基于準(zhǔn)動態(tài)模型的提油作業(yè)拖輪適用性分析

張明霞，劉鎮(zhèn)方，裴 斐，林 焰

(大連理工大學(xué) 船舶工程學(xué)院，遼寧 大連 116024)

基于準(zhǔn)動態(tài)模型的提油作業(yè)拖輪適用性分析

張明霞，劉鎮(zhèn)方，裴 斐，林 焰

(大連理工大學(xué) 船舶工程學(xué)院，遼寧 大連 116024)

目前，由于串靠外輸方式具有對船舶噸位差異及裝載狀況要求小、海況適應(yīng)力強(qiáng)、系泊力小、解脫迅速等優(yōu)點(diǎn)，而被廣泛運(yùn)用于浮式生產(chǎn)儲卸油平臺(FPSO)外輸作業(yè)中。串靠提油作業(yè)時，位于穿梭油輪尾部的拖輪能夠提供的最大有效拖力直接影響到了作業(yè)的安全性。為完善串靠提油作業(yè)時所需拖輪拖力的研究，提出更加合理的拖輪選型理論依據(jù)，就需要對拖力進(jìn)行數(shù)值計算。首先，對FPSO與穿梭油輪串靠外輸系統(tǒng)繞系泊單點(diǎn)旋轉(zhuǎn)時所受風(fēng)、浪、流等環(huán)境載荷進(jìn)行全面考慮，建立了準(zhǔn)動態(tài)受力平衡模型；然后，運(yùn)用經(jīng)驗(yàn)公式及AQWA軟件計算出環(huán)境載荷大小，并依據(jù)計算結(jié)果擬合出環(huán)境載荷曲線；最后，配合受力平衡方程求解出能夠保障作業(yè)安全進(jìn)行所需的最小拖力。依照此方法計算所得拖力選取的拖輪能夠兼顧作業(yè)安全性和使用經(jīng)濟(jì)性。

浮式生產(chǎn)儲卸油平臺；串靠外輸；穿梭油輪；拖輪；環(huán)境載荷；安全作業(yè)

Abstract: At present, the offloading in tandem between FPSO and shuttle tanker, which needs little mooring force and can well adapt to different ship tonnages, loading conditions and complexity of the marine environment, has been widely used. During the offloading operation in tandem, the maximum available towing force, provided by the stern tug, has immediate impact on operation safety. In order to perfect the study of required towing force in offloading operation in tandem and put forward a more reasonable theoretical basis for tug selection, the towing force is calculated in this paper. Environmental loads, such as winds, waves and flow, are comprehensively considered, while FPSO and shuttle tanker are circling around the single point. A quasi dynamic equilibrium model is set up and the value of environmental loads is obtained by use of empirical formulas and AQWA-Workbench tools. Finally, by fitting the environmental load curves and using force balance equations, the required minimum towing force for operation safety is calculated. Both operational safety and economical efficiency can be aligned by this towing force to select tug.

Keywords: FPSO; offloading in tandem; shuttle tanker; tug; environmental loads; safety operation

近年來海洋石油開發(fā)事業(yè)發(fā)展迅速，由于浮式生產(chǎn)儲卸油平臺(floating production storage and offloading units，簡稱FPSO)具有適應(yīng)水深范圍廣、抗風(fēng)浪能力強(qiáng)、建造成本低、建設(shè)周期短、機(jī)動性強(qiáng)、可重復(fù)使用、風(fēng)險小等特點(diǎn)，被廣泛運(yùn)用于油田開發(fā)中[1]。目前，串靠外輸是最常見的FPSO外輸方式。進(jìn)行靠泊時，穿梭油輪一般空載前往FPSO提油，此時穿梭油輪吃水較淺，水面以上的受風(fēng)面積較大，有海浪時風(fēng)、浪、流等環(huán)境因素可能會造成油輪無法有效進(jìn)行系泊作業(yè)[2]。FPSO與穿梭油輪二者之間過大的相對運(yùn)動更是會引起碰撞等事故[3]，從而影響作業(yè)的順利進(jìn)行。為保證作業(yè)的安全，整個輸油過程中位于穿梭油輪尾部的拖輪應(yīng)始終保持拖帶狀態(tài)[4]，并及時根據(jù)環(huán)境載荷的改變調(diào)整拖帶的方向和拖力大小，使FPSO與穿梭油輪保持在串系的相對位置。計算出保障安全作業(yè)所需的最大拖力，能為拖輪選型提供理論依據(jù)，兼顧著安全性與經(jīng)濟(jì)性[5]。但目前已有的拖力計算模型對環(huán)境載荷的考慮不夠全面，對此作出了改進(jìn)，提出更加合理的受力模型與計算方法，并進(jìn)行了拖力的計算與對比。

