外輸系統(tǒng)中輸油管的水平截?cái)嘣O(shè)計(jì)

孫麗萍，康有為，康莊

(哈爾濱工程大學(xué)船舶工程學(xué)院，黑龍江哈爾濱150001)

輸油管(oil offloading line，OOL)、外輸浮筒(CALM buoy，CALM)和穿梭油輪組成的深海外輸系統(tǒng)在實(shí)際生產(chǎn)中得到了廣泛的應(yīng)用［1］。它主要的功能為將FPSO的原油通過輸油管輸送給一定距離之外的外輸浮筒，再由浮筒傳送到穿梭油輪上［2］。

外輸系統(tǒng)的耦合特性水池試驗(yàn)涉及外輸浮筒和穿梭油輪等多個浮體，若想同時進(jìn)行輸油管、外輸浮筒、穿梭油輪等結(jié)構(gòu)物的耦合特性試驗(yàn)則必然存在著輸油管和外輸浮筒主尺度上的差異以及整個系統(tǒng)水平跨距過大這2個問題。

目前國內(nèi)外針對外輸系統(tǒng)或者其他形式的立管已經(jīng)開展了部分研究。上海交通大學(xué)進(jìn)行了外輸系統(tǒng)的模型試驗(yàn)研究，但是其主要目的在于研究外輸浮筒和穿梭油輪的耦合特性，試驗(yàn)中沒有考慮輸油管的效應(yīng)以及輸油管和外輸浮筒之間的耦合特性［3-4］。Michael O'Sullivan針對西非海域的外輸系統(tǒng)進(jìn)行研究，認(rèn)為整個外輸系統(tǒng)是一個動態(tài)耦合的整體，輸油管和CLAM以及系泊系統(tǒng)間相互影響，因而需要綜合考慮其耦合作用［5］。而在實(shí)際生產(chǎn)中浮體和輸油管的耦合作用會導(dǎo)致輸油管以及系泊系統(tǒng)的疲勞損傷，這在外輸系統(tǒng)的設(shè)計(jì)中是一個極為重要的問題［6］。目前國內(nèi)外對于管道深水截?cái)喾椒ㄑ芯恐饕性诹⒐艽怪狈较蛏系牡刃Ы財(cái)?，對于類似輸油管水平方向上的大尺度等效截?cái)嗄壳斑€沒有較為明確的方法。Michael O'Sullivan提出了模型在水平方向和垂直方向上的等效截?cái)嘣瓌t，但是并未給出水平方向上管線的具體截?cái)喾椒ǎ?］。王宏偉等提出了鋼懸鏈線立管等效截?cái)喾椒ǎ?］，該方法主要基于系泊系統(tǒng)的垂向截?cái)喾椒?，主要目的為保持立管的靜態(tài)特性不變，并且懸鏈線形式的鋼懸鏈立管和懸浮在水中的輸油管具有不同的形態(tài)特征，所以該方法在此并不適用。

可以看到在外輸系統(tǒng)模型試驗(yàn)往往忽略了輸油管的作用，而其他形式的立管截?cái)喾椒ㄓ蛛y以應(yīng)用在輸油管的水平截?cái)嗌?。目前情況下，水池試驗(yàn)往往被認(rèn)為是比數(shù)值模擬更為準(zhǔn)確可靠的方法［9］。但是由于外輸油管在水平方向上的極大跨距以及受限于海洋工程水池尺寸的限制，目前國內(nèi)對于外輸系統(tǒng)和輸油管的試驗(yàn)研究還處于基本空白階段。所以如何將輸油管進(jìn)行水平方向上的等效截?cái)?，如何保證整個外輸系統(tǒng)在常規(guī)海洋工程水池中的布置，從而實(shí)現(xiàn)外輸系統(tǒng)多浮體耦合特性試驗(yàn)是一個很有價(jià)值的研究課題。本文的主要目的在于提出一種適用于輸油管及其他類型細(xì)長構(gòu)件在水平方向上大尺度水平截?cái)嗟姆椒?，并通過模型試驗(yàn)對該方法的可行性和正確性進(jìn)行了分析驗(yàn)證。

1 輸油管的水平等效截?cái)喾椒?/h2>

圖1中給出了實(shí)際工程中整個外輸系統(tǒng)的示意圖。輸油管一端連接在FPSO艏部，另一端連接著外輸浮筒的底部。充滿液體時的輸油管浸沒在水面下一定深度，而中間部分輸油管帶有浮力材料(圖1中輸油管的淺色部分)，所以輸油管整體在水中程“W”型［10］。

