超大型FPSO远洋拖航安全关键技术研究

徐田甜

(中海石油(中国)有限公司天津分公司 天津 300459)

超大型浮式生产储卸油装置(FPSO)从建造地到总装地或油田须跨洋远距离运输，湿拖是FPSO远洋运输的主要方式。FPSO拖航途中须经受恶劣环境的考验，远洋拖航工况通常是FPSO结构物设计的控制性工况。FPSO拖航及保险费用高昂，故其拖航性能及工程设计应确保安全、经济[1]。

近年来，FPSO拖航事故时有发生[2]。如主拖缆破断导致FPSO长时间失控；海水泵急停导致FPSO全船失电；掣链器的拖航绑扎失效导致掣链器撞击船体，造成掣链器受损；或因FPSO吃水太浅、拖力点布置不合理、主拖缆长度偏短等导致拖航偏荡严重，拖船拖带困难而未能按合同工期完成拖航等[3]。为此，一些石油公司制订了《海上浮式装置拖航总则》[4]等企业标准，对拖航所涉事项提出了更明确的要求。

本文以一艘西非FPSO(以下简称FPSO E)远洋拖航为例，基于石油公司对远洋拖航关键技术的具体要求，详细论述远洋拖航中的拖航阻力及航向稳定性、拖船队和拖曳设备选型、拖航强度分析等工程设计关键问题，以期为FPSO远洋拖航提供参考。

1 FPSO、拖航航线概况及环境条件

1.1 FPSO概况

FPSO E满载排水量49.92万t，总体设计借鉴了作业于同一油田的母型船FPSO A的经验，主要技术参数见表1[5-6]。FPSO E拟服役的油田位于西非几内亚湾，环境条件温和，百年一遇有义波高3.6 m，FPSO E与母型船均采用多点系泊系统和简易折角线型船体。FPSO E与母型船相比，增加4座上部模块，故将船长加长20 m；为满足载重设计要求，型深增大3.0 m，满载吃水增大2.96 m，将FPSO E设计为最小干舷船型；加长平行中体，提高首、尾线型肥大度以增大方形系数，尽量控制船体主尺度，提高经济性。

表1 FPSO E与FPSO A主要技术参数[5-6]Table 1 Main parameters of FPSO E and FPSO A

FPSO E与母型船相比，船体更为肥大，上部模块受风面积更大，舷外附属设施更多，拖航航向稳定性和耐波性能问题突出，故对湿拖工程设计提出了更高要求。

1.2 拖航航线概况

FPSO E和FPSO A的远洋拖航航线均为：韩国-中国东海-中国台湾岛以东-中国南海-巽他海峡-毛里求斯-马达加斯加岛以东-南非好望角-西非几内亚湾[5-6]。FPSO A为完工后拖航直达油田，3艘拖船从船首吊拖110 d，拖力点安全工作载荷1 962 kN；在南非近海因海况恶劣，造成船体吃水过浅，舷外海水提升泵头暴露出水，导致泵急停和FPSO A失电、公用设施全部停运[2]。

FPSO E船体、12座上部模块、管廊模块、火炬塔、立管导管和登船梯塔等在韩国船厂建造、安装；6座上部模块、立管廊、舷外保护架等在西非当地国船厂建造、安装[6]。FPSO船体出坞后在码头系泊17个月；FPSO远洋拖航11 156 n mile至目的港口，在码头系泊7个月，完成总装后，近海拖航280 n mile到达油田。

1.3 拖航设计环境条件

FPSO E根据GL ND《海上拖航指南》要求和航线环境条件，确定远洋拖航设计标准环境条件见表2[7]。良好海况下，设计航速应不小于6 kn；恶劣海况下，在风、浪、流同向时，拖船队总拖力应能控制FPSO顶风、浪、流滞航。

表2 FPSO E远洋拖航设计标准环境条件[7]Table 2 Standard environmental conditions for FPSO E ocean towing design

