淺水單點(diǎn)系泊FPSO軟剛臂參數(shù)敏感性分析

劉成義 ，唐友剛 ，李焱 ，李偉

1 天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，天津 300072

2 水利工程仿真與安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072

0 引 言

浮式生產(chǎn)儲(chǔ)油輪（FPSO）以其投產(chǎn)快、投資低、適應(yīng)水深范圍廣、儲(chǔ)油能力大以及應(yīng)用靈活等優(yōu)勢(shì)被廣泛應(yīng)用于淺海、深海以及邊際油田的開(kāi)采［1］。軟剛臂單點(diǎn)系泊系統(tǒng)（SYMS）是淺水海域FPSO定位的重要系泊方式之一。截至2010年，我國(guó)已有7艘以軟剛臂單點(diǎn)系泊方式定位于作業(yè)海域的FPSO。隨著FPSO和單點(diǎn)運(yùn)營(yíng)年限的增加，單點(diǎn)系泊系統(tǒng)逐漸進(jìn)入老齡化，各類(lèi)事故不斷發(fā)生。

對(duì)作業(yè)于淺水油田的軟剛臂單點(diǎn)系泊FPSO，國(guó)內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)進(jìn)行了許多研究：Wang和李淑一等［2-4］基于多體動(dòng)力學(xué)，將FPSO和水下軟剛臂結(jié)構(gòu)模擬成兩個(gè)通過(guò)系泊鏈連接的剛體，在時(shí)域內(nèi)研究了單點(diǎn)機(jī)構(gòu)粘性力及二階波浪載荷對(duì)FPSO動(dòng)力響應(yīng)的影響，發(fā)現(xiàn)系泊系統(tǒng)粘性力對(duì)系泊力有一定的影響，而在淺水條件下，二階波浪力的計(jì)算對(duì)準(zhǔn)確預(yù)報(bào)系統(tǒng)運(yùn)動(dòng)及系泊力有非常重要的影響，并進(jìn)一步研究了FPSO垂蕩、橫搖、縱搖的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)特性及大艏搖位移問(wèn)題，深入分析和討論了淺水FPSO二階差頻波浪載荷的計(jì)算方法。Xiao和Guo等［5-6］通過(guò)數(shù)值模型和物理實(shí)驗(yàn)研究了淺水軟剛臂系泊FPSO的淺水效應(yīng)和甲板上浪問(wèn)題，指出淺水中FPSO的水動(dòng)力性能和二階漂移力遠(yuǎn)大于深水中的情況。美國(guó)SBM單點(diǎn)公司的Naciri和Sergen通過(guò)AQWA，DELFRC和DIFFRAC等7種水動(dòng)力軟件，分別計(jì)算了排水量為135000 m3經(jīng)典LNG集裝箱船的水動(dòng)力性能，并對(duì)比了各軟件計(jì)算一階和二階水動(dòng)力性能的優(yōu)劣［7］。

Phadke等［8］用耦合動(dòng)力學(xué)方法計(jì)算“蓬勃”號(hào)在軟剛臂安裝過(guò)程中的動(dòng)力響應(yīng)特性，分析了其安裝過(guò)程中允許的海洋環(huán)境條件。肖龍飛等［9］采用誤差判斷結(jié)合變步長(zhǎng)迭代搜索的數(shù)值解法，建立了軟剛臂單點(diǎn)系泊系統(tǒng)的動(dòng)力方程，計(jì)算單點(diǎn)系泊系統(tǒng)在FPSO六自由度運(yùn)動(dòng)誘導(dǎo)下的動(dòng)力響應(yīng)，通過(guò)與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，驗(yàn)證了單點(diǎn)模型的正確性。齊興斌［10］分析了近年來(lái)軟剛臂系泊結(jié)構(gòu)的失效事故，對(duì)單點(diǎn)系統(tǒng)展開(kāi)了原型測(cè)量和分析評(píng)價(jià)工作，并開(kāi)發(fā)了基于多體動(dòng)力學(xué)的單點(diǎn)系泊力計(jì)算方法，通過(guò)將模型分析與實(shí)測(cè)方法相結(jié)合，完善了單點(diǎn)系統(tǒng)的評(píng)價(jià)技術(shù)和預(yù)警信息。陳光［11］通過(guò)對(duì)FPSO軟剛臂單點(diǎn)系泊系統(tǒng)的現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)，指出單點(diǎn)系統(tǒng)的設(shè)計(jì)缺陷，研究了其發(fā)生共振的原因，并找出了引發(fā)共振的關(guān)鍵因素。李欣［12］采用多體方法，建立軟剛臂系統(tǒng)縱蕩/垂蕩方向的振動(dòng)方程，通過(guò)導(dǎo)入試驗(yàn)的實(shí)測(cè)結(jié)果，驗(yàn)證了單點(diǎn)模型的合理性，并通過(guò)時(shí)域耦合方法預(yù)報(bào)軟剛臂單點(diǎn)系泊FPSO的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，研究了水深對(duì)FPSO運(yùn)動(dòng)響應(yīng)及系泊力的影響。