圖1 FPSO及外輸系統(tǒng)Fig.1 FPSO and offloading systems

針對現(xiàn)有問題，本文提出了一種適用于大跨距輸油管水平方向等效截?cái)嗟姆椒ǎ瑥亩鴮?shí)現(xiàn)了外輸系統(tǒng)耦合特性試驗(yàn)在常規(guī)海洋工程水池中的展開。該截?cái)喾椒ǖ闹饕卣鳛?，基于截?cái)嗲昂筝斢凸艿撵o態(tài)特性相同，采用輸油管(L1)－重塊(M1)－鋼纜(L3)－重塊(M2)－輸油管(L2)的組合形式來模擬全水深輸油管的靜力特性。

采用這種截?cái)嘈问降脑蛟谟冢瑸榱吮M量保證截?cái)嗲昂筝斢凸茼敳繌埥呛透鱾€方向上的分力一致，截?cái)嗪髢啥说妮斢凸苓x擇和全水深相同的輸油管。但是由于截?cái)嗟挠绊?，輸油管作用在浮體上的預(yù)張力必然遠(yuǎn)小于實(shí)際值。因此采取的補(bǔ)救措施為:在截?cái)嗪蟮妮斢凸艿牡撞窟B接合適重量的重塊，重塊之間通過鋼絲繩進(jìn)行連接。采用這種布置方式的優(yōu)點(diǎn)之一是試驗(yàn)?zāi)Ｐ捅阌谥谱骱筒贾?。輸油管水平截?cái)嗔鞒倘鐖D2所示。

圖2 輸油管水平截?cái)嗔鞒虉DFig.2 OOL horizontal truncation flowchart

下面給出輸油管等效截?cái)嗟木唧w步驟，其中的參數(shù)意義參照圖3。圖3中同樣給出了截?cái)嗲昂筝斢凸艿男螒B(tài)對比圖。

圖3 輸油管水平截?cái)嗍疽鈭DFig.3 Sketch of OOL horizontal truncation

1)選擇輸油管的截?cái)嘁蜃应谩?/p>

試驗(yàn)水池往往在長度和深度方向有限制，外輸系統(tǒng)模型試驗(yàn)中同時涉及到系統(tǒng)的水平截?cái)嗪痛瓜蚪財(cái)?。所以輸油管的截?cái)嘁蜃涌梢砸罁?jù)水平方向或者垂直方向的截?cái)嗑嚯x比來選擇，而在輸油管截?cái)喾椒ǖ奶剿髦邪l(fā)現(xiàn)若從水平方向定義截?cái)嘁蜃觿t往往會導(dǎo)致截?cái)嗪蟮妮斢凸茉诖怪狈较虻某叨冗^大，難以和截?cái)嗨钕嗥ヅ?。而若從垂向定義截?cái)嘁蜃?，則截?cái)嗪蟮妮斢凸芡ǔM足截?cái)嗨畹囊螅瑫r也滿足了水池在水平方向的尺度要求。所以定義輸油管的截?cái)嘁蜃应脼榻財(cái)嗪笏頗t與全水深Hf的比值，則有

2)截?cái)噍斢凸芨鞣侄伍L度確定。

截?cái)嗲暗妮斢凸芡ǔＳ?段組成:輸油管(Lleft)—帶浮力材料的輸油管(Lmid)—輸油管(Lright)。對各段輸油管分別進(jìn)行截?cái)?，截?cái)嗪蟾鞑糠珠L度分別為

L1=Lleft·2·γ，L2=Lright·2·γ，L3=Lmid·2·γ式中:Lleft、Lmid、Lright分別為全水深時3段輸油管各段長度;L1、L2、L3分別為截?cái)嗨钕螺斢凸艿?段各自長度。

3)截?cái)噍斢凸芙孛鎸傩源_定。

其中L1和L3保持原輸油管的軸向剛度及濕重特性等不變，而將中間帶浮力模塊的輸油管按照L2的長度用鋼纜替換。

式中:EAt及EA分別代表截?cái)嗲昂筝斢凸軇偠忍匦裕琖W和WWt分別代表截?cái)嗲昂筝斢凸艿臐裰靥匦?。鋼纜的作用主要是將兩段輸油管進(jìn)行連接，因此鋼纜尺寸及干重的選取不宜過大。

4)截?cái)噍斢凸苤貕K質(zhì)量確定。

采用鋼纜代替中間帶浮力模塊的輸油管將減小輸油管頂部預(yù)張力，為了保證預(yù)張力的大小，在鋼纜兩端設(shè)置重塊。

同時為了保證截?cái)嗲昂筝斢凸懿粌H張力大小一致，而且張力的方向一致，因此在確定重塊重量時同時根據(jù)截?cái)嗲暗妮斢凸軓埩Υ笮『蛷埩ψ饔梅较虻膴A角來計(jì)算，如圖3所示。重塊重量的確定參照下式。