1 系統(tǒng)模型與作業(yè)環(huán)境參數(shù)

1.1系統(tǒng)模型

如圖1所示，在海流變化的過程中，F(xiàn)PSO隨海流方向的改變而轉(zhuǎn)動，穿梭油輪也受到環(huán)境載荷作用而轉(zhuǎn)動。在外載荷所用下，二者轉(zhuǎn)動幅值不同，導(dǎo)致了二者中心線之間會出現(xiàn)夾角。若夾角過大，會造成作業(yè)風(fēng)險上升，因此使用拖輪在穿梭油輪尾部施加拖力以保證穿梭油輪與FPSO艏向保持一致。FPSO提油作業(yè)過程某一時刻示意圖見文獻(xiàn)[5]。

1.2FPSO、穿梭油輪主尺度參數(shù)及海區(qū)環(huán)境參數(shù)

某FPSO主尺度參數(shù)如表1所示，某穿梭油輪的主尺度參數(shù)及作業(yè)海區(qū)參數(shù)見文獻(xiàn)[5]。

圖1 FPSO單點(diǎn)系泊與穿梭油輪旋轉(zhuǎn)示意Fig. 1 FPSO and shuttle tanker circling model

要素名稱數(shù)值垂線間長Lpp/m282．0型寬B/m51型深D/m20．6設(shè)計吃水T/m14．5排水量/t201287

1.3系統(tǒng)力學(xué)模型

提油作業(yè)過程中，F(xiàn)PSO與穿梭油輪系統(tǒng)受到風(fēng)、浪、流等外載荷的作用，在此定義風(fēng)浪同向，為保證FPSO與穿梭油輪系統(tǒng)繞系泊單點(diǎn)轉(zhuǎn)動的過程中處于平衡狀態(tài)，尾部拖輪應(yīng)對穿梭油輪施加一定拖力。力學(xué)模型如圖2所示。要實(shí)現(xiàn)FPSO與穿梭油輪的相對位置不變，使二者中心線之間夾角始終保持在安全作業(yè)允許的范圍內(nèi)，則要保證系統(tǒng)的受力平衡。

圖2 準(zhǔn)動態(tài)力學(xué)模型Fig. 2 Quasi-dynamic mechanical model

文獻(xiàn)[5]中運(yùn)用的力學(xué)模型僅考慮了穿梭油輪與FPSO發(fā)生偏移后某一靜態(tài)情況下穿梭油輪的受力平衡。既未考慮作業(yè)系統(tǒng)所受流載荷的情況，又未考慮系統(tǒng)隨流向轉(zhuǎn)換而產(chǎn)生的動態(tài)旋轉(zhuǎn)的過程，因此將其稱作靜態(tài)模型。

這里所建立的力學(xué)模型考慮了作業(yè)系統(tǒng)隨流向轉(zhuǎn)換而繞系泊單點(diǎn)發(fā)生旋轉(zhuǎn)的動態(tài)過程，但未考慮旋轉(zhuǎn)時系統(tǒng)的加速度及FPSO與穿梭油輪之間的動態(tài)耦合。因本模型并沒有完全模擬出作業(yè)系統(tǒng)動態(tài)運(yùn)動的過程，所以將其命名為準(zhǔn)動態(tài)模型。