2 FPSO拖航阻力及航向稳定性分析

FPSO拖航偏荡和首摇运动是造成航速下降的主因，也是主拖缆磨损、破断的重要诱因。FPSO拖航为保持航向稳定性，减轻船首受海浪砰击，应优选拖带端，合理设计吃水和纵倾。

FPSO E的方形系数为0.964，因船尾机舱布置空间要求造成尾部线型收缩剧烈，在拖航时产生尾部紊流，舷外附属设施也会产生紊流，使拖航偏荡造成拖航阻力增加。采用IMO MSC/Circ.884、GL ND等《海上拖航指南》经验公式法计算拖航阻力时均有局限性和误差，难以准确计算拖航阻力[8]。

《FPSO总体设计总则》要求：FPSO首端定义为火炬塔或系泊单点所在端；FPSO在位工况迎向主控波浪来向的端部也应定义为首端[9]。在确定拖带端前，将FPSO E船体两端(尾端FR.0肋位和首端FR.330肋位)均定义为首端来开展船体结构设计。采用风洞模型试验方法测得FPSO纵向、横向水上风阻力载荷参数。采用水池模型试验方法优选FPSO远洋拖带端和吃水、纵倾参数，测得水下阻力载荷参数，计算FPSO拖航总阻力和所需拖船队最小系柱拖力TPR(Towline Pull Required)。

2.1 FPSO水上风阻力风洞试验

FPSO E上部模块受风时各模块之间存在显著的空气动力干扰，即遮蔽效应影响[10]。遮蔽效应会降低作用在下风处构件上的风压，使上部模块整体受风载荷值降低。风洞试验模型几何缩尺比为1∶225，对上部模块、管廊模块、生活模块、火炬塔和舷外附属设施等均进行了近似模拟(图1)，保证空气流动相似[11]。风洞试验采用常温常压拘束模测试方法，模拟海上大气平均风速剖面，风剖面特征符合ISO 19901-1-2015《石油和天然气工业-海上建筑物的特殊要求.第1部分:海洋气象设计和作业要求》，试验工况对应海面以上10 m高处的平均风速为16.0 m/s和50.0 m/s。

图1 FPSO E风洞试验模型Fig .1 FPSO E wind tunnel test model

根据OCIMF指南，风阻力计算公式为[12]

(1)

(2)

式(1)、(2)中：Fxw、Fyw分别为纵向、横向风阻力，kN；Cxw和Cyw分别为纵向、横向风阻力系数，基于风洞试验数据及拖曳水池试验测得的FPSO首摇角取值；FPSO船首斜迎±30°向风时，Cxw的最大值为1.573；FPSO舷侧面迎±90°向横风时，Cyw的最大值为1.283；ρw为空气密度，取1.205 kg/m3；Ax、Ay分别为FPSO船首吃水线以上正面和侧面受风面积，m2；Vw为风速，m/s；Vtg为FPSO对地航速，m/s。

2.2 FPSO拖曳水池试验

FPSO E拖曳水池试验模型(图2)的几何缩尺比为1∶60。试验前调试模型重心和惯量，满足与实船的相似要求[13]。第一阶段试验目的是评估拖航航向稳定性和水下阻力性能，优选FPSO远洋拖带端。

图2 FPSO E拖曳试验模型Fig .2 FPSO E towing test model

增大主拖缆长度能降低因FPSO拖航偏荡和首摇引起的主拖缆动态张力极值[13]。第一阶段远洋拖航拖曳试验模拟2艘拖船平行吊拖FPSO E首端或尾端，拖缆长1 260 m，2艘拖船横向间距为80 m。拖带首端工况A仅在FPSO首、尾端的压载舱装载压载水，是FPSO总包方的首推方案；该方案FPSO纵倾值为3.25 m，约为1%的船体水线长，满足GL ND《海上拖航指南》要求。工况B维持与工况A相同的平均吃水，将FPSO纵倾值加大为4.25 m，以评估更大纵倾对拖带的影响。拖带尾端工况C与拖带首端工况A保持相同的平均吃水，因考虑避免FPSO尾部舷外海水提升泵头暴露出水，将尾端吃水适当增大，纵倾值约为2.0 m，仍满足GL ND《海上拖航指南》要求。得到第一阶段试验结果见表3。

