尾部推進海洋核動力平臺的機動性能影響研究

章紅雨，齊江輝，鄭亞雄

(武漢第二船舶設計研究所，武漢 430064)

海洋核動力平臺(以下簡稱“平臺”)是船舶工程與核能工程的結合，可為作業海域周圍的海洋平臺和島礁等用戶提供淡水和電力。平臺屬于長期系泊自航式船舶，尾部配置有兩套全回轉推進器。在平臺運行期間，尾部推進能夠在軟剛臂的安裝與解脫、平臺自航、定點排污和避碰等方面發揮重要作用。

眾多學者對在尾部推進作用下的船舶動力響應進行了研究，嚴新平等[1]從水環境-船體-推進系統動力學耦合作用、船模試驗性能和實船航行性能等方面，綜合分析了大型船舶推進系統與船體耦合的動力學問題。歐禮堅等[2]采用CFD對粘性流場中導管螺旋槳在不同進速系數下的推力系數、轉矩系數、表面壓力等水動力性能進行了數值仿真，并與模型試驗結果進行比較。魏春陽等[3]為界定噴水推進器的流場控制體，聯合采用四面體非結構化網格和六面體結構化網格對所有區域進行離散，選擇剪切應力輸運湍流模型，并采用穩態多參考系方法求解系統流場。

雖然尾部推進在平臺作業中需要發揮多種作用，但總體而言包含兩方面，即提供平臺縱向的推力和橫向的旋轉力。因此需要對在尾部推進作用下的平臺動力響應進行數值分析，并以運動和系泊力為目標，論證尾部推進在每一平臺作業中的作用。

1 理論概述

平臺由軟剛臂單點系泊系統長期定位于渤海海域，綜合考慮海洋環境條件對船體的激勵載荷，以及由軟剛臂配重提供的系泊回復力，其時域運動方程為[4]：

Fw(t)+Fwd(t)+Fc(t)+Fm(t)

(1)

參考API規范，本文選用模塊法對平臺風載荷進行計算，即將水面以上部分分解為多個標準構件，最后將各構件的風載荷疊加得到總的載荷[6]。構件i承受的風載荷計算公式為：

(2)

則總的風載荷為：

(3)

總的風載荷矩為：

(4)

同樣參考API規范，選用模塊法計算流載荷，水下部分受到的流載荷計算公式為：

(5)

式中：Vc為設計流速；Css為流力系數，515.62 N·s2/m4；Cd為拖曳力系數；Ac(α)表示流向為時，平臺的迎流面積。

流載荷矩為：

Mc=Fcyx+Fcxy

(6)

式中：Fcx為平臺受到的縱向流載荷；Fcy為平臺受到的橫向流載荷；x為平臺的橫向流載荷距離參考點的力臂；y為平臺的縱向流載荷距離參考點的力臂。

2 計算模型和參數

2.1 坐標系與方向規定

總體坐標系原點位于平臺尾部基點，x軸為船長方向，y軸為船體左舷，z軸垂直向上。規定風浪流傳播方向與總體坐標系x軸逆時針夾角為正[7]，如圖1所示。

圖1 風浪流方向規定

2.2 平臺模型

采用水動力學軟件AQWA對平臺進行頻域和時域運動響應分析，船體網格劃分如圖2所示，共計 23 339個節點，7 658個單元；軟剛臂單點系泊系統模型如圖3所示，采用tube單元，系泊腿兩端節點與系泊支架、軟剛臂之間僅能自由轉動，軟剛臂末端與塔架相連且可以自由轉動[8]。

圖2 船體網格模型

圖3 軟剛臂單點系泊系統模型

2.3 尾部推力參數

基于平臺設計方案，初步確定于平臺尾部安裝2臺全回轉推進器，推進器的總功率為2×1 000 kW。根據NRP140舵槳推力-功率曲線估算，推進器可以提供2×16 t～2×17 t的推力，因此選擇推力2×10 t、2×16 t和2×20 t用于計算。在總體坐標系中，尾部推力作用點見表1。

表1 尾部推力作用點

2.4 環境條件

選取以下3種計算工況：

1)自航工況：平臺航行于靜水中，不需要考慮風浪流等外部環境條件對其的影響。

2)作業工況：平臺在單點系泊狀態下作業，系泊系統的風向標效應使得FPSO的系泊力趨于最小。

3)自由工況：在極端惡劣海況下，系泊系統失效后，平臺將進行自由慢漂運動，此種工況下可用尾部推進裝置控制平臺的運動。

作業工況和自由工況的參數如表2所示。

表2 作業工況和自由工況參數

由于平臺具有風向標效應[9]，圍繞單點系泊塔回轉，不考慮出現較大的橫向風流作用。參考相關文獻[10-12]，選用6種風浪流方向Case，見表3所示。

表3 風浪流方向組合

3 計算結果

3.1 自航工況

為確定平臺在給定尾部推力下能夠達到的航速，計算靜水狀態下平臺各航速對應的總阻力，見圖4?；趫D4結果插值可知，在尾部推力大小為2×10 t、2×16 t和2×20 t下，平臺能夠達到的航速分別為6.07 kn、7.66 kn和8.55 kn。由此可以看出，在給定一個尾部推力時，平臺能夠具備一定的靜水航速，此航速足夠平臺自行地移動，不需要拖船進行拖航。