FPSO對縱軸x'軸和橫向y'軸的合力應(yīng)等于零，F(xiàn)PSO繞系泊單點(diǎn)旋轉(zhuǎn)的合力矩也應(yīng)等于零：

即，

其中，

式中：T0為系泊單點(diǎn)對FPSO作用力的縱向分量；T1為系泊單點(diǎn)對FPSO作用力的橫向分量；T2為纜繩對FPSO的作用力大??；F風(fēng)F，F(xiàn)浪F，F(xiàn)流F分別為風(fēng)、浪、流載荷對FPSO的作用力大??；M風(fēng)F，M浪F，M流F分別為風(fēng)、浪、流載荷作用于FPSO的轉(zhuǎn)矩，順時針為正值；ε，ν，λ分別為風(fēng)浪方向、海流方向、纜繩方向與FPSO中心線所成夾角；L0，L1，L2分別為系泊單點(diǎn)至FPSO船首、FPSO船首至重心、FPSO重心至船尾的距離。

穿梭油輪對縱軸x軸和橫向y軸的合力應(yīng)等于零，穿梭油輪繞重心旋轉(zhuǎn)的合力矩也應(yīng)等于零：

即，

其中，

式中：T2為纜繩對穿梭油輪的作用力大?。籉風(fēng)，F(xiàn)浪，F(xiàn)流分別為風(fēng)、浪、流載荷對穿梭油輪的作用力大小；M風(fēng)，M浪，M流分別為風(fēng)、浪、流載荷作用于穿梭油輪的轉(zhuǎn)矩，順時針為正值；θ，η，α，β分別為風(fēng)浪方向、海流方向、尾拖輪拖曳方向、纜繩方向與穿梭油輪中心線所成夾角；L3，L4分別為穿梭油輪船首至重心、穿梭油輪重心至船尾的距離。式(1)、(2)、(4)、(5)為力、力矩平衡方程。

在給定的環(huán)境條件下，F(xiàn)PSO與穿梭油輪所受環(huán)境載荷作用力與轉(zhuǎn)矩可以求出，那么在已知風(fēng)浪向角ε、θ，流向夾角ν、η，以及FPSO、穿梭油輪中心線與纜繩之間的夾角λ、β的情況下，可求得尾拖輪拖力的橫向分量sinαT拖。此時，若指定尾拖輪拖力的縱向分量cosαT拖的大小，則可求出尾部拖輪拖力T拖。

1.4計算工況的設(shè)定

實(shí)際作業(yè)過程中，F(xiàn)PSO與穿梭油輪會隨流向的轉(zhuǎn)換而繞系泊單點(diǎn)發(fā)生轉(zhuǎn)動，作業(yè)區(qū)域海流方向一日之內(nèi)會轉(zhuǎn)向一至兩次[6]，而風(fēng)浪方向不會在短期內(nèi)發(fā)生較大變化，所以在FPSO與穿梭油輪隨流向轉(zhuǎn)動的過程中會與風(fēng)浪方向形成不同的夾角。當(dāng)λ與β大小相等時，F(xiàn)PSO與穿梭油輪中心線方向一致，此時若有橫向較大的風(fēng)浪，要保證作業(yè)安全，穿梭油輪所需提供的拖力最大。

因此，設(shè)定最危險工況為：FPSO、穿梭油輪中心線方向一致，海流速度為海區(qū)指定流速，風(fēng)級為該海區(qū)允許提油作業(yè)的最大風(fēng)級(7級)，浪為該風(fēng)級長期作用下的成熟波浪(最大浪高3.5 m)，風(fēng)浪方向一致，并且橫向(即ε=90°、θ=90°)作用于FPSO及穿梭油輪。

文獻(xiàn)[5]中設(shè)定最危險工況為風(fēng)浪向角為60°，文中所設(shè)定的作業(yè)工況更為極端。

2 環(huán)境參數(shù)與環(huán)境載荷計算

2.1風(fēng)載荷計算

風(fēng)載荷計算采用由OCIMF提出，現(xiàn)被中國船級社翻譯《系泊設(shè)備指南》[7]中的方法：見式(7)、(8)、(9)所示。

縱向風(fēng)壓力：Fx=0.5CxwdVw2Ax

(7)

