā)生壓潰失效的概率為P(D≤8.91 m)=3.462×10-4，考慮到背向工況發(fā)生概率較小，故結(jié)構(gòu)可靠度符合要求。

6 結(jié) 語

選取軟剛臂單點系泊系統(tǒng)相對容易發(fā)生的系泊腿風險及背向工況風險，以渤海海域一艘16萬噸級FPSO為例，建立FPSO及軟剛臂單點系泊系統(tǒng)水動力模型，計算其在載荷作用下的動力響應，并通過結(jié)果統(tǒng)計及處理，得到風險事件的發(fā)生概率。主要研究結(jié)論如下：

1)在百年一遇海況下，風浪流不同向時系泊腿受到拉力系泊腿由于軸向力過載導致失效的概率較小,滿足設(shè)計要求。而在單支系泊腿鉸接失效的前提下，橫向擺動失效相對風險較弱，尚能承受溫和海況的作用，而縱向擺動失效產(chǎn)生的彎矩則大一個量級，為不可接受的風險。因此須更加重視縱擺鉸接的機動性。

2)在背向工況作用下，F(xiàn)PSO船艏與YOKE的間距要明顯小于順向工況，表明其確實存在碰撞風險因素，在設(shè)計上適當增加YOKE與船艏的距離可減小碰撞風險發(fā)生的概率；在正常情況下，系泊塔主要受到Y(jié)OKE的拉力，而背向工況中則變?yōu)檩^大的壓力，因此在YOKE與系泊塔鉸接處有壓潰風險，經(jīng)過計算，文中所選FPSO風險發(fā)生概率比較小，滿足設(shè)計要求。

[1] 劉雪宜, 于常寶, 董坤. 渤海單點系泊裝置設(shè)計環(huán)境工況研究[J]. 石油工程建設(shè), 2015, 41(1):31-35. (LIU Xueyi, YU Changbao, DONG Kun. Design environmental conditions research of single point mooring system in Bohai Bay [J]. Petroleum Engineering Construction, 2015, 41(1):31-35. (in Chinese))

[2] 楊小龍,蔡元浪,宋安科,等. 塔架式單點系泊FPSO的監(jiān)測與預警系統(tǒng)開發(fā)[J]. 船舶工程,2014(S1):198-201. (YANG Xiaolong, CAI Yuanlang, SONG Anke, et al. Development of monitoring and forcasting system for soft YOKE moored FPSO [J].Ship Engineering, 2014(S1):198-201.(in Chinese))

[3] 楊光, 張建勇, 王寧,等. 在役水上軟鋼臂式系泊系統(tǒng)風險評價簡述[J]. 科技創(chuàng)新導報, 2015(6):242-245. (YANG Guang, ZHANG Jiangyong, WANG Ning, et al. Introduction of the risk assessment of in-service soft yoke mooring system [J].Science and Technology Innovation Herald, 2015(6):242-245.(in Chinese))

[4] 樊哲良. 基于現(xiàn)場監(jiān)測的軟剛臂失效分析與風險預警[D]. 大連:大連理工大學, 2015:121-131. (FAN Zheliang. Failure analysis and risk pre-warning of soft yoke mooring system based on field monitoring[D]. Dalian: Dalian University of Technology, 2015:121-131. (in Chinese))

[5] 齊興斌. FPSO軟剛臂單點系泊系統(tǒng)原型測量及分析評價[D]. 大連:大連理工大學, 2012:70-73. (QI Xingbin. Full-scale measurement and analysis of FPSO soft yoke single point mooring system[D]. Dalian: Dalian University of Technology, 2012:70-73. (in Chinese))

[6] 蘇方磊, 馬玉祥, 馬小舟,等. 水上軟剛臂系泊 FPSO 運動特性試驗研究[J]. 船海工程, 2015(4):93-98. (SU Fanglei, MA Yuxiang, MA Xiaozhou, et al. Experimental study on motion characteristics of an soft yoke moored FPSO[J]. Ship amp; Ocean Engineering, 2015(4):93-98. (in Chinese))