表3 FPSO E远洋拖航拖曳试验结果(第一阶段)Table 3 FPSO E ocean towing test result(Phase 1)

FPSO在波浪中拖航与在静水中拖航不同，除了一阶波浪力、二阶平均波浪力作用于FPSO之外，波浪对FPSO尾部边界层的分离有影响，进而改变偏荡运动[13]。由第一阶段试验结果(表3)，得到如下结论：

1) 静水中启拖FPSO时运动不稳定，受尾部紊流影响造成偏荡和首摇运动幅值较大；FPSO在良好海况拖航与在静水中拖航相比，偏荡和首摇运动更稳定且幅值明显减小；这是由于二阶平均波浪力和拖缆之间形成了稳定的回复力矩，减小了FPSO偏荡和首摇运动，航向稳定性更好[13]；

2) 静水中拖航采取了设置船体初始横倾角、增大纵倾值及在船尾底部加装4条1.5 m高的尾鳍(图3)等措施，均未明显改善航向稳定性。应用STAR CCM+ CFD流体仿真软件模拟分析船尾流场，也验证了加装尾鳍并未改善船尾紊流场[14]；

图3 船尾底部加装尾鳍方案Fig .3 Stern adding bottom keels plan

3) 良好海况，拖带首端或尾端的航向稳定性均较好，从首端拖带(工况A)比从尾端拖带(工况C)的水下阻力减小约19.2%，因此拖航时应首选从首端拖带；工况A、B均为首端拖带且吃水相同的情况下，工况B较工况A 的水下阻力增加主要是因为纵倾值的加大；

4) 恶劣海况，首端拖带时，谱峰周期Tp为8.66 s的波浪造成的水下阻力最大。

基于第一阶段试验结果推荐远洋拖航方案为2艘拖船从FPSO首端拖带，拖船系柱拖力BP为1 962 kN；FPSO首吃水Tf为5.555 m，尾吃水Ta为8.804 m。拖航公司认为此方案的FPSO首吃水小于2%的船体水线长，首吃水太浅，要求从FPSO首端拖带且首吃水不小于2%的船体水线长，确定航向稳定性最佳的方案。基于此要求，第二阶段试验设计了5种FPSO首吃水和纵倾方案，即首吃水分别取6.5、7.0、7.5 m，纵倾分别取2.0、3.0 m，试验结果见表4。

表4 FPSO E远洋拖航拖曳试验结果(第二阶段)Table 4 FPSO E ocean towing test result(Phase 2)

基于远洋拖航第二阶段拖曳试验结果，得到如下结论：

1) FPSO首吃水Tf为6.5 m，尾吃水Ta为8.5 m时的水下阻力最小；

2) 良好海况，FPSO首摇角为-4°～2°；试验中对FPSO模型进行外部干扰使首摇角达到10°后，首摇角仍能逐渐减小至原范围，验证了航向稳定性，故Tf为6.5 m，Ta为8.5 m被确定为远洋拖航的吃水实施方案，该方案远洋拖航和几内亚湾近海拖航试验的详细结果见表5。

表5 FPSO E拖曳试验结果(拖航实施方案)Table 5 FPSO E towing test result(Towing operation plan)

FPSO建造完工后近海拖航工况不加载压载水，首吃水Tf为6.819 m，尾吃水Ta为9.848 m；良好海况的近海拖航阻力比远洋拖航阻力增大约32%，航向稳定性显著变差；恶劣海况，拖航失速的近海拖航阻力与远洋拖航相比变化不大。