橫向風(fēng)壓力：Fy=0.5CywdVw2Ay

(8)

風(fēng)轉(zhuǎn)矩：Mz=0.5CzwdVw2AyL

(9)

式中：Cxw為縱向風(fēng)力阻尼系數(shù)；Cyw為橫向風(fēng)力阻尼系數(shù)；Czw為風(fēng)力首搖轉(zhuǎn)矩系數(shù)；d為空氣密度，1.29 kg/m3；Vw為設(shè)計風(fēng)速，m/s；Ax為船體水面以上縱向受風(fēng)面積，m2；Ay為船體水面以上橫向受風(fēng)面積，m2。風(fēng)力阻尼系數(shù)Cxw、Cyw和Czw根據(jù)風(fēng)向角、裝載狀況及船艏形狀得到。依據(jù)《系泊設(shè)備指南》提供圖譜查得FPSO設(shè)計吃水、穿梭油輪滿載及壓載狀態(tài)的風(fēng)力阻尼系數(shù)[8]。其中，F(xiàn)PSO設(shè)計吃水與穿梭油輪滿載狀態(tài)風(fēng)力阻尼系數(shù)相同，詳細(xì)數(shù)值如表2、3所示。

FPSO吃水：14.50 m；穿梭油輪滿載吃水：12.80 m；穿梭油輪壓載吃水：7.964 m；

縱向Ax=367.8 m2；縱向Ax=544.8 m2；縱向Ax=629 m2；

橫向Ay=2 066.4 m2；橫向Ay=2 239 m2；橫向Ay=2 808.4 m2。

表2 FPSO/穿梭油輪滿載風(fēng)力阻尼系數(shù)Tab. 2 Wind coefficients of FPSO/ loaded shuttle tanker

表3 穿梭油輪壓載風(fēng)力阻尼系數(shù)Tab. 3 Wind coefficients of ballasted shuttle tanker

根據(jù)上述算式依次計算出,5、6、7三種風(fēng)級(即風(fēng)速為9.4 m/s、12.3 m/s、15.5 m/s)條件下，穿梭油輪滿載、壓載狀態(tài)，以及FPSO設(shè)計吃水狀態(tài)下所受風(fēng)載荷。

2.2波浪載荷計算

對FPSO所受波浪載荷的處理方式與文獻(xiàn)[5]相同，采用AQWA-Workbench平臺對FPSO及穿梭油輪進(jìn)行波浪載荷計算，文獻(xiàn)[5]中已詳細(xì)敘述了操作設(shè)置過程并提供了穿梭油輪波浪載荷的計算結(jié)果。僅列出對FPSO進(jìn)行網(wǎng)格劃分、計算輸入波浪角、頻域計算結(jié)果的截圖，以及對時域結(jié)果統(tǒng)計分析得出的FPSO所受波浪載荷結(jié)果。

首先對FPSO進(jìn)行幾何建模和網(wǎng)格劃分，如圖3所示。隨后輸入STAR-CCM+計算所得的曳力系數(shù)及需要計算的波浪角度(共10個角度，分別從0°到90°，間隔為10°)，如圖4所示。

圖3 FPSO網(wǎng)格劃分Fig. 3 Mesh generation of FPSO

圖4 FPSO波浪力計算輸入波浪角Fig. 4 Input wave angle of FPSO

對兩個海域(水深:20.1 m、18.0 m)中三種波高(3.5 m、3 m、2.5 m)分別進(jìn)行頻域計算，其中海域1(水深：20.1 m)中波高為3.5 m時的結(jié)果如圖5所示。

圖5 海域1中波高為3.5 m時的頻域計算結(jié)果Fig. 5 Frequency domain calculation results of wave height 3.5 m in sea area 1