[7] 甘泉. FPSO單點系泊監(jiān)測及預警系統(tǒng)的設(shè)計與開發(fā)[D]. 天津: 天津大學, 2013:42-45. (GAN Quan. Design and development of FPSO single point mooring monitoring and early warning systems[D]. Tianjin: Tianjin University, 2013:42-45. (in Chinese))

[8] 劉成義,唐友剛,李焱,等. 淺水單點系泊FPSO軟剛臂參數(shù)敏感性分析[J]. 中國艦船研究,2014(5):69-76. (LIU Chengyi, TANG Yougang, LI Yan, et al. Sensitivity analysis of the soft yoke parameters of FPSO mooring in shallow water [J]. Chinese Journal of Ship Research,2014(5):69-76.(in Chinese))

[9] FALTINSEN O M. Sea loads on ships and offshore structures[M]. New York: Cambridge University Press, 1990: 22-24.

[10] 陳子燊,路劍飛,劉曾美. 廣東極端降水的三參數(shù)概率分布模式對比[J]. 中山大學學報(自然科學版),2012(1):102-106. (CHEN Zishen, LU Jianfei, LIU Zengmei. Comparative analysis on three-parameter probability distribution models for extreme precipitation in Guangdong Province[J]. Acta Scientiarum Naturalium Universitatis Sunyatseni,2012(1):102-106.(in Chinese))

[11] 許海東. 軟鋼臂單點系泊系統(tǒng)系泊腿損壞故障分析及改進措施[J]. 企業(yè)技術(shù)開發(fā), 2013, 32(6):83-85. (XU Haidong. Fault analysis and improvement measures for mooring leg of soft yoke mooring system[J]. Technological Development of Enterprise,2013, 32(6):83-85. (in Chinese))

[12] 王依群. 減小海上浮式生產(chǎn)儲油船與軟鋼臂系泊裝置振動及相對運動措施的探討[J]. 世界地震工程,1998(3):54-57. (WANG Yichon. Research on reduction of vibration and relative motion between EPSU and SPM system[J]. World Information on Earthquake Engineering, 1998(3):54-57. (in Chinese))

[13] 劉斌, 張曉. 水上軟剛臂系泊系統(tǒng)YOKE失效分析[J]. 天津科技, 2014(1):47-50. (LIU Bin, ZHANG Xiao. YOKE failure analysis on water borne soft yoke mooring system[J].Tianjin Science amp; Technology, 2014(1):47-50. (in Chinese))

Quantitative risk analysis of soft yoke mooring system

XIAO Nitu, TANG Yougang, HE Xin, LIU Jiao, FU Lipeng

(School of Civil Engineering, State Key Laboratory of Hydraulic Engineering Simulation and Safety, Tianjin University, Tianjin 300072, China)

For the risk events, e.g. mooring leg failure and backward condition, a numerical simulation based on hydrodynamics is conducted to get the load effects of FPSO and its mooring systems. To complete the quantitative risk analysis, a statistical method is used to fit the probability distribution of load effects. The results indicate that the possibility of mooring leg failure caused by tension is very little and it is much more serious when the mooring leg fails to swing in the longitudinal direction than in the cross direction. In the backward condition, the space between bow and yoke is significantly smaller than that in the forward condition, hence a larger space in design helps to reduce the collision risk effectively.

soft yoke mooring system; mooring leg failure; backward condition; quantitative risk analysis

1005-9865(2017)06-0019-09

P751

A

10.16483/j.issn.1005-9865.2017.06.003

2016-10-28

國家工業(yè)與信息化部項目(G014614002)

肖泥土(1991-)，男，湖北襄陽人，碩士研究生，主要研究船舶與海洋工程風險評估。E-mail: earth1019@163.com

唐友剛。E-mail: tangyougang_td@163.com