FPSO 與穿梭油輪的旁靠時域分析及系統(tǒng)優(yōu)化

施興華，于澤群，章柯，劉勤

江蘇科技大學(xué) 船舶與海洋工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003

0 引 言

浮式生產(chǎn)儲卸油輪（Floating Production Storage and Offloading，F(xiàn)PSO)廣泛應(yīng)用于深海海洋油氣資源開發(fā)領(lǐng)域，在生產(chǎn)過程中，油氣外輸作業(yè)是FPSO 的重要功能，也是FPSO 設(shè)計是否成功的關(guān)鍵因素之一。FPSO 遠(yuǎn)海作業(yè)、遠(yuǎn)離陸地需要外輸原油時，若采取海底管路遠(yuǎn)程外輸方式，其成本巨大，所以通常采取穿梭油輪海上轉(zhuǎn)運(yùn)這種更經(jīng)濟(jì)便捷的方式實(shí)現(xiàn)原油外輸。目前，F(xiàn)PSO 主要通過旁靠和串靠[1]作業(yè)來實(shí)現(xiàn)原油從FPSO 卸載到穿梭油輪上，因此需要其系泊系統(tǒng)能夠滿足在深遠(yuǎn)海海洋環(huán)境及惡劣氣候條件下的卸載作業(yè)要求，而優(yōu)化系泊方案對于安全可靠地靠泊具有重要意義。

國內(nèi)外學(xué)者針對FPSO 靠泊需要開展了多點(diǎn)系泊系統(tǒng)下的水動力性能研究。Wei 等[2]采用數(shù)值模擬和模型試驗(yàn)方法對多點(diǎn)系泊的FPSO 水動力性能開展了研究。郭俊偉和肖建華[3]對某FPSO多點(diǎn)系泊在特定海域下的水動力性能進(jìn)行了分析，計算了FPSO 不同方向的短期運(yùn)動響應(yīng)，獲得了最佳方位角。單鐵兵等[4-5]對不同水深下船體的偏移和系泊纜張力特性、遠(yuǎn)海浮式結(jié)構(gòu)物與供應(yīng)船旁靠作業(yè)時的水動力干擾、兩船相對運(yùn)動、旁靠系纜系統(tǒng)和護(hù)舷系統(tǒng)受力特征等進(jìn)行了研究。徐喬威等[6]針對LNG 船旁靠FLNG 船卸載作業(yè)時兩船間存在復(fù)雜的水動力響應(yīng)問題開展了水池模型試驗(yàn)。俞赟和劉鵬[7]采用三維線性零航速頻域理論并結(jié)合引入兩船間自由液面能量耗散系數(shù)的方法，預(yù)報了船體的運(yùn)動性能。Ibinabo 等[8]提出了一種采用ANSYS-AQWA 軟件計算FPSO的六自由度振動響應(yīng)算子（RAO）的詳細(xì)方法。劉英芳等[9]基于顯式動力分析理論對運(yùn)輸船與某FPSO 旁靠碰撞進(jìn)行了仿真分析，總結(jié)出了不同撞擊參數(shù)對撞擊結(jié)果的影響規(guī)律。但是, 前人對于旁靠卸載作業(yè)時FPSO 系泊纜和旁靠纜的重量及其比例的相關(guān)研究較少。

綜上所述，本文將以某艘FPSO 為研究對象，針對其在南海海域的作業(yè)海況，使用ANSYSAQWA 工具和勢流理論開展FPSO 多點(diǎn)系泊系統(tǒng)的重量以及分段比例的優(yōu)化設(shè)計，并使用Fluent研究FPSO 和穿梭油輪的吃水深度對風(fēng)浪流載荷的影響，在優(yōu)化設(shè)計的基礎(chǔ)上，進(jìn)一步優(yōu)化設(shè)計FPSO 和穿梭油輪的導(dǎo)纜孔位置，分析系泊纜、旁靠纜的受力和兩船的運(yùn)動響應(yīng)，最終得到較好的優(yōu)化方案。