式中:M1、M2分別為2塊重塊在水中的濕重，T1、T2分別為作用在2個浮體上的預(yù)張力，ρool為輸油管單位長度的濕重，ρw為鋼纜單位長度的濕重。α和β分別為輸油管的軸向張力與垂直方向坐標(biāo)軸的夾角。

5)截?cái)噍斢凸芩娇缇啻_定。

根據(jù)靜力等效的原則，截?cái)嗨钪械妮斢凸軆啥说睦1和T2以及分離角α、β均可由全水深等效獲得。在保證初始平衡位置分離角相同的情況下，初步確定截?cái)嗪筝斢凸艿目缇酁長。

考慮到輸油管的浮力，輸油管在實(shí)際生產(chǎn)及試驗(yàn)中會產(chǎn)生一定曲率致使分離角產(chǎn)生變化。為了進(jìn)一步保證截?cái)嗪筝斢凸軓埩Φ拇笮『妥饔梅较蚺c截?cái)嗲耙恢?，可以通過細(xì)微調(diào)節(jié)L3的長度來改變分離角，以達(dá)到調(diào)整輸油管張力作用方向的目的。

6)截?cái)噍斢凸莒o態(tài)特征等效擬合。

不同于系泊錨鏈，輸油管的張力需要考慮兩端浮體位移的影響。得到的截?cái)噍斢凸軈?shù)根據(jù)靜態(tài)擬合的結(jié)果進(jìn)行微調(diào)，直至達(dá)到標(biāo)準(zhǔn)。采用的靜態(tài)等效擬合方法為:

保持輸油管A端不動并移動B端，將兩端輸油管靜態(tài)下頂部的位移－頂部張力曲線和位移－水平回復(fù)力曲線與全水深進(jìn)行對比，并適當(dāng)調(diào)整相關(guān)參數(shù)，使得二者保持靜態(tài)等效。然后反過來保持B端不動移動A端，校核兩端的頂部位移－張力曲線和位移－水平回復(fù)力曲線，確保截?cái)嗲昂箪o態(tài)張力的等效。

7)確定輸油管截?cái)嗪笾睆健?/p>

輸油管的動態(tài)特性極為復(fù)雜，目前主要考慮流體載荷在輸油管上的作用力保持一致?；谒麦w積相等確定輸油管的外徑，同時修正其干重以保證濕重和頂部張力不變。

2 外輸系統(tǒng)輸油管等效截?cái)嘣O(shè)計(jì)

以西非海域外輸系統(tǒng)為目標(biāo)，進(jìn)行輸油管水平截?cái)喾椒ǖ尿?yàn)證。此次設(shè)計(jì)的目的是為外輸浮筒與輸油管的耦合特性試驗(yàn)，因此針對輸油管與浮筒的連接特性進(jìn)行設(shè)計(jì)和校核。輸油管的另一端，由于試驗(yàn)要求設(shè)定為固定端。

2.1 外輸浮筒與輸油管參數(shù)

浮筒具備安全系泊穿梭油船的能力，并為系泊的油船提供風(fēng)標(biāo)效應(yīng)。外輸浮筒的高度為12 m，外徑為19 m，并有直徑23.5 m的裙板。浮筒通過多錨纜系泊系統(tǒng)定位，系泊纜由鋼鏈、鋼絲繩或聚酯纜組成。表1和表2中給出各輸油管的屬性特征。

表1 輸油管屬性Table 1 OOL property

表2 輸油管的組成Table 2 Constitution of OOL

浮力材料為內(nèi)徑為508 mm，外徑為1 000 mm的空心半圓柱，密度為0.4 MT/m。其目的在于為輸油管提供額外的浮力，使其保持一定的總體構(gòu)型［1］。

2.2 外輸系統(tǒng)輸油管的等效截?cái)嘣O(shè)計(jì)

外輸浮筒具有相對較小的排水量，輸油管的頂部張力會極大的影響到浮筒的吃水和浮態(tài)。在設(shè)計(jì)中本文主要遵循了以下原則:

1)截?cái)嗲昂筝斢凸茉谒椒较蛏系乃交貜?fù)力特性一致;

2)保證截?cái)嗲昂筝斢凸艿拇瓜驈埩μ匦砸恢?

3)保證截?cái)嗲昂筝斢凸艿捻敳繌埩Γ轿灰铺匦砸恢?