頻域模塊在FPSO模型網(wǎng)格上計算了繞射力和輻射力，隨后將計算結(jié)果傳遞給時域模塊。在時域模塊中輸入波高、極限頻率、譜峰影響因子等參數(shù)，然后計算出3 000 s內(nèi)FPSO所受漂移力。對時域數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計分析，得到FPSO所受波浪載荷。

2.3流載荷計算

流載荷計算使用中國船級社的規(guī)范《系泊設(shè)備指南》[7]中的方法：見式(10)、(11)、(12)所示。

縱向流力：Fx=0.5CxcρVc2LppT

(10)

橫向流力：Fy=0.5CycρVc2LppT

(11)

流轉(zhuǎn)矩：Mz=0.5CzcρVc2Lpp2T

(12)

式中：Cxc為縱向流力阻尼系數(shù)；Cyc為橫向流力阻尼系數(shù)；Czc為流力首搖轉(zhuǎn)矩系數(shù)；ρ為海水密度，1.025×103kg/m3；Vc流速，m/s；Lpp為垂線間長，m；T為平均吃水，m。系數(shù)Cxc、Cyc和Czc根據(jù)流向角、水深吃水比及船艏形狀得到?！断挡丛O(shè)備指南》按照水深吃水比1.05、1.10、1.20、1.50、3.00、大于6.00(深水)依次給出流力阻尼系數(shù)圖譜。當(dāng)水深吃水比與上述數(shù)值不同時，采用線性內(nèi)插決定流力阻尼系數(shù)[7]。

根據(jù)FPSO、穿梭油輪與海域資料數(shù)據(jù)信息，得出FPSO與穿梭油輪的水深吃水比如表4所示。

表4 FPSO、穿梭油輪水深吃水比(H/T)Tab. 4 Ratio of water depth to draft between FPSO and shuttle tanker

注：H為海域水深。

采用線性內(nèi)插法得到流力阻尼系數(shù)如表5～7所示。

根據(jù)上述公式依次計算出流速為1.029 m/s(2 kn，海域1)、1.286 m/s(2.5 kn，海域2)時，穿梭油輪滿載、壓載狀態(tài)，以及FPSO設(shè)計吃水狀態(tài)下所受流載荷。

表5海域1(H=20.1m)穿梭油輪滿載流力阻尼系數(shù)

Tab.5Currentdragforcecoefficientsofloadedtankerinseaarea1

流向夾角ν/(deg)CxcCycCzc0-0．03620．00000．000010-0．03230．24350．045720-0．01930．59360．1107300．04020．89140．1560400．11041．13620．1780500．10381．30220．1626600．04331．44050．1238700．02191．55090．0783800．01771．60710．0197900．02231．6349-0．0359

表6海域1(H=20.1m)穿梭油輪壓載流力阻尼系數(shù)

Tab.6Currentdragforcecoefficientsofballastedtankerinseaarea1

流向夾角η/(deg)CxcCycCzc0-0．44340．00000．000010-0．49070．06210．012620-0．51790．16550．027430-0．51870．28960．041140-0．42530．43020．052150-0．28910．55440．059760-0．13210．66740．060370-0．02440．74050．0466800．06350．77910．0219900．13010．7915-0．0044

圖6 海域2中FPSO所受流載荷橫向分量隨流載荷方向變化曲線Fig. 6 The transverse component curves of load current with changing load direction in FPSO

為驗(yàn)證線性內(nèi)插得到的流阻尼系數(shù)代入公式中求解流載荷數(shù)值的準(zhǔn)確性，本文運(yùn)用STAR CCM+對設(shè)計吃水狀態(tài)下的FPSO在海域2(水深18 m、流速1.286 m/s)中所受流載荷進(jìn)行數(shù)值求解，并和上述公式計算方法所得結(jié)果進(jìn)行了對比，其中海域2中FPSO所受流載荷橫向分量如圖6所示。