1 系泊及旁靠系統(tǒng)

1.1 研究對象和環(huán)境參數(shù)

本文以中國南海海域采油作業(yè)的某艘FPSO 為對象，研究了FPSO 與穿梭油輪海上旁靠系泊作業(yè)時需滿足的海洋環(huán)境，研究中波浪采用的是Jonswap 譜。表1 給出了研究的FPSO 及穿梭油輪的主要參數(shù)，其中穿梭油輪噸位小于FPSO。表2 給出了研究中適用的海洋環(huán)境參數(shù)，其中風(fēng)速指的是每小時平均風(fēng)速。

表 1 FPSO 及穿梭油輪的主尺度Table 1 Main dimensions of the FPSO and the shuttle tanker

表 2 中國南海作業(yè)的環(huán)境參數(shù)Table 2 Environmental conditions of operation in South China Sea

1.2 FPSO 系泊系統(tǒng)

本文FPSO 采用多點(diǎn)系泊系統(tǒng)定位，該多點(diǎn)系泊系統(tǒng)由4 組(每組3 根，共12 根)相同的組合系泊鏈組成。圖1 所示為多點(diǎn)系泊的FPSO 及旁靠外輸?shù)拇┧笥洼啠钥坷|布置如圖2 所示，其中風(fēng)浪流船艏方向?yàn)?°，指向FPSO 為270°。組合系泊纜自上（導(dǎo)纜孔）而下（海底錨）由鋼纜和錨鏈（船鏈）段組成，各段具體參數(shù)如表3 所示。系泊纜預(yù)張力均為908.4 kN，每組系泊纜中各系泊纜夾角為5°，上、下兩端水平跨度均為451 m。

圖 1 多點(diǎn)系泊FPSO 及旁靠外輸穿梭油輪耦合分析模型Fig. 1 Coupling analysis model of multi-point mooring FPSO for off-loading tanker alongside

圖 2 旁靠纜布置示意圖Fig. 2 Schematic diagram of alongside cable layout

表 3 船鏈及鋼纜參數(shù)Table 3 Parameters of ship chain and steel cables

1.3 FPSO 與穿梭油輪連接系統(tǒng)的設(shè)計

旁靠卸載作業(yè)中，F(xiàn)PSO 與穿梭油輪平行排列，兩浮體間通過連接纜和浮式防碰墊（護(hù)舷）連接，F(xiàn)PSO 與穿梭油輪間通過12 根旁靠纜和10 個防碰墊連接，如圖2 所示。針對該旁靠系泊系統(tǒng)，采用了葡萄牙Lankhorst 公司最新研制的具有兼顧低線重和高強(qiáng)度特點(diǎn)的Lanko Force 纜索[10]，具體參數(shù)如表4 所示。

表 4 旁靠尼龍纜索參數(shù)Table 4 Parameters of nylon cable for side-by-side mooring

2 多點(diǎn)系泊系統(tǒng)優(yōu)化

在風(fēng)浪流聯(lián)合作用下，對于像FPSO 這種大型浮式結(jié)構(gòu)物，其船體運(yùn)動幅度的大小及系泊纜的優(yōu)化布局是現(xiàn)代系泊系統(tǒng)評價中的一項(xiàng)重要指標(biāo)。通過對系泊系統(tǒng)方案的優(yōu)選，可以獲得最合理的設(shè)計方案。

對于多點(diǎn)系泊系統(tǒng)而言，系泊纜對FPSO 具有較強(qiáng)的束縛作用，使船體無法順應(yīng)環(huán)境載荷而自由平移和轉(zhuǎn)動，但同時它也會導(dǎo)致發(fā)生系泊纜受力分配不均。考慮到系泊系統(tǒng)有很多需要優(yōu)化的變量，包括系泊纜與船中縱剖面的夾角、系泊纜材料及其軸向剛度等。因此，本文在研究中選取FPSO 壓載工況對多點(diǎn)系泊系統(tǒng)進(jìn)行了優(yōu)選，優(yōu)化系泊纜分段及各段的比例，采用水動力分析軟件AQWA 分析FPSO 在不同系泊方案下兩船的運(yùn)動響應(yīng)和系泊纜張力，以獲得最佳系泊方案。對于系泊纜不同重量分布可能帶來的影響，本文通過纜索動力學(xué)分析得到纜索的張力響應(yīng)。