考慮到外輸浮筒的主尺度特性，選擇了1∶40縮尺比。以哈爾濱工程大學(xué)海洋工程水池為例，水池深度為10 m則截?cái)嗨顬?00 m。按照上述輸油管水平截?cái)嗟姆椒?，確定截?cái)嗪筝斢凸艿膮?shù)(并非模型試驗(yàn)中輸油管參數(shù))如表3。

表3 等效截?cái)嗪筝斢凸軈?shù)Table 3 Truncated OOL parameters

圖4中為外輸系統(tǒng)經(jīng)過輸油管水平截?cái)嗪拖挡聪到y(tǒng)垂向截?cái)嗟氖疽鈭D。水平方向上輸油管左端固定點(diǎn)由距離浮筒中心1 857 m截?cái)嘀辆嚯x浮筒中心850 m。垂直方上水深由1 500 m截?cái)嘀?00 m。

圖4 截?cái)噍斢凸軜?gòu)型圖Fig.4 Configuration of truncation OOL

2.3 靜態(tài)評估結(jié)果

輸油管靜態(tài)特性的校核則包括輸油管的頂部張力和水平張力特征，因此靜態(tài)評估的方法為分別得出截?cái)噍斢凸艿乃轿灰啤敳繌埩?水平張力)曲線，然后與全尺寸輸油管進(jìn)行對比。

表4中給出截?cái)噍斢凸茼敳繌埩退綇埩εc原輸油管的誤差值，可以看到誤差最大值在3%以下。通過靜態(tài)特征校核可以看出截?cái)嗪蟮妮斢凸苣軌驕?zhǔn)確反映全水深輸油管的靜態(tài)特性。靜態(tài)張力的校核的結(jié)果可以證明該截?cái)嗟姆椒ㄊ怯行У摹?/p>

表4 截?cái)嗪筝斢凸莒o態(tài)張力誤差Table 4 Truncated OOL parameters %

2.4 動態(tài)評估結(jié)果

在基于靜力特性相等確定截?cái)噍斢凸艿膮?shù)后，進(jìn)一步考察截?cái)嗲昂筝斢凸艿膭討B(tài)特性差異。分析方法為數(shù)值模擬，為了保持變量的單一性，在原系統(tǒng)的基礎(chǔ)上僅僅將輸油管替換為水平截?cái)嗪蟮妮斢凸埽挡聪到y(tǒng)并沒有進(jìn)行垂向截?cái)唷?/p>

圖5中為輸油管截?cái)嗲昂竽Ｐ褪疽鈭D，2種分析模型組成分別為:未截?cái)噍斢凸?浮筒+全水深系泊系統(tǒng)和截?cái)噍斢凸?浮筒+全水深系泊系統(tǒng)。對2種模型分別進(jìn)行時域下相同環(huán)境條件的模擬。所選擇的環(huán)境條件為百年一遇海況，涌浪的有義波高為3.6 m，譜峰周期為17.5 s;風(fēng)浪的有義波高為2.75 m，譜峰周期為7.2 s。

圖5 輸油管截?cái)嗲昂竽Ｐ褪疽鈭DFig.5 Truncated OOL model and OOL model

圖6和圖7分別給出了2根輸油管截?cái)嗲昂蟮捻敳繌埩Ρ葧r歷曲線。圖中“OOLp-Trunc”代表左舷截?cái)噍斢凸軈?shù)，而“OOLp-Full”則代表左舷未截?cái)噍斢凸艿膮?shù)，在右舷輸油管采用同樣標(biāo)識方法。為了更準(zhǔn)確分析截?cái)嗲昂筝斢凸軓埩μ卣?，?中給出輸油管張力的統(tǒng)計(jì)值對比。

從圖中對比可以看到，截?cái)嗲昂筝斢凸艿捻敳繌埩ζ骄祷颈３忠恢?。而截?cái)嗪筝斢凸艿膹埩ψ畲笾岛妥钚≈稻兴?，最大值偏大約10%左右，而最小值偏小約30%左右。這說明截?cái)嗲昂筝斢凸艿捻敳繌埩κ莿討B(tài)相似的。