3 拖船队和拖曳设备选型

基于拖曳试验结果，确定远洋和近海拖船队招标技术要求，即远洋拖航动员3艘拖船，拖船的系柱拖力BP应不小于1 864 kN；近海拖航动员3艘拖船，拖船的系柱拖力BP为1 471 kN。实际参与投标的远洋拖船系柱拖力BP范围为1 894～2 090 kN。FPSO船首、尾端分别设6个(图4)和2个拖力点，拖力点设计安全工作载荷SWL为2 207 kN，满足所有参与投标拖船拖带要求。

图4 FPSO E船首拖力点布置Fig .4 FPSO E bow towing points arrangement

远洋正常拖航时，2艘主拖船吊拖FPSO船首的3号和4号拖力点，守护拖船伴航；守护拖船在某一主拖船故障时从FPSO船首的1号、2号、5号或6号拖力点应急拖带；恶劣海况须应急稳船时，守护拖船可从FPSO船尾的7号或8号拖力点拖带。

远洋拖航选定的拖船系柱拖力BP为2 011 kN。根据GL ND《海上拖航指南》要求，对主要拖曳设备的技术选型设计结果见表6[7]。

表6 FPSO E远洋拖航拖曳设备技术选型结果[7]Table 6 FPSO E ocean towing equipment selected result

4 FPSO拖航工况强度计算

4.1 FPSO总纵强度计算

远洋拖航航线十年一遇最大有义波高为12 m，位于南非好望角近海海域。基本设计初定如遭遇有义波高达12 m的海况时，须增加FPSO压载水量，使吃水增大为12.74 m，大于4%的船体水线长，此即为拖航自存工况。应用DNV SESAM软件分析的FPSO拖航自存工况船体最大波浪垂向弯矩超过了按BV-NR467规范公式计算值(1.23×107kN·m)的1.7%[15]。详细设计为使船体波浪垂向弯矩低于按BV-NR467规范公式计算值，将拖航自存工况的FPSO吃水减小为12.00 m。船体波浪载荷见表7，最大波浪垂向弯矩位于FR.175肋位处。

表7 FPSO E拖航工况船体波浪载荷Table 7 FPSO E hull wave loads of towing condition

FPSO拖航自存工况总纵强度分析结果为主甲板(FR.160-FR.175)最大等效应力为224.3 MPa，小于许用应力289.6 MPa；船体FR.175肋位处最大垂向和水平向变形分别为524 mm和59 mm，满足《FPSO船体结构设计总则》对船体刚度的要求[16]。此外，在FR.163至FR.165肋位之间主甲板上安装2套长基应变仪(Long base strain gauge)，监测记录拖航工况主甲板应变，以评估船体结构疲劳[17]。

4.2 拖力点强度计算

FPSO E拖力点处船体结构分析采用PATRAN/NASTRAN软件分别建立了船首(FR.300-FR.330肋位)、船尾舱段(FR.0-FR.15肋位)的有限元模型，拖力点处结构有限元网格尺寸为100 mm×100 mm，应力热点区有限元细网格尺寸为2t×2t(t为构件厚度，mm)，拖力点处模拟了SMIT拖力眼板、导缆器和主甲板边围板。导缆器处拖带载荷方向按BV-NR467规范要求[15]，分别取±Y向和向下30°，见图5。BV-NR467规范要求：拖力点处船体结构设计的拖带载荷取为1.3倍的拖力眼板安全工作载荷，即2 870 kN[15]。《FPSO船体结构设计总则》要求：拖缆破断工况拖力点处的拖带载荷取2.2倍的拖力眼板安全工作载荷并取1.1的冗余系数，即5 341 kN。

图5 FPSO E第1号拖力点处船体结构有限元模型Fig .5 Hull FEA model of FPSO E No. 1 towing point

拖力点处船体结构(材质EH36)强度分析结果表明：结构最大等效应力为383 MPa，小于许用应力390.5 MPa，满足BV-NR445规范要求[18]。第2、3号拖力点同时受拖带载荷时，主甲板边围板(材质EH36，高400 mm)与导缆器连接处最大等效应力为179.5 MPa，小于许用应力196 MPa，满足BV-NR445规范要求[18]。基于应力分析结果(图6)，甲板边围板最小设计厚度为48 mm。