2.1 系泊纜分段

為研究在200 m 水深下各段系泊纜受力，將每根系泊纜按長度等分成3 段，每根系泊纜總長516 m，每段長172 m，表5 給出的4 種分段方案都采用了相同壓載工況。在方案2 和方案3 中，系泊纜頂端采用一小段船鏈與錨機(jī)連接，伸出導(dǎo)纜孔后即采用鋼纜。假定每組系泊纜與船艏夾角為45°，每組中各系泊纜夾角為5°。表6 為系泊方案的時域數(shù)據(jù)統(tǒng)計。

表 5 系泊纜分段方案Table 5 Segment schemes of mooring cable

由表6 可見，在0°～180°浪向中，4 個方案在6 個自由度方面各有優(yōu)勢，但方案3 的系泊纜張力極值小于其他3 個方案的極值，故方案3（鋼纜—船鏈—船鏈）的分段方式效果最優(yōu)。

2.2 系泊纜各段比例優(yōu)化

考慮到90°入射風(fēng)浪流會導(dǎo)致FPSO 的運(yùn)動響應(yīng)和系泊纜張力達(dá)到最大值，本文針對90°入射浪向，沿系泊纜長度對鋼纜和船鏈的比例進(jìn)行優(yōu)化計算，在鋼纜—船鏈的分段方式基礎(chǔ)上重新設(shè)置了5 個分段的比例方案。表7 為FPSO 多點(diǎn)系泊纜分段方案，表8 為風(fēng)浪流入射角均為90°時同向風(fēng)浪流的時域數(shù)據(jù)統(tǒng)計。

由表8 可以看出：在縱蕩方向，隨著鋼纜占比的增加，縱蕩極值均有較大的增加，但數(shù)值較小；在橫蕩方向，方案1～方案3 中的極值增加了10%，而方案1～方案4 增加了40%；垂蕩、縱搖和橫搖方向的極值變化不大；在艏搖方向，方案1～方案5 中的極值增加較大，但數(shù)值較小。

綜合上述結(jié)果，本文選用了方案3 作為200 m水深FPSO 多點(diǎn)系泊系統(tǒng)的最優(yōu)系泊纜方案。

表 6 系泊方案時域數(shù)據(jù)統(tǒng)計Table 6 Statistic data of time domain for the mooring schemes

表 7 多點(diǎn)系泊纜分段方案Table 7 Mooring cable segment schemes for multi-point mooring system

表 8 90°同向風(fēng)浪流下的時域響應(yīng)Table 8 Time domain response of the same wind-current direction at 90°

3 旁靠系泊系統(tǒng)布置方式優(yōu)化

旁靠系泊系統(tǒng)布置方式的優(yōu)化是一個復(fù)雜的多目標(biāo)問題，其主要目的是控制船舶的運(yùn)動響應(yīng)，通過比較系泊纜張力、護(hù)舷壓力和運(yùn)動響應(yīng)來衡量優(yōu)化方案的優(yōu)劣。本文分析了多點(diǎn)系泊的FPSO 與旁靠穿梭油輪的3 種外輸階段，即不同吃水工況組合下的系泊纜張力響應(yīng)，包括：工況1，F(xiàn)PSO 滿載—穿梭油輪壓載；工況2，F(xiàn)PSO 半載—穿梭油輪半載；工況3，F(xiàn)PSO 壓載—穿梭油輪滿載。鑒于旁靠纜為船體間的纜索，采用了動力學(xué)分析方法得到其相應(yīng)的張力響應(yīng)值。

