FPSO浅水流载荷实验分析

易丛,王忠畅,李达,白雪平,陈纪军,郑文涛

FPSO浅水流载荷实验分析

易丛1,王忠畅1,李达1,白雪平1,陈纪军2,郑文涛2

为了论证该预报流载荷的方法用于FPSO是否合适，采用风洞模型试验方法，针对FPSO深、浅水中的流载荷进行了预报，与OCIMF、API结果进行对比，分析表明，OCIMF规范中统计分析对象为VLCC，与方形系数较大的FPSO船型间存在较大差异，彼此间流载荷也存在较大不同，特别是浅水区域。API规范中流力预报的方法适用于深水区域，对浅水区域流力存在预估值偏小的问题。

FPSO；流载荷；风洞试验；浅水效应

浮式生产储卸油系统(floating production storage and offloading system,FPSO)，同时具备生产、储油、外输等多种功能，具有很好的经济性、可靠性、海域适应性,以及可重复利用性，成为当今海洋油气开发的主流方式[1]。

目前，在我国渤海服役的FPSO工作水深范围在30 m以内，属于浅水。在对其锚泊系统进行设计时，有必要对作用于船体的流载荷做出准确评估。目前，常采用OCIMF规范中的流载荷系数或者API规范进行预报。考虑到OCIMF规范中统计分析对象为VLCC，其与方形系数较大的FPSO存在较大差异，尤其是在浅吃水工况下。因此，对其工程实用性及安全性，需进行论证。而API规范中流载荷预报结果与FPSO模型试验中数据的差异，国内亦没有相关文献加以论述。

由于海流流速较小，对应FPSO实船Fr数较低。因水池拖曳存在兴波干扰，故考虑采用叠模方法，针对FPSO深、浅水中的流载荷特性进行风洞模型试验预报，并与OCIMF规范及API规范计算结果[2-3]进行比较，分析产生差异的原因及其浅水效应。

1 模型试验方法

1.1 研究对象

研究对象为一艘15万t级FPSO，模型缩尺比1∶180，见图1。实船及模型主要参数参见表1。FPSO的吃水为14.5 m，研究水深包括100 m、30 m、18 m，对应水深吃水比分别为6.9，2.1，1.2。其中，参考PIANC定义可知[4]：当水深吃水比为6.9时，可认为是无限水深工况。

名称实船模型(1∶180)垂线间长/m282．01．5667型宽/m 51．00．2833型深/m 20．60．1144满载吃水/m14．50．0806

1.2 试验方法

模型试验在中国船舶科学研究中心大型低速风洞试验室中进行。该风洞为闭口单回流式低速风洞，试验段长8.5 m、高3 m、宽3 m。试验风速3～93 m/s连续可调。

模型试验采用常温常压拘束模测试试验方法。模型按等缩尺比制作，采用重叠模设计，即模型关于水线面对称，满足几何相似。船模流向角保持与实船情况相等，满足运动相似。海流绕船体水下部分流动的相似特征参数主要包括弗劳德数(Fr)和雷诺数(Re)。根据海平面流速以及水下部分尺度，可知该Fr较小，可以忽略自由液面对流载荷的影响，即动力相似可仅考虑Re相似。在风洞试验中，当Re达到一临界值时，模型流载荷量纲一的量系数不再随Re变化，在此条件下认为试验近似满足动力相似准则，测得的流载荷系数可外推到实船应用。在正式测试前先进行变风速试吹风试验，根据海洋风环境模拟要求并综合考虑模型、仪器设备的安全、数据有效性等选取适当的试验风速。本试验中，试验Re为

式中：V为试验风速；L为特征长度，取船模垂线间长1.566 7 m；υ为运动粘性系数，取1.556×10-5m2/s(按试验期间风洞现场平均温度25 ℃计)。

根据变风速试验结果，最终选取试验风速约为23 m/s，对应试验Re为2.3×106，当试验风速大于23 m/s时，模型流载荷量纲一的量系数保持稳定值。

模型试验时，模型安装在应变天平接头上，使应变天平回转中心与转角机构中心线重合；控制转角机构转动则模型流向角相应变化，试验风向角0°～180°，间隔15°。

变水深模拟：在风洞试验段搭建上、下平台，用于模拟海底，模型水线面位于上下地板的中心。通过调整上、下地板的高度实现水深的模拟。典型工况试验照片见图2。

风洞试验模拟浅水流场是成熟的技术。如前所述，风洞试验本身就是忽略傅汝德数，忽略自由液面对流载荷的影响，即动力相似可仅考虑雷诺数相似，考虑粘性效应，使试验中的流场和实际的流场一致。因此风洞试验不仅能够成功模拟深水中船舶周围的流场，也能够模拟浅水中船舶周围流场变化复杂的情况，体现浅水中船舶形状阻力增加的情况。

1.3 坐标系与数据表达

为了数据表达的统一以及与OCIMF[2]结果进行比较，本次流载荷试验采用坐标系o-xyz与OCIMF中一致，见图3。坐标系原点o位于船体中纵剖面、中横剖面(船体10站位置)以及水平面的交点，ox轴平行水平面指向船首，oz轴垂直水平面指向上方，oy轴根据右手法则确定。船体流载荷3个方向的力表示为：纵向力X沿ox轴方向，侧向力Y沿oy轴方向，绕oz轴的力矩表示为N(偏航力矩)。定义ψ为流向角，其中：ψ=0°时船体顺流，ψ=180°时船体逆流。

试验测得的力、力矩采用下列无因次化形式来表达。

(1)