图6 第2、3号拖力点处船体结构等效应力(正常拖航)Fig .6 Equivalent stress of No.2,3 towing points and hull(Normal towing)

4.3 船首结构强度计算

4.3.1耐波性水池试验

FPSO E拖航自存工况的首吃水小于4%的船体水线长，应对船首结构进行海浪砰击加强设计[15]。耐波性水池试验的目的是测得海浪砰击船底和船头的压强，试验模型几何缩尺比为1∶60。为评估波浪周期对船首海浪砰击的影响，分别模拟了谱峰周期Tp为12.5、19.0 s的波浪。在船底和船头设置了4个海浪砰击压强测量点(图7)。试验测得的海浪砰击压强见表8。

图7 FPSO E船首海浪砰击压强测量点布置Fig .7 Impacts arrangement of FPSO E bow wave slamming pressure

表8 FPSO E耐波性水池试验海浪砰击压强测试结果Table 8 Results of wave slamming pressure in FPSO E seakeeping tank test

将耐波性水池试验海浪砰击压强测试结果与BV-NR445规范[18]要求进行对比，结果表明：

1) 船头和船底在顶浪工况受到的砰击最严重，船首斜底面在斜迎浪工况受到砰击最严重；

2) 船底A点受最大砰击压强高于BV规范对FR.285肋位之前船底要求的设计砰击压强pBI(146.4 kPa)，应按试验结果校核船底强度[19]；

3) 船首斜底面B点受最大砰击压强低于BV规范对船首斜底面要求的设计砰击压强pFI(670.48 kPa)，仍按BV规范校核船首斜底面强度；

4) 船头D点受最大砰击压强高于BV规范对船头要求的设计砰击压强pFI(375.76 kPa)约48%，应按试验结果校核船头强度；

5) 斜迎浪工况时，海浪砰击船头最大高度可达距船底基线28.31 m高处，此高度在FPSO满载吃水线之上2.5 m，须按此试验结果额外加强并校核船头强度，确保船头结构不发生塑性变形[20]。

4.3.2船首海浪砰击强度

为保证船头强度，在距船底基线高度15.3 m平台甲板以上增设5道T1 800×300×25×25型垂直桁材作为船头板架强力支撑构件。根据斜迎浪工况的船头砰击试验结果，为提高船头板格的抗屈曲性能，将T型桁材与船头封板、各平台甲板之间的焊缝均设计为背面气刨深熔焊，增强T型桁材和船头板格的边界刚度。

船首海浪砰击强度分析采用PATRAN/NASTRAN软件建立船首舱段(FR.215-FR.330肋位)有限元模型，有限元网格纵向尺寸为833 mm，横向、垂向尺寸为1倍骨材间距。分析结果表明：FR.300肋位船底横肋板(材质B)最大等效应力为80.5 MPa，小于许用应力225.9 MPa；船头T型桁材(材质AH32)最大等效应力为218.0 MPa，小于许用应力289.6 MPa(图8)，均满足BV-NR445规范要求[18]。

图8 FPSO E船头T型垂直桁材等效应力Fig .8 Equivalent stress of FPSO E bow vertical T girder

4.4 掣链器拖航绑扎设计

船首掣链器(图9)布置在距首端0.2倍船长范围内，其拖航绑扎基座设计汲取某FPSO湿拖时掣链器绑扎件断裂导致掣链器损坏教训，改进掣链器绑扎紧固形式，为掣链器设上、下两处绑扎基座，绑扎紧固件采用长销杆和双M56螺母防松设计(图10)。耐波性试验测得拖航自存工况，船首掣链器处纵向、横向和垂向最大加速度分别为0.12g、0.41g和0.47g。掣链器受到的纵向、横向和垂向载荷分别为826、1 487、139 kN。掣链器和船体绑扎基座结构应用ANSYS软件进行有限元分析，所有结构(材质EH36)的最大等效应力小于许用应力234.3 MPa，满足BV-NR445、NR493规范要求。

