FPSO淺水流載荷實驗分析

易叢,王忠暢,李達,白雪平,陳紀軍,鄭文濤

FPSO淺水流載荷實驗分析

易叢1,王忠暢1,李達1,白雪平1,陳紀軍2,鄭文濤2

為了論證該預報流載荷的方法用于FPSO是否合適，采用風洞模型試驗方法，針對FPSO深、淺水中的流載荷進行了預報，與OCIMF、API結果進行對比，分析表明，OCIMF規范中統計分析對象為VLCC，與方形系數較大的FPSO船型間存在較大差異，彼此間流載荷也存在較大不同，特別是淺水區域。API規范中流力預報的方法適用于深水區域，對淺水區域流力存在預估值偏小的問題。

FPSO；流載荷；風洞試驗；淺水效應

浮式生產儲卸油系統(floating production storage and offloading system,FPSO)，同時具備生產、儲油、外輸等多種功能，具有很好的經濟性、可靠性、海域適應性,以及可重復利用性，成為當今海洋油氣開發的主流方式[1]。

目前，在我國渤海服役的FPSO工作水深范圍在30 m以內，屬于淺水。在對其錨泊系統進行設計時，有必要對作用于船體的流載荷做出準確評估。目前，常采用OCIMF規范中的流載荷系數或者API規范進行預報。考慮到OCIMF規范中統計分析對象為VLCC，其與方形系數較大的FPSO存在較大差異，尤其是在淺吃水工況下。因此，對其工程實用性及安全性，需進行論證。而API規范中流載荷預報結果與FPSO模型試驗中數據的差異，國內亦沒有相關文獻加以論述。

由于海流流速較小，對應FPSO實船Fr數較低。因水池拖曳存在興波干擾，故考慮采用疊模方法，針對FPSO深、淺水中的流載荷特性進行風洞模型試驗預報，并與OCIMF規范及API規范計算結果[2-3]進行比較，分析產生差異的原因及其淺水效應。

1 模型試驗方法

1.1 研究對象

研究對象為一艘15萬t級FPSO，模型縮尺比1∶180，見圖1。實船及模型主要參數參見表1。FPSO的吃水為14.5 m，研究水深包括100 m、30 m、18 m，對應水深吃水比分別為6.9，2.1，1.2。其中，參考PIANC定義可知[4]：當水深吃水比為6.9時，可認為是無限水深工況。

名稱實船模型(1∶180)垂線間長/m282．01．5667型寬/m 51．00．2833型深/m 20．60．1144滿載吃水/m14．50．0806

1.2 試驗方法

模型試驗在中國船舶科學研究中心大型低速風洞試驗室中進行。該風洞為閉口單回流式低速風洞，試驗段長8.5 m、高3 m、寬3 m。試驗風速3～93 m/s連續可調。

模型試驗采用常溫常壓拘束模測試試驗方法。模型按等縮尺比制作，采用重疊模設計，即模型關于水線面對稱，滿足幾何相似。船模流向角保持與實船情況相等，滿足運動相似。海流繞船體水下部分流動的相似特征參數主要包括弗勞德數(Fr)和雷諾數(Re)。根據海平面流速以及水下部分尺度，可知該Fr較小，可以忽略自由液面對流載荷的影響，即動力相似可僅考慮Re相似。在風洞試驗中，當Re達到一臨界值時，模型流載荷量綱一的量系數不再隨Re變化，在此條件下認為試驗近似滿足動力相似準則，測得的流載荷系數可外推到實船應用。在正式測試前先進行變風速試吹風試驗，根據海洋風環境模擬要求并綜合考慮模型、儀器設備的安全、數據有效性等選取適當的試驗風速。本試驗中，試驗Re為