圖4 航速-靜水總阻力曲線

3.2 作業工況

在作業工況下，分析尾部推力對平臺的縱、橫向運動以及水平系泊力的影響。在不同風浪流方向組合下，平臺的艏向將趨向于一個平衡位置。沿平臺縱向施加一個尾部推力并不能改變平臺的平衡位置，只會影響系泊力的大小以及船艏與系泊塔架的最小安全距離。在不同Case下，縱向施加不同大小的尾部推力對平臺的縱向運動和水平系泊力產生的影響如表4所示。

在不同Case下，平臺處于平衡位置時，橫向施加尾部推力可以使平臺圍繞固定塔架進行旋轉，沿橫向順時針或逆時針分別施加不同大小的尾部推力對平臺的艏向平衡位置、船艏與軟剛臂系統之間的最小距離以及水平系泊力的影響見表5～表7所示。

由計算結果可以看出，沿縱向施加尾部推力能夠增大平臺艏部與軟剛臂系統之間的距離，避免平臺和軟剛臂系統發生碰撞。沿橫向施加一個尾部推力時，可以改變平臺的艏部平衡位置，從而實現定點排污。

表4 縱向尾部推力對縱向運動和水平系泊力的影響

注：表4中“/”隔開的四組數據依次為無尾部推力、尾部推力2×10 t、2×16 t、2×20 t的結果。

表5 橫向尾部推力對艏向平衡位置的影響 (°)

注：表5～表7中“/”隔開的兩組數據分別為順時針橫向、逆時針橫向施加尾部推力的結果。

表6 橫向尾部推力對船艏-軟剛臂最小距離的影響 m

表7 橫向尾部推力對水平系泊力的影響 t

3.3 自由工況

根據總體對尾部推力避碰功能提出的設計指標，在自由工況對應的海況下單點系泊失效后，對船體在尾部推力作用下的運動軌跡及避碰能力進行了評估。

海洋核動力平臺作業區域為綏中36-1油田，該油田共有12座采油平臺，由于目前還沒有確定具體的場址位置，本文選取平臺作業場址周邊的一個海洋工程平臺作為參考障礙物，根據平臺的主尺度假定障礙物的尺寸為53.5 m(海洋平臺的最大寬度)+81.7 m(平臺總長的一半)=135.2 m。

選取Case2中的風浪流方向組合，選取尾部推力的方向范圍為10°～90°，間隔為10°，同時始終保持在尾部推力作用過程中作用方向不變。分析不同尾部推力作用時，平臺與參考障礙物可以避免碰撞的最小安全距離以及尾部推力作用時間，計算結果分別如圖5、圖6所示。

圖5 尾部推力作用方向-最小安全距離曲線

施加不同的尾部推力時，平臺與參考障礙物避免碰撞的最小安全距離以及最佳尾部推力的作用方向及時間如表8所示。由表8可以看出，自由工況時施加的尾部推力越大，最小安全距離以及尾部推力的作用時間就越小。

表8 最小安全距離

3.4 結果分析

本文通過研究尾部推進裝置對平臺的自航能力、作業工況時的橫縱向運動以及水平系泊力，以及自由工況時的運動情況等幾方面產生的影響，分析得到的結論如下：

1)自航工況：給定一個尾部推力時，平臺能夠達到6～8kn的靜水航速，此航速足夠平臺自行地移動，不需要拖船進行拖航；

2)作業工況：沿縱向施加一個尾部推力能夠增大平臺艏部與軟剛臂系統之間的距離，避免平臺和軟剛臂系統發生碰撞，然而效果并不顯著，水平系泊力反而會明顯增加；

3)作業工況：沿橫向施加一個尾部推力時，可以改變平臺的艏部平衡位置，從而實現定點排污。此時沿順時針或逆時針橫向方向施加尾部推力時，水平系泊力差別不大，且船艏-軟剛臂之間的距離也相差不大，但兩種方式對船艏平衡位置改變效果相差較大。這是由于尾部推力的存在會抵消一部分波浪、風、流載荷，且橫向施加尾部推力會破壞平臺的風標效應，使平臺不再處于最小環境力的位置，從而會改變船艏的平衡位置。

4)自由工況：由圖5和圖6可以看出，自由工況時施加的尾部推力越大，最小安全距離以及尾部推力的作用時間就越小，同時也可以看出只需要平臺與參考障礙物之間的距離大于最小安全距離，不同平臺就不會發生碰撞。

5)自由工況：通過圖5和圖6還可以看出，要在惡劣風浪流作用下改變平臺位置，采用尾推方式，需要的推力過大，結合考慮平臺橫傾較大、對單點的附加作用、使用工況難以確定等因素，尾推并不適合在較高海況下調整船體艏向。

4 結論

1)在平臺自航工況、定點排污等作業情況下，尾部推進裝置能夠發揮較大的作用；

2)在自由工況下需要避碰時，尾部推進裝置可以發揮一定的作用，但是在單點系泊狀態下，尾部推進裝置對避碰的作用較??；尾部推進裝置并不能作為單點系泊系統失效后控制船體運動的備用選擇，但開啟尾部推進裝置后平臺有一定的偏航避碰能力。