目前，一般將單點(diǎn)簡(jiǎn)化為約束縱蕩運(yùn)動(dòng)的非線性剛度彈簧，研究油輪的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)或者單點(diǎn)的受力，而直接建立油輪—單點(diǎn)系泊系統(tǒng)的耦合模型，開(kāi)展單點(diǎn)系泊系統(tǒng)各個(gè)參數(shù)對(duì)于單點(diǎn)系泊載荷的影響程度的研究工作則相對(duì)較少。為掌握單點(diǎn)系泊參數(shù)對(duì)單點(diǎn)系泊載荷的影響，本文將基于多體動(dòng)力學(xué)方法，建立軟剛臂—系泊機(jī)構(gòu)—油輪的全耦合動(dòng)力學(xué)模型，在時(shí)域內(nèi)計(jì)算風(fēng)、浪、流聯(lián)合作用下單點(diǎn)系泊FPSO的動(dòng)力響應(yīng)特性，并重點(diǎn)研究軟剛臂單點(diǎn)系統(tǒng)的典型參數(shù)（塔架系泊點(diǎn)高度、船艏系泊架高度、軟剛臂長(zhǎng)度、系泊腿長(zhǎng)度和壓載艙重量等）變化對(duì)單點(diǎn)系泊載荷的影響，總結(jié)單點(diǎn)系泊系統(tǒng)各設(shè)計(jì)參數(shù)的選取方法。

1 計(jì)算理論

1.1 多體耦合時(shí)域運(yùn)動(dòng)方程

綜合考慮波浪、風(fēng)、流載荷以及單點(diǎn)系泊系統(tǒng)的回復(fù)力的聯(lián)合作用，F(xiàn)PSO的時(shí)域運(yùn)動(dòng)方程為［13］

式中：M為FPSO質(zhì)量矩陣，由FPSO質(zhì)量及回轉(zhuǎn)半徑參數(shù)計(jì)算得到；A(∞)為最大計(jì)算頻率對(duì)應(yīng)的附連水質(zhì)量矩陣；r(t)為輻射阻尼的脈沖響應(yīng)函數(shù)矩陣，附連水質(zhì)量、輻射阻尼系數(shù)均采用三維勢(shì)流理論應(yīng)用源匯分布法計(jì)算得到；D為FPSO慢漂阻尼矩陣；K為FPSO靜水回復(fù)力剛度矩陣；F(1，2)(t)為一階、二階波浪載荷；Fw(t)為風(fēng)載荷；Fc(t)為流載荷；FSPM(t)為單點(diǎn)系泊系統(tǒng)提供的回復(fù)力。

A字型剛臂結(jié)構(gòu)是在系泊單點(diǎn)、兩側(cè)系泊腿拉力下保持平衡，其受力形式較為簡(jiǎn)單，此處不列出結(jié)構(gòu)動(dòng)力方程。兩側(cè)系泊腿作為FPSO與A字型剛臂的連接桿，由于受風(fēng)面積較小，故忽略風(fēng)載荷的作用，其時(shí)域運(yùn)動(dòng)方程為

式中：mp為系泊腿質(zhì)量矩陣；Kp為考慮結(jié)構(gòu)之間相互影響的12×12的全耦合剛度矩陣。

1.2 慢漂阻尼計(jì)算

對(duì)于軟剛臂式單點(diǎn)系泊系統(tǒng)，本文參照BV規(guī)范［14］給出的縱蕩、橫蕩和艏搖自由度的低頻漂移阻尼公式進(jìn)行計(jì)算：

