浮式液化天然气储存装置单点系泊水动力特性分析＊

谢志添 杨建民 胡志强 谢 彬 王俊荣

（1.上海交通大学 上海 200240； 2.中海油研究总院 北京 100028）

谢志添，杨建民，胡志强，等.浮式液化天然气储存装置单点系泊水动力特性分析［J］.中国海上油气，2015，27（1）：96-101.

近年来，浮式液化天然气储存装置（FLNG）在深水海域的应用有效地避免了管道铺设所面临的技术难题，已成为开发大型油气区以及深水气田开发可替代方案［1-4］。FLNG船体通常设计为类似于FPSO的船型结构，但FLNG拥有更大的排水体积以及液化天然气舱［5］，同时由于天然气处理工艺的特殊性，安装于上甲板的液化工艺设备有着不同于其他船型的设计布局，因此对直接影响工艺设备工作效率和安全性的FLNG水动力性能有着更加严格的要求。舱内液体晃荡对FLNG浮体运动的影响已引起许多人的关注，如Nam等［6-7］通过模型试验获得了在不同液体装载水平、不同波频波幅下FLNG的运动响应，其试验结果和计算结果吻合较好；Nasar等［8］通过模型试验得出如下结论：在规则波激励下，舱内液体晃荡表现出非线性特征。

FLNG单点系泊系统性能是影响FLNG安全生产、生存的关键技术之一，它可以使FLNG船体在环境载荷的作用下进行自由转动，以规避恶劣环境对船体带来的负面影响，这就是风标效应的作用［9］。因此，在极限海况下FLNG单点系泊系统的安全性应更加关注。笔者以中海油研究总院和中国船舶及海洋工程设计研究院共同设计的计划作业于南海1 500 m水深海域的一艘单点系泊FLNG设计方案为对象，开展了水池模型试验和数值计算研究，通过模型试验获取了FLNG水动力性能结果，并在频域和时域范围对FLNG水动力特性以及舱内液体晃荡对其的影响进行了研究，重点分析了单点系泊条件下FLNG的水动力性能以及极限海况下单点系泊系统的安全性，以期为未来FLNG的自主设计提供借鉴。

1 FLNG水池模型试验

1.1 FLNG船体

所设计的FLNG计划作业于中国南海海域，作业水深为1 500 m，水池试验模型缩尺比选为1∶60，以75%装载状态作为研究装载状态，FLNG船体相关参数见表1，结构设计见图1。试验分固体和液体2种装载方式，以研究FLNG液化天然气舱内液体晃荡对船体运动的影响。

表1 FLNG船体基本参数Table 1 Principal scantlings of the FLNG vessel

图1 FLNG船体结构设计图Fig.1 Blueprint of the FLNG vessel

1.2 系泊系统

所设计的FLNG其系泊系统选用的锚链分3组，每组6根，总计18根，锚链顶端的预张力为5 000 k N。FLNG锚链原设计参数见表2，锚链布置见图2。此外，为了降低建造成本，在满足安全系数的前提下，提出对现有系泊系统进行优化，将原方案中每组锚链数目减少1根，同时锚链各段长度、轴向刚度以及海底锚泊点位置均有不同程度调整，但锚链各段材质、破断载荷、外径和水下重度均保持不变。FLNG锚链优化后参数见表3。

表2 FLNG锚链原设计参数Table 2 Parameters of the FLNG mooring lines for prototype design

图2 FLNG锚链布置示意图Fig.2 Sketch map of the FLNG mooring lines arrangement

表3 FLNG锚链优化后参数Table 3 Parameters of the FLNG mooring lines for optimization design

1.3 海洋环境条件

试验共采用了3种不规则波，不规则波采用JONSWAP谱，作业工况下（一年一遇季风）的谱峰因子γ=2.0，生存工况下（百年一遇台风）的谱峰因子γ=2.4，风浪流方向组合为风180°、浪150°、流180°。所选取的南海不规则波海洋环境参数见表4，FLNG试验模型见图3。

表4 本文所选取的南海不规则波海洋环境参数Table 4 Irregular sea conditions in South China Sea selected in this paper