根據(jù)文獻(xiàn)[11]的研究，F(xiàn)PSO 卸載作業(yè)時要求的海況應(yīng)低于采油時的作業(yè)工況，即卸載作業(yè)時工況為有義波高Hs=2.5 m、風(fēng)速13 m/s、流速0.8 m/s、風(fēng)浪流角度0°～360°。

3.1 FPSO 與穿梭油輪旁靠時的風(fēng)流載荷

由于FPSO 與穿梭油輪旁靠外輸時兩船的吃水會隨著卸載進(jìn)度變化而逐漸改變，并存在不容忽視的兩船間的流場相互干擾和遮蔽的情況，故使用Fluent 工具來分析兩船旁靠時吃水變化對風(fēng)浪流載荷的影響。本文基于求解數(shù)值方程的方法開展研究，使用結(jié)合了k-ω湍流模型封閉方程的雷諾平均方程評估環(huán)境載荷。圖3 所示為分析兩船旁靠作業(yè)時風(fēng)浪流載荷影響的網(wǎng)格劃分示意圖。

圖4 和圖5 所示為多點(diǎn)系泊FPSO 與穿梭油輪在3 種工況下旁靠作業(yè)且風(fēng)速、流速均為1 m/s時縱向風(fēng)浪流載荷隨船舶吃水的變化曲線。

由圖4 和圖5 可以看出：船舶吃水變化對FPSO 和穿梭油輪受到的流載荷產(chǎn)生了顯著影響，其中由于穿梭油輪噸位較小，受到FPSO 的擾動尤其明顯，并出現(xiàn)作用力與流速方向相反的現(xiàn)象。

圖 3 兩船旁靠作業(yè)時風(fēng)浪流載荷分析的網(wǎng)格劃分Fig. 3 Mesh division of two ships for wind-current load analysis during side-by-side operation

圖 4 船舶縱向流載荷隨吃水的變化曲線Fig. 4 Variation of longitudinal flow load of ship with respect to the draft

圖 5 船舶縱向風(fēng)載荷隨吃水的變化曲線Fig. 5 Variation of longitudinal wind load of ship with respect to the draft

通過風(fēng)載荷計算可見，穿梭油輪和FPSO 各個角度下的受力和彎矩均更具有規(guī)律性。隨著吃水的減小，穿梭油輪在270°方向上的橫蕩力和橫搖彎矩均有較大的增加，且在270°風(fēng)向時風(fēng)載荷規(guī)律與270°流向時流載荷的規(guī)律相同，即均會隨著吃水變化而發(fā)生載荷方向的轉(zhuǎn)變。

3.2 旁靠纜布置方式

本文在優(yōu)化旁靠纜的布置方式時，在纜索上均勻吊掛重物以達(dá)到改變其重量的目的，而增加旁靠纜的重量，進(jìn)而增加旁靠纜的慣性，在一定程度上可避免產(chǎn)生沖擊載荷。表9 給出了3 種旁靠纜吊掛重量方案（以下稱“吊掛方案”）及其對應(yīng)的旁靠纜重量。基于上述方案，研究在風(fēng)浪流同向的中國南海作業(yè)海況下，多點(diǎn)系泊FPSO 的3 個不同外輸階段（工況1、工況2、工況3）時張緊的旁靠纜張力、護(hù)舷壓力、FPSO 運(yùn)動響應(yīng)和穿梭油輪相對于FPSO 的運(yùn)動響應(yīng)。圖6 所示為基于3 種吊掛方案和外輸工況1（FPSO 滿載—穿梭油輪壓載）下的FPSO 護(hù)舷壓力、旁靠纜張力極值，表10 給出了工況1 下多點(diǎn)系泊FPSO 的主要自由度運(yùn)動響應(yīng)極值以及旁靠穿梭油輪相對于FPSO 的運(yùn)動響應(yīng)極值。

表 9 不同吊掛方案下的旁靠纜重量Table 9 Weight of alongside cable for side-by-side operation in different suspender schemes