式中：Bxx和Byy分別為FPSO縱蕩、橫蕩方向的臨界阻尼，N/（m·s-1）；Bψψ為FPSO艏搖方向的臨界阻尼，N/（rad·s-1）；m為FPSO質(zhì)量，kg；g為重力加速度，m/s2；L為FPSO垂線間長(zhǎng)，m；B為FPSO型寬，m。

1.3 波浪載荷計(jì)算

選用JONSWAP譜模擬不規(guī)則海浪，譜峰參數(shù)取為1.8?；谶x定的波浪譜，通過(guò)傅里葉變換可以得到時(shí)域內(nèi)的隨機(jī)波面升高，進(jìn)而可通過(guò)卷積積分的方式生成一階和二階波浪載荷的時(shí)域歷程。在不規(guī)則波浪下，作用于結(jié)構(gòu)物上的瞬時(shí)波浪力可以寫(xiě)為

式中：F(1)(t)為作用在FPSO上的一階波浪載荷；h(t)為脈沖響應(yīng)函數(shù)，由一階波浪力傳遞函數(shù)S(ω)通過(guò)傅里葉變換得到；η(τ)為JONSWAP譜生成的隨機(jī)波面升高的時(shí)域歷程；F(2)(t)為作用在結(jié)構(gòu)上的二階波浪載荷；對(duì)于任意兩個(gè)頻率的波浪（雙色波），NSPL為波浪譜離散后規(guī)則波的數(shù)量，Aj和 Ak為雙色波的波幅值，ωj和ωk為雙色波的不同波浪頻率，εj和εk為雙色波的隨機(jī)相位角；和分別為頻域內(nèi)FPSO在不同浪向、不同頻率下的二階差頻波浪載荷傳遞函數(shù)的實(shí)部和虛部［15-17］，基于Newman近似法，可得

1.4 風(fēng)、流載荷計(jì)算

風(fēng)載荷的動(dòng)力效應(yīng)通過(guò)風(fēng)譜體現(xiàn)，本文選用NPD風(fēng)譜計(jì)算?；陲L(fēng)譜確定風(fēng)速的時(shí)域歷程，與相應(yīng)海洋環(huán)境下流速的時(shí)域歷程進(jìn)行組合，根據(jù) OCIMF（OilCompanyInternationalMarine Forum）規(guī)范給出的VLCC所受風(fēng)、流載荷經(jīng)驗(yàn)公式及經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，結(jié)合FPSO的相關(guān)尺度，計(jì)算船體受到的風(fēng)、流載荷［18］。

風(fēng)載荷的計(jì)算公式為

式中：Cwx(θw)，Cwy(θw)和 Cwrz(θw)分別為FPSO縱蕩、橫蕩和艏搖自由度風(fēng)載荷的經(jīng)驗(yàn)系數(shù)；θw為風(fēng)速入射角度；ρw為空氣密度，取1.28 kg/m3；L為船長(zhǎng)，m；Ax是縱向受風(fēng)面積，m2；Ay是橫向受風(fēng)面積，m2；Vwr=V-Vw，為相對(duì)風(fēng)速，m/s，其中Vw為風(fēng)速，m/s，V 為相應(yīng)的船速，m/s。

流載荷的計(jì)算公式為

式中：Ccx(θc)，Ccy(θc)和 Ccrz(θc)分別為縱蕩、橫蕩和艏搖自由度流載荷的經(jīng)驗(yàn)系數(shù)；θc為海流入射角度；ρc為海流密度，取1025 kg/m3；L為船長(zhǎng)，m；T為吃水，m ；Vcr=V-Vc，為相對(duì)流速，m/s，其中 Vc為流速，m/s，V 為相應(yīng)的船速，m/s。