图3 FLNG试验模型示意图Fig.3 Sketch map of the FLNG vessel in model test

2 试验结果分析

水池模型试验和数值计算均模拟了对应于实际海况3 h（模型试验24 min）下的环境条件，获得了FLNG船体在相应海况下的六自由度运动时历以及系泊锚链顶端张力时历。

2.1 频域分析

在白噪声试验中，对固体装载和液体装载的FLNG水动力特征进行了模拟。FLNG采用水平系泊方式，模拟了180°和150°两个方向上的波浪。通过数据处理，得到了FLNG在150°波浪下的横摇以及在180°波浪下的纵摇、垂荡运动的幅值响应算子，其结果见图4。

图4 在白噪声海况下FLNG运动幅值响应算子Fig.4 FLNG motion response amplitude operation in condition of white noise sea state

由图4a可以看出：在固体装载条件下，FLNG的横摇运动在波浪周期25 s附近表现出了显著的响应；在液体装载条件下，FLNG横摇运动的响应峰值为固体装载时的47.4%，这说明舱内液体晃荡使得该型FLNG的横摇运动在波频范围表现出较固体装载更小的运动响应。需要注意的是，在2种装载条件下，FLNG的横摇运动在波浪周期40～60 s范围内都存在一定的运动响应特性，这是与传统FPSO所不同的。因此，在实际海况中，该型FLNG的横摇运动会表现出一定的低频响应特性，这和FLNG巨大的排水体积和水线面积有一定的联系。

由图4b、c可以看出：舱内液体晃荡对该型FLNG的纵摇和垂荡运动的影响较小。这是因为：对于纵摇运动，纵向布置的多个液舱能够显著削弱舱内液体的晃荡对纵摇运动带来的影响；对于垂荡运动，船体排水量和水线面积起着主要作用，与装载条件关系很小。因此，舱内液体晃荡对该型FLNG的横摇运动影响较大，对纵摇和垂荡运动影响较小。

通过数值计算软件SESAM对FLNG船体进行数值建模，在同样条件下对75%固体载况下FLNG水动力性能进行计算，获得了该载况下的幅值响应算子RAO，并与相应模型试验结果进行了比较，如图5所示。从图5可以看出，数值计算结果和模型试验结果吻合较好，表明该FLNG数值模型可以为之后的数值计算提供较好的基础。

2.2 运动时历分析

水池模型试验模拟了南海百年一遇台风的海洋环境条件，采集了单点系泊下的FLNG船体六自由度运动时历，在时域范围对FLNG水动力特性以及舱内液体晃荡带来的影响进行了研究。

为了维持作业效率，FLNG在一年一遇季风条件下通常会进行正常的生产作业，因此在该条件下FLNG水动力性能（尤其是横摇运动）对生产设备的安全性有着至关重要的影响。一年一遇和百年一遇海况下FLNG模型试验运动时历统计结果分别见表5、6。同时对固体装载的FLNG进行了数值时历计算，获得了六自由度运动时历。受篇幅所限，这里仅给出了百年一遇海况下FLNG固体装载下运动时历数值计算结果，如表7所示。

由表5可以看出：在固体装载条件下，FLNG在一年一遇海况下的横摇运动幅值的标准差为0.08°；在液体装载条件下，FLNG在一年一遇海况下的横摇运动幅值的标准差为0.14°，较固体装载结果有显著提升。舱内液体晃荡对FLNG的其他运动响应的影响较小，和频域分析结果相一致。

图5 在白噪声海况下FLNG模型试验和数值计算的运动幅值响应算子Fig.5 FLNG motion response amplitude operation by model test and numerical calculation in condition of white noise sea state