式中：V為試驗風速；L為特征長度，取船模垂線間長1.566 7 m；υ為運動粘性系數，取1.556×10-5m2/s(按試驗期間風洞現場平均溫度25 ℃計)。

根據變風速試驗結果，最終選取試驗風速約為23 m/s，對應試驗Re為2.3×106，當試驗風速大于23 m/s時，模型流載荷量綱一的量系數保持穩定值。

模型試驗時，模型安裝在應變天平接頭上，使應變天平回轉中心與轉角機構中心線重合；控制轉角機構轉動則模型流向角相應變化，試驗風向角0°～180°，間隔15°。

變水深模擬：在風洞試驗段搭建上、下平臺，用于模擬海底，模型水線面位于上下地板的中心。通過調整上、下地板的高度實現水深的模擬。典型工況試驗照片見圖2。

風洞試驗模擬淺水流場是成熟的技術。如前所述，風洞試驗本身就是忽略傅汝德數，忽略自由液面對流載荷的影響，即動力相似可僅考慮雷諾數相似，考慮粘性效應，使試驗中的流場和實際的流場一致。因此風洞試驗不僅能夠成功模擬深水中船舶周圍的流場，也能夠模擬淺水中船舶周圍流場變化復雜的情況，體現淺水中船舶形狀阻力增加的情況。

1.3 坐標系與數據表達

為了數據表達的統一以及與OCIMF[2]結果進行比較，本次流載荷試驗采用坐標系o-xyz與OCIMF中一致，見圖3。坐標系原點o位于船體中縱剖面、中橫剖面(船體10站位置)以及水平面的交點，ox軸平行水平面指向船首，oz軸垂直水平面指向上方，oy軸根據右手法則確定。船體流載荷3個方向的力表示為：縱向力X沿ox軸方向，側向力Y沿oy軸方向，繞oz軸的力矩表示為N(偏航力矩)。定義ψ為流向角，其中：ψ=0°時船體順流，ψ=180°時船體逆流。

試驗測得的力、力矩采用下列無因次化形式來表達。

(1)

式中：ρ為試驗環境下的空氣密度，kg/m3；v為試驗參考風速，m/s；L為特征長度(取垂線間長)，m；T為吃水，m；Cx為x方向流力系數；X為x方向所受流力；Cy為y方向流力系數；Y為y方向所受流力；CN為Z方向所受力矩系數；N為z方向所受力矩。

2 試驗結果分析與討論

FPSO滿載時在深水及淺水(包括水深吃水比2.1和1.2兩個工況)中的模型試驗結果與OCIMF規范計算結果比較見圖4～6。由系列圖可見：

1)縱向力系數CX。

(1)無限水深下，風洞試驗結果與OCIMF規范趨勢大體一致，兩者主要差異為流向角90°附近工況。主要原因是：橫流時的縱向力系數大小取決于船體艏艉線型差異，一方面，由于FPSO比VLCC船型豐滿，方形系數較大，船體艏艉線型差異較小，整體上講，縱向力系數為小量；另一方面，可能是因為規范值為統計平均結果。

(2)對于FPSO，當水深吃水比為2.1時，縱向力系數隨流向角變化與深水中大體一致，差別主要體現為取得極值的流向角發生改變；風向角在60°～90°時有限水深的試驗值與OCIMF規范法結果方向反向，即出現了相位角的變化。這說明在淺水情況下，FPSO船型和OCIMF中油輪船型的區別導致流力方向的不同，船型對流力的影響較大。

(3)當水深吃水比為1.2時，縱向力系數趨勢不再與深水及規范一致。風向角在60°～90°時有限水深的試驗值與OCIMF規范法結果方向反向，即出現了相位角的變化。在風向角為45°時縱向系數還出現“奇異點”，和其他水深下成正弦變化的縱向力系數趨勢有明顯區別。這些現象充分體現了淺水FPSO船體周圍流動的復雜性及特殊性，有待進一步的分析研究。

(4)整體上講， FPSO縱向力系數隨著水深減小而增加。

2)側向力系數CY。

(1)無限水深下，風洞試驗結果與OCIMF規范趨勢一致，呈正弦變化；定量上，兩者存在較大差異： FPSO橫流時的側向力系數較規范結果增大。主要原因是由于FPSO與規范中的研究對象VLCC兩者間的船型差異(兩者B/T相差不大)所導致：相較于VLCC，FPSO方形系數較大，水下船型更為飽滿，橫向流動時在背流區將呈現更大的流動分離區域，由之導致形狀阻力增加(此時橫向摩擦阻力是小量)，使得橫向力系數增加。

(2)與無限水深工況不一致的是，當水深較淺時，船身周圍三維流動顯著，Y向流場對船型敏感性減弱，FPSO船型和油輪船型傾向于得到接近的側向力系數。在船型、水深因素綜合作用下，FPSO試驗的側向力系數增加，比OCIMF規范值略大。