2 耦合模型建立

2.1 FPSO及系泊系統(tǒng)主尺度參數(shù)

FPSO所在海域的水深為17.83 m，風(fēng)、流力系數(shù)曲線分別如圖1和圖2所示，其他的參數(shù)如表1所示。

SYMS由軟剛臂及兩側(cè)系泊腿組成，其主尺度參數(shù)如圖3所示，其中軟剛臂與壓載艙總重量為1850 tf，單個(gè)系泊腿重量為75 tf。

圖1 風(fēng)力系數(shù)曲線Fig.1 Wind force coefficients of the FPSO

圖2 流力系數(shù)曲線Fig.2 Current force coefficients of the FPSO

表1 FPSO主要參數(shù)Tab.1 Main dimensions of FPSO vessel

圖3 軟剛臂及系泊腿的主要尺度Fig.3 Main dimensions of the soft yoke and pendent

2.2 全耦合有限元模型的建立

用ANSYS建立全船及系泊剛架的有限元模型，導(dǎo)入AQWA中進(jìn)行水動(dòng)力分析及時(shí)域響應(yīng)計(jì)算［18］?？紤]到船艏、艉的形狀較為復(fù)雜，定義船艏、艉的網(wǎng)格密度為2 m，船舯的網(wǎng)格密度為3 m，模型的網(wǎng)格總數(shù)為8063。FPSO及系泊剛架的有限元模型如圖4所示。

圖4 軟剛臂單點(diǎn)系泊FPSO全耦合有限元模型Fig.4 Completely-coupled model of the FPSO and SYMS

多體耦合模型中包含4部分結(jié)構(gòu)：FPSO及船艏系泊剛架通過(guò)剛性連接組成第1部分結(jié)構(gòu)；兩側(cè)系泊腿為2個(gè)結(jié)構(gòu)，上端與船艏系泊剛架通過(guò)雙軸鉸連接，釋放橫搖、縱搖兩個(gè)自由度的約束，下端與軟剛臂通過(guò)三軸鉸連接，釋放3個(gè)轉(zhuǎn)動(dòng)自由度的約束；包含壓載艙的軟剛臂為第4部分結(jié)構(gòu)，軟剛臂與塔架系泊點(diǎn)處釋放3個(gè)轉(zhuǎn)動(dòng)自由度的約束。

3 參數(shù)敏感性分析

3.1 動(dòng)力響應(yīng)計(jì)算

動(dòng)力響應(yīng)計(jì)算方法為：在多體系泊分析模塊AQWA-DRIFT中，基于多體動(dòng)力學(xué)，根據(jù)FPSO時(shí)域運(yùn)動(dòng)方程，分別建立兩側(cè)系泊腿及軟剛臂的振動(dòng)方程，在時(shí)域內(nèi)通過(guò)連接點(diǎn)處的載荷傳遞實(shí)現(xiàn)耦合，建立多體的時(shí)域耦合方程，進(jìn)行迭代計(jì)算。由于計(jì)算中計(jì)入了系統(tǒng)內(nèi)包括慢漂阻尼、非線性風(fēng)流載荷等在內(nèi)的非線性項(xiàng)，采用數(shù)值解法求解非線性多體耦合振動(dòng)方程組，因此，該方法可以模擬實(shí)際環(huán)境工況下FPSO的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)及單點(diǎn)系統(tǒng)的受力。

系泊系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)計(jì)算所選取的2種典型海洋環(huán)境工況如表2所示，分別考慮了風(fēng)、浪、流不同向與同向兩種工況。