图9 FPSO E船首掣链器(绑扎状态)Fig .9 Bow chain fairlead(sea-fastening condition)of FPSO E

图10 掣链器和船体绑扎基座Fig .10 Chain fairlead and hull sea-fastening foundation

5 FPSO远洋拖航实施情况

远洋拖航工期是拖航合同的关键约束要求。拖航公司制订的FPSO E远洋拖航实施计划见表9；远洋拖船拖航作业自持力为45 d，途中须进港补给燃油2次；考虑恶劣海况和台风影响，取10 d的工期冗余，远洋拖航合同约定工期为90 d。

表9 FPSO E远洋拖航实施计划Table 9 FPSO E ocean towing operation plan

FPSO E远洋拖航前受到台风影响而推迟5天，于10月31日出港，拖航途中在中国东海、南海和印度洋受到台风和恶劣海况影响，使韩国-毛里求斯航段的实际平均航速仅约为4.5 kn。为使FPSO赶在进港作业窗口期前到达目的港口，石油公司要求拖船队在路易港完成补给后，开始3艘拖船联合拖带FPSO以提高航速。最终，FPSO E比合同约定工期提前5天到达目的港口，所有FPSO和拖船队人员、设施安全，说明了本文远洋拖航实施方案的可靠性。

6 结论及建议

FPSO E船体设计为超肥大简易折角线型。基于风洞和水池模型试验取得的数据计算的远洋拖航最大总阻力比按GL ND《海上拖航指南》公式计算的阻力大约15.6%，此阻力计算方法为拖船队和拖曳设备选型、招标和工程设计提供了可靠依据。确定FPSO远洋拖航自存工况的吃水时，应优先保证船体最大波浪垂向弯矩不超过按BV-NR467规范公式计算值，有利于FPSO总纵强度设计。基于耐波性水池试验结果，确定了超出BV船级社规范的FPSO船首抗砰击设计要求，对船首结构做了特别加强；确定了掣链器处的运动参数，改进了掣链器拖航绑扎设计。最终如期顺利实施了FPSO E的远洋拖航。基于本文研究成果对FPSO远洋拖航工程设计提出了如下建议：

1) 开展风洞和水池模型试验研究对保证远洋拖航安全、经济是必要的。应研究分析远洋拖航航线的关键海域环境条件，确定合理的拖航设计环境参数。FPSO远洋拖航自存工况是主船体总纵强度和上部模块结构设计的控制性工况，应确定合理的拖航自存工况浮态，以开展水池模型试验、水动力分析和结构设计。

2) FPSO远洋拖航浮态应具有合理的船首吃水和纵倾。拖航航向稳定性和首摇角是确定远洋拖航方案的重要衡准指标，应在拖曳水池试验中尽可能准确模拟主拖缆长度和拖力点位置，提高试验结果的可靠性。

3) FPSO船首、尾应按船级社规范和GL ND《海上拖航指南》要求布置足够数量的拖力点，使远洋拖航方案具有灵活性，并兼顾近海和港口航道内各种拖带作业的要求。拖力点安全工作载荷和船体结构强度应有足够安全冗余，以便于在设计、建造阶段同步开展远洋和近海拖船队的招标。

4) 具有特殊线型的FPSO船首受海浪砰击压强可能超过按船级社规范公式的计算值，应在耐波性水池试验中测量关键结构处的海浪砰击压强，校核结构设计；应特别注意船首水下掣链器拖航绑扎可靠性。

5) 拖航公司应在FPSO设计阶段参与拖力点设计审查，提前发现设计缺陷和隐患。