式中：ρ为试验环境下的空气密度，kg/m3；v为试验参考风速，m/s；L为特征长度(取垂线间长)，m；T为吃水，m；Cx为x方向流力系数；X为x方向所受流力；Cy为y方向流力系数；Y为y方向所受流力；CN为Z方向所受力矩系数；N为z方向所受力矩。

2 试验结果分析与讨论

FPSO满载时在深水及浅水(包括水深吃水比2.1和1.2两个工况)中的模型试验结果与OCIMF规范计算结果比较见图4～6。由系列图可见：

1)纵向力系数CX。

(1)无限水深下，风洞试验结果与OCIMF规范趋势大体一致，两者主要差异为流向角90°附近工况。主要原因是：横流时的纵向力系数大小取决于船体艏艉线型差异，一方面，由于FPSO比VLCC船型丰满，方形系数较大，船体艏艉线型差异较小，整体上讲，纵向力系数为小量；另一方面，可能是因为规范值为统计平均结果。

(2)对于FPSO，当水深吃水比为2.1时，纵向力系数随流向角变化与深水中大体一致，差别主要体现为取得极值的流向角发生改变；风向角在60°～90°时有限水深的试验值与OCIMF规范法结果方向反向，即出现了相位角的变化。这说明在浅水情况下，FPSO船型和OCIMF中油轮船型的区别导致流力方向的不同，船型对流力的影响较大。

(3)当水深吃水比为1.2时，纵向力系数趋势不再与深水及规范一致。风向角在60°～90°时有限水深的试验值与OCIMF规范法结果方向反向，即出现了相位角的变化。在风向角为45°时纵向系数还出现“奇异点”，和其他水深下成正弦变化的纵向力系数趋势有明显区别。这些现象充分体现了浅水FPSO船体周围流动的复杂性及特殊性，有待进一步的分析研究。

(4)整体上讲， FPSO纵向力系数随着水深减小而增加。

2)侧向力系数CY。

(1)无限水深下，风洞试验结果与OCIMF规范趋势一致，呈正弦变化；定量上，两者存在较大差异： FPSO横流时的侧向力系数较规范结果增大。主要原因是由于FPSO与规范中的研究对象VLCC两者间的船型差异(两者B/T相差不大)所导致：相较于VLCC，FPSO方形系数较大，水下船型更为饱满，横向流动时在背流区将呈现更大的流动分离区域，由之导致形状阻力增加(此时横向摩擦阻力是小量)，使得横向力系数增加。

(2)与无限水深工况不一致的是，当水深较浅时，船身周围三维流动显著，Y向流场对船型敏感性减弱，FPSO船型和油轮船型倾向于得到接近的侧向力系数。在船型、水深因素综合作用下，FPSO试验的侧向力系数增加，比OCIMF规范值略大。

(3)无论是OCIMF规范结果，还是风洞试验结果，侧向力系数随水深减小而骤增，这主要是由于随着水深减小，流场发生变化，船体周围流速增加。

3)偏航力矩系数CN。

(1)无限水深下，风洞试验结果与OCIMF规范趋势大体一致，差别主要体现为取得极值的流向角略有变化，原因是由于船型差异导致的压心变化所导致。

(2)与侧向力系数一致，无论是OCIMF规范，还是风洞试验结果，偏航力矩系数随水深减小而增加。与OCIMF规范取得极值点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发生改变。

进一步地，给出系列水深条件下FPSO吃水14.5 m时所受流载荷合力系数(Cx和Cy的合力)的试验值、OCIMF规范及API规范三者的比较，见图7。

API流力计算公式适用于深水，各项系数和水深没有函数关系。OCIMF流载荷取深水工况下实验数据。经分析，对于流载荷合力系数峰值，OCIMF及API规范，相较于深水试验值偏小约35.1%及18.2%；特别地，基于API规范预报得到的流载荷合力系数仅为18 m水深试验值的1/3。因此，针对FPSO锚泊系统设计时，采用规范方法预报得到的流载荷系数需慎用。

4 结论

1)OCIMF是基于油轮线型给出流力的计算方法。FPSO船体较为肥大，与油轮存在差异。因此，尽管OCIMF流力预报值和本次风洞试验流载荷体现了相同的“纵向力系数、侧向力系数及偏航力矩系数随水深减小显著增大”的趋势，但是OCIMF流力计算方法在应用于FPSO流力预报时，存在局限性，特别在浅水区域，体现在：浅水中， FPSO典型工况下的纵向力系数与OCIMF规范结果相差较大，风向角在60°～90°时有限水深

的试验值与OCIMF规范法结果方向反向，在风向角为45°时纵向系数还出现“奇异点”。

2)API的流载荷预报方法是基于深水海域的流力预报。通过FPSO所受流载荷合力系数的试验值、API规范流力计算值的比较，基于API规范预报得到的流载荷合力系数仅为18 m水深试验值的1/3。因此，浅水中针对FPSO锚泊系统设计时，采用API规范方法预报得到的流载荷系数偏小，需慎用。

[1] 袁中立，李春.FPSO的现状与关键技术[J].石油工程建设，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] 肖龙飞，杨建民，胡志强.极浅水单点系泊FPSO低频响应分析[J].船舶力学，2010，14(4):372-378.

[5] 桂龙,唐友刚,秦尧,等.浅水FPSO限位作业系泊分析[J].海洋工程,2014,32(3):28-35.

(1.中海石油研究总院，北京 100027；2.中国船舶科学研究中心，江苏 无锡 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

易丛(1982—)，女，硕士，高级工程师研究方向:浮托安装、FPSO浮体性能等

P751

A

1671-7953(2017)01-0141-04

修回日期：2016-06-12