表2 海洋環(huán)境條件Tab.2 Environment conditions

軟剛臂系泊系統(tǒng)各參數(shù)如圖5所示，以靜水面為基準(zhǔn)，進(jìn)行敏感性分析的各參數(shù)及其初始值分別為：

1）塔架系泊點(diǎn)高度，即軟剛臂與系泊塔鉸接點(diǎn)距水面的高度，初值取27 m；

2）系泊剛架高度，即船艏系泊剛架與系泊腿鉸接點(diǎn)高度，初值取37 m；

3）系泊腿長(zhǎng)度，即將軟剛臂與船艏系泊剛架相連接的系泊腿長(zhǎng)度，初值取21 m；

4）軟剛臂長(zhǎng)度，即軟剛臂兩端系泊點(diǎn)縱向的總長(zhǎng)度，初值取40 m；

5）壓載艙重量，即為系泊系統(tǒng)提供回復(fù)剛度的壓載艙重量，初值取1300 tf。

圖5 軟剛臂單點(diǎn)系泊系統(tǒng)各設(shè)計(jì)參數(shù)Fig.5 Main parameters of the SYMS

采用多體動(dòng)力學(xué)方法進(jìn)行FPSO及單點(diǎn)系泊系統(tǒng)的耦合動(dòng)力分析，模擬軟剛臂單點(diǎn)系泊機(jī)構(gòu)的具體連接形式，考慮軟剛臂及系泊腿加速度慣性力項(xiàng)對(duì)FPSO運(yùn)動(dòng)響應(yīng)及單點(diǎn)系統(tǒng)載荷的影響，提取了塔架系泊點(diǎn)處軟剛臂坐標(biāo)系下3個(gè)方向的載荷Fx，F(xiàn)y和Fz以及兩側(cè)系泊腿的軸力的較大值 Pt，結(jié)果見(jiàn)表 3。Wang和李淑一等［2-4］基于多體動(dòng)力學(xué)，計(jì)算了水下軟剛臂單點(diǎn)系泊系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)，認(rèn)為多體動(dòng)力分析是可行的預(yù)報(bào)軟剛臂式單點(diǎn)系泊系統(tǒng)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的方法；除軟剛臂與FPSO的連接方式不同外，其計(jì)算的結(jié)構(gòu)與本文類(lèi)似，計(jì)算方法亦可進(jìn)行類(lèi)比，證明了本文計(jì)算方法的合理性。

表3 塔架系泊點(diǎn)載荷及系泊腿軸力Tab.3 Dynamic response of the SYMS

根據(jù)動(dòng)力響應(yīng)計(jì)算結(jié)果可以看出，塔架系泊點(diǎn)載荷中Fx遠(yuǎn)大于Fy和Fz兩項(xiàng)載荷，且工況1中載荷Fx和Pt明顯大于工況2中的載荷值。因此，選取工況1中的Fx和Pt作為參考物理量，對(duì)單點(diǎn)系泊系統(tǒng)各設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行敏感性分析。

3.2 系泊系統(tǒng)參數(shù)的敏感性分析

在對(duì)系泊點(diǎn)高度、船艏系泊架高度、軟剛臂長(zhǎng)度、系泊腿長(zhǎng)度和壓載重量這5個(gè)參數(shù)進(jìn)行敏感性分析的過(guò)程中，固定其它4個(gè)參數(shù)不變，將要研究的參數(shù)分別設(shè)為±20%和±10%進(jìn)行動(dòng)力響應(yīng)計(jì)算，然后統(tǒng)計(jì)結(jié)果，得到系統(tǒng)載荷隨單一參數(shù)變化的規(guī)律。

1）塔架系泊點(diǎn)高度敏感性分析。

在塔架系泊點(diǎn)高度敏感性分析中，選取的5個(gè)塔架系泊點(diǎn)高度為21.6，24.3，27（初始值），29.7和32.4 m，計(jì)算的 Fx和Pt隨系泊點(diǎn)高度的變化曲線如圖6所示。結(jié)果表明，隨著塔架系泊點(diǎn)高度的增加，塔架系泊點(diǎn)載荷Fx呈先減小后增大的趨勢(shì)，系泊腿軸力 Pt則是逐漸增大，但 Fx和 Pt的整體變化不大，變化趨勢(shì)平緩。

圖6 Fx與Pt隨系泊點(diǎn)高度變化曲線Fig.6 FxandPtversus height of the single mooring point

2）船艏系泊架高度敏感性分析。

船艏系泊架高度敏感性分析中，選取的5個(gè)船艏系泊架高度為29.6，33.3，37（初始值），40.7和44.4 m，計(jì)算的Fx和Pt隨系泊架高度的變化曲線如圖7所示。結(jié)果表明，隨著船艏系泊架高度的增加，系泊系統(tǒng)載荷Fx與Pt均呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)，極小值點(diǎn)出現(xiàn)在中間位置附近；Fx和Pt的極小值與極大值差距較大，整體變化趨勢(shì)顯得比較陡峭。