由圖6可以看出，采用《系泊設(shè)備指南》公式與STAR CCM+數(shù)值分析所得流載荷結(jié)果，隨流載荷與FPSO中縱剖面夾角度數(shù)變化呈現(xiàn)一致的變化趨勢。當(dāng)流載荷與FPSO中縱剖面夾角小于50°時，公式計算流載荷略大于STAR CCM+計算結(jié)果；當(dāng)夾角大于50°時，公式計算流載荷略小于STAR CCM+計算結(jié)果；當(dāng)夾角50°時，公式計算流載荷與STAR CCM+計算結(jié)果近似相等。

由于采用《系泊設(shè)備指南》公式與STAR CCM+計算流載荷結(jié)果相近，所以通過內(nèi)插法得到流力阻尼系數(shù)求解流載荷的計算方法是可靠的。

3 所需拖力計算

聯(lián)立平衡方程組(2)、(5)可得

式(13)等號左右兩端分別是流載荷與風(fēng)浪載荷構(gòu)成的力矩多項式，將上節(jié)2中計算的環(huán)境載荷代入，可得到不同角度(來流角度、來風(fēng)來浪角度)下流載荷、風(fēng)浪載荷力矩多項式的數(shù)值大小。

以環(huán)境載荷與中縱剖面夾角為橫軸，力矩為縱軸繪制出流載荷、風(fēng)浪載荷力矩多項式隨角度變化的曲線(同時為便于讀值求解，擬合出數(shù)據(jù)對應(yīng)的高次方程及曲線，下文處理方法相同。)以海域1，7級風(fēng)，波高3.5 m，穿梭油輪壓載狀態(tài)，F(xiàn)PSO設(shè)計吃水狀態(tài)數(shù)據(jù)為例，如圖7所示。

由前文1.4中分析，F(xiàn)PSO與穿梭油輪中心線方向一致，所以環(huán)境載荷與二者中縱剖面形成的夾角相同(即ν=η，θ=ε)。從圖7中讀出橫向來風(fēng)來浪(本文認(rèn)定最危險狀態(tài)，θ=ε=90°)時，風(fēng)浪載荷力矩多項式曲線對應(yīng)的值為438 033 125.9 N·m，流載荷多項式曲線上P點(diǎn)對應(yīng)數(shù)值應(yīng)與其相等，此時等式(13)成立，從圖7中讀出P點(diǎn)對應(yīng)橫坐標(biāo)為45.99°，即為FPSO與穿梭油輪的來流角度。

圖7 流載荷、風(fēng)浪載荷多項式曲線Fig. 7 Polynomial curves of current, wind and wave loads

以環(huán)境載荷與中縱剖面夾角為橫軸，環(huán)境載荷數(shù)值為縱軸，將前文2中計算的穿梭油輪所受風(fēng)浪流載荷(以海域1，7級風(fēng)，波高3.5 m，穿梭油輪壓載狀態(tài)為例)繪制成曲線，如圖8、9所示。

圖8 穿梭油輪所受橫向流力、風(fēng)浪合力曲線Fig. 8 Curves of transverse current, wind and wave force received by shuttle tanker

圖9 穿梭油輪所受流轉(zhuǎn)矩、風(fēng)浪轉(zhuǎn)矩曲線Fig. 9 Curves of current, wind and wave torque received by shuttle tanker

分別在圖8和圖9中讀出來流角度為45.99°時，穿梭油輪所受橫向流力sinηF流大小為479 665.569 N，所受流轉(zhuǎn)矩M流大小為11 847 174.47 N·m；風(fēng)浪向角為90°時，穿梭油輪所受橫向風(fēng)浪合力sinθF風(fēng)浪大小為1 371 131.385 N，所受風(fēng)浪轉(zhuǎn)矩M風(fēng)浪大小為3 692 305.31 N·m。將以上數(shù)值代入式(14)中，得到拖輪拖力的橫向分量sinαT拖為516 366.91 N。作業(yè)時，為了保持穿梭油輪和FPSO之間的纜索張緊，要求拖輪拖力的縱向分量cosαT拖不小于20 t(196.2 kN)。取滿足作業(yè)要求的拖力縱向分量最小值(即cosαT拖=196.2 kN)，將橫縱向拖輪拖力分量進(jìn)行三角合成，得到拖輪拖力T拖為552 385.03 N，即為在海域1中最大波高3.5 m且穿梭油輪處于壓載狀態(tài)時，所需最大拖力。