(3)無論是OCIMF規范結果，還是風洞試驗結果，側向力系數隨水深減小而驟增，這主要是由于隨著水深減小，流場發生變化，船體周圍流速增加。

3)偏航力矩系數CN。

(1)無限水深下，風洞試驗結果與OCIMF規范趨勢大體一致，差別主要體現為取得極值的流向角略有變化，原因是由于船型差異導致的壓心變化所導致。

(2)與側向力系數一致，無論是OCIMF規范，還是風洞試驗結果，偏航力矩系數隨水深減小而增加。與OCIMF規范取得極值點的流向角一致所不同的是，FPSO在系列水深吃水比下的流向角發生改變。

進一步地，給出系列水深條件下FPSO吃水14.5 m時所受流載荷合力系數(Cx和Cy的合力)的試驗值、OCIMF規范及API規范三者的比較，見圖7。

API流力計算公式適用于深水，各項系數和水深沒有函數關系。OCIMF流載荷取深水工況下實驗數據。經分析，對于流載荷合力系數峰值，OCIMF及API規范，相較于深水試驗值偏小約35.1%及18.2%；特別地，基于API規范預報得到的流載荷合力系數僅為18 m水深試驗值的1/3。因此，針對FPSO錨泊系統設計時，采用規范方法預報得到的流載荷系數需慎用。

4 結論

1)OCIMF是基于油輪線型給出流力的計算方法。FPSO船體較為肥大，與油輪存在差異。因此，盡管OCIMF流力預報值和本次風洞試驗流載荷體現了相同的“縱向力系數、側向力系數及偏航力矩系數隨水深減小顯著增大”的趨勢，但是OCIMF流力計算方法在應用于FPSO流力預報時，存在局限性，特別在淺水區域，體現在：淺水中， FPSO典型工況下的縱向力系數與OCIMF規范結果相差較大，風向角在60°～90°時有限水深

的試驗值與OCIMF規范法結果方向反向，在風向角為45°時縱向系數還出現“奇異點”。

2)API的流載荷預報方法是基于深水海域的流力預報。通過FPSO所受流載荷合力系數的試驗值、API規范流力計算值的比較，基于API規范預報得到的流載荷合力系數僅為18 m水深試驗值的1/3。因此，淺水中針對FPSO錨泊系統設計時，采用API規范方法預報得到的流載荷系數偏小，需慎用。

[1] 袁中立，李春.FPSO的現狀與關鍵技術[J].石油工程建設，2005,31(6)：24-29.

[2] OCIMF. Prediction of wind and current loads on VLCCs[C]. Oil Companies International Marine Forum (OCIMF), Edition 2,1994.

[3] API rule. Design and analysis of stationkeeping systems for floating structures. RECOMMENDED PRACTICE 2SK 3rd ed. OCTOBER2005.

[4] 肖龍飛，楊建民，胡志強.極淺水單點系泊FPSO低頻響應分析[J].船舶力學，2010，14(4):372-378.

[5] 桂龍,唐友剛,秦堯,等.淺水FPSO限位作業系泊分析[J].海洋工程,2014,32(3):28-35.

(1.中海石油研究總院，北京 100027；2.中國船舶科學研究中心，江蘇 無錫 214082)

Current Load Analysis of FPSO in Shallow Water Based on Model Test

YI Cong1, WANG Zhong-chang1, LI Da1, BAI Xue-ping1, CHENG Ji-jun2, ZHENG Wen-tao2

(1.CNOOC Research Institute, Beijing 100027, China;2.China Ship Scientific Research Center, Wuxi Jiangsu 214082, China)

In order to evaluate whether the method is suitable for FPSO, the wind tunnel model test was conducted. The current load of FPSO in different water depth was measured and compared with data gotten by OCIMF and API calculation. The results indicated that the current force evaluate method based on OCIMF is not proper for FPSO as the difference between FPSO hull and oil tanker hull, especially in shallow water. It was also indicated that the current force evaluate method based on API rules is good for deep water but is too small for shallow water condition.

FPSO; current load; wind tunnel test; shallow water effect

10.3963/j.issn.1671-7953.2017.01.035

2016-05-23

易叢(1982—)，女，碩士，高級工程師研究方向:浮托安裝、FPSO浮體性能等

P751

A

1671-7953(2017)01-0141-04

修回日期：2016-06-12