3）軟剛臂長(zhǎng)度敏感性分析。

在軟剛臂長(zhǎng)度敏感性分析中，選取的5個(gè)軟剛臂長(zhǎng)度為32，36，40（初始值），44和48 m，計(jì)算的 Fx和 Pt隨系泊點(diǎn)高度的變化曲線如圖8所示。結(jié)果表明，隨著軟剛臂長(zhǎng)度的增加，系泊系統(tǒng)載荷Fx和Pt均呈先增大后減小的趨勢(shì)；且隨軟剛臂長(zhǎng)度的增加，F(xiàn)x和Pt迅速減小后趨向平緩變化。

圖7 Fx與Pt隨船艏系泊架高度變化曲線Fig.7 FxandPtversus height of the mooring frame

圖8 Fx與Pt隨軟剛臂長(zhǎng)度變化曲線Fig.8 FxandPtversus length of soft yoke

4）系泊腿長(zhǎng)度敏感性分析。

在系泊腿長(zhǎng)度敏感性分析中，選取的5個(gè)系泊腿長(zhǎng)度為16.8，18.9，21（初始值），23.1和25.2 m，計(jì)算的Fx和Pt隨系泊點(diǎn)高度的變化曲線如圖9所示。結(jié)果表明，隨著系泊腿長(zhǎng)度的增加，系泊系統(tǒng)載荷Fx和Pt整體均呈先增大后減小的趨勢(shì)，系泊腿軸力Pt在局部出現(xiàn)波動(dòng)，中間位置處出現(xiàn)極小值點(diǎn)；隨軟剛臂長(zhǎng)度的增加，F(xiàn)x和Pt減小的趨勢(shì)比較明顯。

圖9 Fx與Pt隨系泊腿長(zhǎng)度變化曲線Fig.9 FxandPtversus pendent length

5）壓載敏感性分析。

在壓載敏感性分析中，選取的5個(gè)壓載分別為1040，1170，1300（初始值），1430和 1560 tf，計(jì)算的Fx和Pt隨壓載重量的變化曲線如圖10所示。結(jié)果表明：隨著壓載重量的增加，系泊系統(tǒng)載荷Fx和Pt均呈先減小后增大的趨勢(shì)；且系泊系統(tǒng)載荷減小的趨勢(shì)明顯，增大趨勢(shì)相對(duì)緩和。

圖10 Fx與Pt隨壓載重量變化曲線Fig.10 FxandPtversus ballast weight

3.3 軟剛臂系泊系統(tǒng)參數(shù)選取

在敏感性分析的基礎(chǔ)上，可從動(dòng)力學(xué)的角度確定本文16萬(wàn)噸級(jí)FPSO的軟剛臂單點(diǎn)系泊系統(tǒng)各參數(shù)的取值范圍。考慮到單點(diǎn)載荷、系泊腿載荷受各參數(shù)的影響程度不同，應(yīng)先確定系泊系統(tǒng)載荷受各參數(shù)影響程度的大小，再依據(jù)對(duì)系泊系統(tǒng)載荷的影響從大到小依次確定各參數(shù)的設(shè)計(jì)范圍。

圖11給出了在敏感性分析中各單點(diǎn)設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)應(yīng)的最大 Fx和 Pt值，由圖可知，單點(diǎn)載荷Fx均小于系泊腿軸力極值Pt。因此，可按系泊腿軸力（Pt）最大值從大到小的變化，將各參數(shù)排序?yàn)椋合挡醇芨叨龋拒泟偙坶L(zhǎng)度＞系泊點(diǎn)高度＞壓載重量＞系泊腿長(zhǎng)度；根據(jù)該順序依次對(duì)系泊系統(tǒng)進(jìn)行參數(shù)選取。

圖11 敏感性分析中各參數(shù)下Fx和Pt的最大值Fig.11 Variation of maximumFxandPtwith respect to design parameters of SYMS

1）通過(guò)對(duì)船艏系泊架高度的敏感性分析，發(fā)現(xiàn)隨著系泊架高度的增加，系泊系統(tǒng)載荷Fx和Pt存在極小值，極小值對(duì)應(yīng)的系泊架高度為27 m，故系泊架高度設(shè)計(jì)值應(yīng)在27 m附近。