4 結(jié)果與分析

4.1數(shù)值計算結(jié)果

共計算了兩個作業(yè)海域(海域1:水深20.1 m、流速1.029 m/s;海域2:水深18 m、流速1.286 m/s)中，三個風(fēng)級(7級/6級/5級)及對應(yīng)波高(3.5 m/3.0 m/2.5 m)(極限允許作業(yè)波高3.5 m)條件下，F(xiàn)PSO與穿梭油輪受到的風(fēng)載荷、波浪載荷與流載荷，以及所需拖力。由于篇幅所限，表8僅列出兩個海區(qū)中三個風(fēng)級下提油作業(yè)所需最大拖力。

表8 兩個作業(yè)海域中不同風(fēng)級、波高載況下所需最大拖力Tab. 8 Required maximum towing force of different wind levels and wave heights in two sea areas

提油作業(yè)所需最大拖力，因風(fēng)級、波高，作業(yè)海域(水深、流速)和裝載狀態(tài)的差異而不同。各因素發(fā)生改變時對拖力造成影響的百分比如表9～11所示。

表9 同一風(fēng)級、波高不同海域(由海域1到海域2)所需最大拖力變化率Tab. 9 The variation ratio of required maximum towing force in different sea areas at same wind level and wave height

表10 同一海域不同風(fēng)級、波高所需最大拖力的變化率Tab. 10 The variation ratio of required maximum towing force in different wind levels and wave heights in same sea area

表11 同一風(fēng)級、波高，海域狀態(tài)不同載況(滿載到壓載)所需最大拖力的變化率Tab. 11 The variation ratio of required maximum towing force in different loading conditions at same environment loads

從表9～10可以看出，在同一風(fēng)級、波高，不同海域(水深、流速不同)，或同一海域(水深、流速相同)，風(fēng)級、波高發(fā)生改變的條件下，穿梭油輪壓載狀態(tài)所需拖力的變化率都比滿載狀態(tài)變化率大。因此，當(dāng)穿梭油輪處于壓載狀態(tài)時，所需最大拖力對風(fēng)級、波高，水深、流速等環(huán)境因素的改變更為敏感。從表11中可以看出，同一海域(水深、流速相同)，風(fēng)浪等級越高，所需最大拖力對裝載狀態(tài)對的敏感程度越高。

4.2與靜態(tài)模型計算結(jié)果的分析與比較

文獻(xiàn)[5]對靜態(tài)模型進(jìn)行研究，認(rèn)為流的影響對于穿梭油輪與FPSO保持艏向一致是有利因素，因此所需拖力計算未考慮流力影響,這就造成了計算所需最大拖力值偏大。而準(zhǔn)動態(tài)模型在計算中考慮了FPSO以及穿梭油輪所受流載荷，其所得結(jié)果與靜態(tài)模型相比應(yīng)當(dāng)更加準(zhǔn)確。

靜態(tài)模型認(rèn)定的最危險工況：流速為零，60°來風(fēng)來浪。為保證數(shù)據(jù)的可比性，運(yùn)用準(zhǔn)動態(tài)模型對風(fēng)浪向角θ=ε=60°的狀態(tài)(與靜態(tài)模型工況一致)進(jìn)行計算，穿梭油輪所受環(huán)境載荷取值與文獻(xiàn)[5]相同，計算方法見上節(jié)2，所得結(jié)果如表12所示。

表12 風(fēng)浪角60°時兩個作業(yè)海域中不同風(fēng)級、波高載況下所需最大拖力Tab. 12 Required maximum towing force of different wind levels and wave heights in two sea areas (θ=60°)