由表6可以看出：在百年一遇海况下，FLNG在2种装载下的六自由度运动均较一年一遇季风条件有着显著的提升。艏摇运动幅值在百年一遇海况下显著增加，说明了该型FLNG在该恶劣海况下的风标效应有所减弱，进而带来了更大的船体和浪向间的夹角，加剧了横摇运动的响应。在固体装载条件下，FLNG横摇运动幅值的标准差为0.73°；在液体装载条件下，FLNG横摇运动幅值的标准差为0.50°，较固体装载结果有明显下降。舱内液体晃荡在百年一遇海况下对该型FLNG起到了减摇的作用，这和频域分析得到的结果相一致，和一年一遇季风条件下的时历统计结果相反。FLNG横摇运动和舱内液体晃荡相互耦合，表现出非线性响应特征，与此同时，舱内液体晃荡的周期和相位又与不同海况下的波浪周期和相位相关联。所以，在上述2种海况条件下，舱内液体晃荡对该型FLNG横摇运动的影响呈现出不同的影响趋势，其具体原因还需要在今后加以深入研究。需要注意的是，显著增加的环境载荷和因此削弱的船体风标效应共同作用使得船体表现出较为明显的水平慢漂运动，因此对系泊系统的水平刚度和单根缆的强度提出了较高的要求。

由表7可以看出：FLNG75%的固体载况在南海百年一遇海况下六自由度运动时历统计的数值计算和模型试验结果吻合较好，表明该FLNG数值模型可为之后的时域计算提供较好的基础。

表5 一年一遇海况下FLNG模型试验运动时历统计结果Table 5 Motion time series of FLNG model test in condition of the 1-year return sea state

表6 百年一遇海况下FLNG模型试验运动时历统计结果Table 6 Motion time series of FLNG model test in condition of the 100-year return sea state

表7 百年一遇海况下FLNG固体装载下运动时历数值计算结果Table 7 Motion time series by numerical caculation for FLNG with solid loads in condition of the 100-year return sea state

2.3 系泊缆张力时历分析

通过数值计算软件SESAM对所设计的FLNG进行数值建模和系泊缆张力时历计算，获得了百年一遇海况下锚链顶端载荷的时历数据，同时提出了系泊系统的优化方案，利用校正过的数值模型对该方案进行数值计算，并对其在极限海况下的安全性进行了讨论。这里选取了承受载荷最大的缆绳（为图2中缆编号16）作为分析对象，原设计FLNG锚链顶端载荷试验时历最大值、最小值、平均值分别为8.16、2.60、5.58 MN；数值计算时历最大值、最小值、平均值分别为8.30、3.37、5.54 MN，优化后锚链顶端载荷数值计算最大值、最小值、平均值分别为8.61、3.45、5.75 MN。

在原设计中，系泊缆的破断载荷为19.29 MN，百年一遇海况下系泊锚链顶端最大载荷的模型试验结果和数值计算结果分别为8.16 MN和8.30 MN，在这种极限海况下，原设计系泊方案能够满足安全系数为2.32的要求。优化方案的锚链顶端最大载荷的数值计算结果为8.61 MN，较原设计方案大，在这种极限海况下也能够满足安全系数为2.24的要求。考虑到FLNG作业海域的水深，较长的锚链将导致其高昂的建造单价，所以本文提出的系泊系统优化方案在满足一定安全裕度的条件下能够通过减少系泊锚链数目显著地降低建造成本，这对现阶段FLNG的自主设计提供了一定的参考依据。

3 结论及建议

1）水池模型试验和数值计算表明，所设计的计划作业于南海1 500 m水深海域的FLNG的横摇运动在低频范围有较为明显的运动响应特性，建议在今后的研究中要对该型FLNG的横摇运动低频响应多加关注。

2）在频域分析中，舱内液体晃荡使得所设计的FLNG的横摇运动在波频范围表现出较固体装载更小的运动响应；在时域分析中，舱内液体晃荡在南海一年一遇海况下加剧了该型FLNG的横摇运动，在百年一遇海况下削弱了该型FLNG的横摇运动，其具体原因还有待今后加以研究。

3）舱内液体晃荡对所设计的FLNG的纵摇、垂荡、纵荡、横荡以及艏摇运动影响较小。

4）本文提出的系泊系统优化方案在满足一定安全裕度的条件下能够通过减少系泊锚链数目显著地降低建造成本，这对现阶段FLNG的自主设计提供了一定的参考依据。

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