2）通過(guò)對(duì)軟剛臂長(zhǎng)度的敏感性分析，發(fā)現(xiàn)隨著軟剛臂長(zhǎng)度的增加，系泊系統(tǒng)載荷Fx和Pt是先增大后減小，在36 m長(zhǎng)度處達(dá)到極大值，40 m之后趨于平緩，考慮到系統(tǒng)所受載荷以及長(zhǎng)度增加對(duì)軟剛臂系泊系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響，軟剛臂長(zhǎng)度設(shè)計(jì)值應(yīng)在40 m附近。

3）系泊系統(tǒng)載荷隨塔架系泊點(diǎn)高度、系泊腿長(zhǎng)度參數(shù)變化的趨勢(shì)較為緩和，僅從保證系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)最小的角度考慮，塔架系泊點(diǎn)高度值應(yīng)選取Fx極小值點(diǎn)對(duì)應(yīng)的高度37 m，系泊腿應(yīng)選取Fx極小值點(diǎn)對(duì)應(yīng)的長(zhǎng)度27 m。

4）結(jié)合壓載重量的敏感性分析，發(fā)現(xiàn)壓載重量在大于1170 tf后，隨著壓載的增加，系泊系統(tǒng)載荷Fx和 Pt增加緩慢，因此，壓載重量應(yīng)選取在 1170～1430 tf之間。

根據(jù)上述參數(shù)選取方法，總結(jié)出一般FPSO的軟剛臂單點(diǎn)系泊系統(tǒng)參數(shù)選取過(guò)程為：

1）根據(jù)系泊系統(tǒng)的剛度需求確定單點(diǎn)系泊系統(tǒng)的初步參數(shù)選取方案；

2）以該設(shè)計(jì)方案為基準(zhǔn)，建立耦合模型，在動(dòng)力學(xué)基礎(chǔ)上對(duì)各參數(shù)進(jìn)行敏感性分析；

3）將各參數(shù)按其對(duì)系泊系統(tǒng)載荷的影響程度從大到小排序，并依次對(duì)各參數(shù)進(jìn)行取值；

4）以敏感性分析結(jié)果為基礎(chǔ)，確定系泊系統(tǒng)受力最小時(shí)各設(shè)計(jì)參數(shù)的選取范圍。

4 結(jié) 論

針對(duì)一艘16萬(wàn)噸級(jí)FPSO，通過(guò)建立FPSO—系泊腿—軟剛臂的多體耦合模型，基于多體動(dòng)力學(xué)方法計(jì)算了其軟剛臂單點(diǎn)系泊系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)特性，并對(duì)分別針對(duì)單點(diǎn)系泊系統(tǒng)的塔架系泊點(diǎn)高度、船艏系泊架高度、軟剛臂長(zhǎng)度、系泊腿長(zhǎng)度和壓載艙重量這5個(gè)設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行了敏感性分析，得出如下結(jié)論：

1）系泊單點(diǎn)載荷對(duì)軟剛臂長(zhǎng)度、壓載重量這2個(gè)參數(shù)最為敏感，系泊架高度次之，受系泊點(diǎn)高度和系泊腿長(zhǎng)度的影響最?。幌挡赐容S力極值對(duì)船艏系泊架高度和軟剛臂長(zhǎng)度這2個(gè)參數(shù)的變化最為敏感，而受系泊腿長(zhǎng)度的影響最小。

2）系泊系統(tǒng)載荷受塔架系泊點(diǎn)高度、船艏系泊架高度和壓載重量這3個(gè)參數(shù)的影響整體規(guī)律相同，均是隨著參數(shù)的增大呈現(xiàn)出先減小后增大的趨勢(shì)，3個(gè)參數(shù)值過(guò)大或過(guò)小都會(huì)對(duì)系泊系統(tǒng)造成不利的影響。因此，在設(shè)計(jì)中要降低系泊系統(tǒng)載荷，應(yīng)通過(guò)敏感性分析確定系泊系統(tǒng)載荷最小時(shí)所對(duì)應(yīng)的參數(shù)取值范圍。

3）系泊系統(tǒng)載荷隨軟剛臂長(zhǎng)度和系泊腿長(zhǎng)度的增加皆呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢(shì)；在超過(guò)一定范圍后，適當(dāng)增加系泊腿長(zhǎng)度和軟剛臂長(zhǎng)度均有利于降低系泊系統(tǒng)載荷。

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