將準(zhǔn)動態(tài)模型計算所得尾拖輪拖力數(shù)值與靜態(tài)模型所得結(jié)果相比較，發(fā)現(xiàn)在兩個不同海域的三種最大波高以及穿梭油輪不同載況的條件下，尾拖輪所需提供的拖力均有減少。尾拖輪所需提供的最大拖力降低的具體幅度如表13所示。由此看出，準(zhǔn)動態(tài)模型能夠有效地改善靜態(tài)模型中存在的由于未考慮流載荷而造成的計算結(jié)果過于保守的不足。

表13 相對于靜態(tài)模型的最大拖力降幅Tab. 13 The reduction ratio of required maximum towing force

從表13可以看出，在同一海區(qū)、載況中，風(fēng)級、波高越大，流載荷對所需拖力的影響越大。當(dāng)海區(qū)，風(fēng)級、波浪等條件相同時，滿載狀態(tài)流載荷對所需拖力的影響比壓載時更大。

5 結(jié) 語

全面考慮風(fēng)、浪、流等環(huán)境載荷對FPSO與穿梭油輪串靠作業(yè)系統(tǒng)造成的影響，建立準(zhǔn)動態(tài)受力模型，經(jīng)過對受力平衡方程組和環(huán)境載荷進(jìn)行整理計算，擬合出兩個海域(兩個流速、兩個水深)、三種風(fēng)級條件下的載荷力矩平衡多項式曲線和穿梭油輪環(huán)境載荷曲線，得出安全作業(yè)所需的最大拖力，豐富了為保證提油作業(yè)安全性進(jìn)行合適拖力拖輪選型的理論依據(jù)。

同時，在設(shè)定了與靜態(tài)模型相同的最危險工況后，運(yùn)用準(zhǔn)動態(tài)模型計算得出了所需最大拖力，并與靜態(tài)模型結(jié)果進(jìn)行了對比。其對比結(jié)果顯示，穿梭油輪在壓載和滿載狀態(tài)下，考慮流力(準(zhǔn)動態(tài)模型)求得的最大拖力比忽略流力(靜態(tài)模型)分別降低了11.29%～26.73%及30.27%～48.08%。因此，在相同的作業(yè)工況下，與靜態(tài)模型相比，準(zhǔn)動態(tài)模型用于指導(dǎo)拖輪選型時，更有利于避免拖輪拖力冗余情況的出現(xiàn)，進(jìn)而改善作業(yè)經(jīng)濟(jì)性。

基于《系泊設(shè)備指南》中的公式及水動力計算軟件AQWA對FPSO及穿梭油輪所受環(huán)境載荷進(jìn)行了數(shù)值計算，隨后通過平面受力模型求解出所需拖力大小。盡管計算中全面考慮了風(fēng)、浪、流等多種環(huán)境載荷的影響，但通過公式及水動力軟件計算所得的數(shù)值結(jié)果與真實(shí)值不可能完全相同，且本文所建立的受力模型未考慮FPSO與穿梭油輪之間動態(tài)耦合產(chǎn)生的影響，以上因素會造成本文計算所需拖力的數(shù)值與真實(shí)值之間產(chǎn)生差異。為了更深入的研究FPSO串靠提油作業(yè)時拖輪的適用性，同時對本文計算結(jié)果進(jìn)行檢驗(yàn)，在隨后的研究中，將在數(shù)值仿真計算中考慮FPSO與穿梭油輪的動態(tài)耦合，以及通過水池實(shí)驗(yàn)、實(shí)船測量等方式獲取更加準(zhǔn)確的所需拖力。

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Research on suitability of tug for offloading in tandem between FPSO and shuttle tanker based on quasi-dynamic model

ZHANG Mingxia, LIU Zhenfang, PEI Fei, LIN Yan

(School of Naval Architecture & Ocean Engineering, Dalian University of Technology, Dalian 116024, China)

P751

A

10.16483/j.issn.1005-9865.2017.04.003

1005-9865(2017)04-0018-11

2016-12-22

張明霞(1969-)，女，山西人，副教授，主要從事船舶總體設(shè)計、船舶穩(wěn)性、海上安全作業(yè)智能系統(tǒng)開發(fā)等研究。 E-mail：mxzhang@dlut.edu.cn