圖7 所示為基于3 種吊掛方案和外輸工況2（FPSO 半載—穿梭油輪半載）下的FPSO 護(hù)舷壓力、旁靠纜張力極值，表11 給出了此工況下FPSO的主要自由度運(yùn)動響應(yīng)極值以及穿梭油輪相對于FPSO 的運(yùn)動響應(yīng)極值。

圖8 所示為基于3 種吊掛方案和外輸工況3（FPSO 壓載——穿梭油輪滿載）下的FPSO 護(hù)舷壓力、旁靠纜張力極值，表12 給出了此工況3 下FPSO 的主要自由度運(yùn)動響應(yīng)極值以及穿梭油輪相對于FPSO 的運(yùn)動響應(yīng)極值。

圖 6 不同吊掛方案和外輸工況1 下的FPSO 護(hù)舷壓力、旁靠纜張力極值Fig. 6 Maximum results of the fender pressure and alongside cable extension in different suspender schemes under off-loading condition 1

表 10 外輸工況1 下多點(diǎn)系泊FPSO 和穿梭油輪的運(yùn)動響應(yīng)極值Table 10 Maximum response of multi-point mooring FPSO and shuttle tanker under off-loading condition 1

圖 7 不同吊掛方案和外輸工況2 下的FPSO 護(hù)舷壓力、旁靠纜張力極值Fig. 7 Maximum results of the fender pressure and alongside cable extension in different suspender schemes under off-loading condition 2

表 11 外輸工況2 下多點(diǎn)系泊FPSO 及穿梭油輪的運(yùn)動響應(yīng)極值Table 11 Maximum response of multi-point mooring FPSO and shuttle tanker under off-loading condition 2

圖 8 不同吊掛方案和外輸工況3 下的FPSO 護(hù)舷壓力、旁靠纜張力極值Fig. 8 Maximum results of the fender pressure and alongside cable extension in different suspender schemes under off-loading condition 3

表 12 外輸工況3 下多點(diǎn)系泊FPSO 及穿梭油輪的運(yùn)動響應(yīng)極值Table 12 Maximum response of multi-point mooring FPSO and shuttle tanker under off-loading condition 3

由研究結(jié)果可以看出：隨著旁靠纜重量增加，護(hù)舷壓力變化的規(guī)律不明顯，同時穿梭油輪相對運(yùn)動的響應(yīng)幅度減小；旁靠纜的重量增加一定程度上可降低穿梭油輪的運(yùn)動響應(yīng)，其中重量增加600%，則穿梭油輪相對FPSO 的縱蕩可減少50%，這可以認(rèn)為增加旁靠纜的重量對于降低穿梭油輪的運(yùn)動響應(yīng)效果不明顯。在外輸工況3 中，增加旁靠纜重量時可以減小旁靠纜張力，但是在外輸工況1 和工況2 中旁靠纜張力變化規(guī)律不明顯。若要使旁靠纜長度隨時與導(dǎo)纜孔間距相等，則需要對纜索進(jìn)行實(shí)時收放。

3.3 旁靠纜布置位置優(yōu)化

考慮到外輸過程中旁靠纜所受張力呈現(xiàn)出在艏艉兩端纜索及船舯分布不均勻的現(xiàn)象，本文研究考慮將旁靠纜對應(yīng)的FPSO 導(dǎo)纜孔位置移至船舯。圖9 為改變導(dǎo)纜孔坐標(biāo)前、后的示意圖。

圖10～圖12 分別為經(jīng)過優(yōu)化導(dǎo)纜孔位置后，基于3 種吊掛方案和3 種外輸工況且各旁靠纜均處于張緊狀態(tài)時的FPSO 護(hù)舷壓力、旁靠纜張力極值。表13～表15 分別給出了上述情況下的FPSO主要自由度運(yùn)動響應(yīng)極值以及穿梭油輪相對于FPSO 的運(yùn)動響應(yīng)極值。

圖 9 導(dǎo)纜孔位置改變前后的示意圖Fig. 9 Schematic diagram of the fairlead positions before and after atleration

圖 10 不同吊掛方案和外輸工況1 下的FPSO 護(hù)舷壓力、旁靠纜張力極值（優(yōu)化后）Fig. 10 Maximum results of the fender pressure and alongside cable extension in different suspender schemes under off-loading condition 1（after optimization）

圖 11 不同吊掛方案和外輸工況2 下的FPSO 護(hù)舷壓力、旁靠纜張力極值（優(yōu)化后）Fig. 11 Maximum results of the fender pressure and aongside cable extension in different suspender schemes under off-loading condition 2（after optimization）

圖 12 不同吊掛方案和外輸工況3 下的FPSO 護(hù)舷壓力、旁靠纜張力極值（優(yōu)化后）Fig. 12 Maximum results of the fender pressure and alongside cable extension in different suspender schemes under off-loading condition 3（after optimization）

表 13 外輸工況1 下多點(diǎn)系泊FPSO 及穿梭油輪的運(yùn)動響應(yīng)極值（優(yōu)化后）Table 13 Maximum response of multi-point mooring FPSO and shuttle tanker under off-loading condition 1（after optimization）

表 14 外輸工況2 下多點(diǎn)系泊FPSO 及穿梭油輪的運(yùn)動響應(yīng)極值（優(yōu)化后）Table 14 Maximum response of multi-point mooring FPSO and shuttle tanker under off-loading condition 2（after optimization）

表 15 外輸工況3 下多點(diǎn)系泊FPSO 及穿梭油輪的運(yùn)動響應(yīng)極值（優(yōu)化后）Table 15 Maximum response of multi-point mooring FPSO and shuttle tanker under off-loading condition 3（after optimization）

通過對比可看出，優(yōu)化后旁靠系泊系統(tǒng)能夠?yàn)榇┧笥洼喬峁└〉目v蕩、橫蕩和橫搖運(yùn)動響應(yīng)，且護(hù)舷和旁靠纜的受力更加均勻。

4 結(jié) 論

本文通過時域分析的方法，對在南海180°浪向海況200 m 水深作業(yè)的FPSO 多點(diǎn)系泊系統(tǒng)以及旁靠系統(tǒng)進(jìn)行了優(yōu)化，得到如下結(jié)論：

1） 由于系泊纜的重量及其分布對多點(diǎn)系泊系統(tǒng)產(chǎn)生了重要作用，且在該深度采用鋼纜—船鏈結(jié)構(gòu)系泊纜可以兼顧重量輕、張力和FPSO 運(yùn)動響應(yīng)小的特點(diǎn)，所以頂段系泊纜選用200 m 鋼纜，底部系泊纜采用316 m 船鏈的系泊纜結(jié)構(gòu)為最適合200 m 水深的多點(diǎn)系泊系統(tǒng)。

2） 在工況1 下，隨著旁靠纜重量的增加，護(hù)舷壓力趨于一致，受張力不均勻的影響，旁靠纜隨重量的變化特征不明顯。在外輸作業(yè)前到外輸作業(yè)期間這兩個狀態(tài)中，隨著旁靠纜重量的增加，穿梭油輪的橫搖幅值均呈現(xiàn)減小的趨勢，其運(yùn)動響應(yīng)幅值隨旁靠纜松弛長度的增加而增大。旁靠纜在完全張緊的狀態(tài)下，在所有情況下護(hù)舷壓力均有所提高，同時穿梭油輪縱蕩、橫蕩和縱搖的運(yùn)動幅度減小，并使旁靠纜張力和護(hù)舷壓力分布更加均勻，由此可以認(rèn)為旁靠纜重量的增加對于旁靠系統(tǒng)的系泊效率影響不明顯。

3） 將橫纜對應(yīng)的FPSO 導(dǎo)纜孔位置向船舯移動后，護(hù)舷和系泊纜的受力更加均勻，旁靠系泊系統(tǒng)能夠?yàn)榇┧笥洼喬峁└〉目v蕩，橫蕩和橫搖運(yùn)動響應(yīng)。