圖7 右舷輸油管截?cái)嗲昂髣討B(tài)張力對比Fig.7 Comparison of dynamic tension of OOL－Starboard

進(jìn)一步分析輸油管的截?cái)鄬τ谕廨敻⊥策\(yùn)動的影響，表5中給出輸油管截?cái)嗲昂蟾⊥策\(yùn)動特征對比。

表5 輸油管截?cái)嗲昂蟾⊥策\(yùn)動特征對比Table 5 Comparison of CALM motions of truncated OOL

可以看到輸油管截?cái)嗲昂笸廨敻⊥驳倪\(yùn)動并沒有發(fā)生較大的變化。這說明雖然截?cái)嗪蟮妮斢凸茼敳縿討B(tài)張力的極值發(fā)生了一定程度的變化，但是對于整個外輸系統(tǒng)的運(yùn)動并為產(chǎn)生明顯影響。這證明了輸油管截?cái)喾椒ǖ恼_性。

3 外輸系統(tǒng)輸油管截?cái)嗄Ｐ驮囼?yàn)

3.1 模型試驗(yàn)概述

外輸系統(tǒng)截?cái)嗨钅Ｐ驮囼?yàn)在哈爾濱工程大學(xué)海洋工程水池進(jìn)行。按照上述輸油管截?cái)嗄Ｐ蛥?shù)制作輸油管模型，輸油管的物理模型如圖10所示。在本次模型試驗(yàn)中選擇了1∶40的縮尺比，將表3中的輸油管按照縮尺比進(jìn)行換算得到模型試驗(yàn)中截?cái)噍斢凸軈?shù)，具體如表6所示。由于在實(shí)際模型試驗(yàn)中只要保證輸油管的外徑和濕重與目標(biāo)值一致即可，所以從實(shí)際需求的角度考慮在下表中并沒有給出輸油管模型的內(nèi)徑數(shù)值。

表6 試驗(yàn)中輸油管模型參數(shù)Table 6 Truncated OOL model parameters

圖8 外輸系統(tǒng)試驗(yàn)中的截?cái)噍斢凸蹻ig.8 Truncated OOL in model test

試驗(yàn)內(nèi)容主要為外輸浮筒和輸油管及系泊系統(tǒng)在西非海域波浪環(huán)境條件下的耦合響應(yīng)。下面給出西非海域風(fēng)浪和涌浪作用下的環(huán)境條件。波浪譜采用了O－H雙峰譜，同時模擬風(fēng)浪和涌浪的作用。

3.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

給出了環(huán)境載荷為0°時十年一遇和百年一遇環(huán)境載荷下的試驗(yàn)結(jié)果。百年一遇環(huán)境中涌浪的有義波高為3.6 m，譜峰周期為17.5 s;風(fēng)浪的有義波高為2.75 m，譜峰周期為7.2 s。十年一遇環(huán)境中涌浪的有義波高為3.1 m，譜峰周期為16.8 s;風(fēng)浪的有義波高為2.4 m，譜峰周期為7.0 s。

根據(jù)實(shí)際采集的波浪條件，進(jìn)行外輸系統(tǒng)數(shù)值模型的時域耦合分析，并將得到結(jié)果與試驗(yàn)值進(jìn)行對比。表7中給出了十年一遇環(huán)境載荷下模型試驗(yàn)值與數(shù)值計(jì)算結(jié)果的對比，表8中給出了百年一遇環(huán)境載荷下模型試驗(yàn)值與數(shù)值計(jì)算結(jié)果的對比。

可以看出，在百年一遇和十年一遇海況作用下，通過數(shù)值模擬計(jì)算得到的外輸浮筒的縱蕩運(yùn)動預(yù)測較好，運(yùn)動的最大值、最小值和平均值與試驗(yàn)結(jié)果的誤差基本保持在5%以下;而浮筒的縱搖運(yùn)動數(shù)值模擬的結(jié)果與模型試驗(yàn)相比則有較大的差異，經(jīng)過分析認(rèn)為其主要原因在于數(shù)值模型中外輸浮筒裙板的阻尼效應(yīng)未得到準(zhǔn)確模擬。輸油管的頂部張力平均值擬合較好，誤差保持在2%以下，這說明輸油管的靜態(tài)張力能夠很好地模擬。但是輸油管的動態(tài)張力變化幅值即張力的最大值和最小值差別很大，數(shù)值模型計(jì)算得出的張力幅值要大于模型試驗(yàn)的結(jié)果。其主要原因在于輸油管水動力參數(shù)的設(shè)置問題，由于輸油管數(shù)值模型的水動力特性采用莫里森方程計(jì)算，其所受水動力與數(shù)值計(jì)算中輸油管的附加質(zhì)量系數(shù)和阻尼系數(shù)等參數(shù)設(shè)置具有極大的關(guān)系［11］。

表7 10年一遇海況下模型試驗(yàn)與數(shù)值結(jié)果對比Table 7 Results comparison of model test and numerical results under 10 year loop sea condition

表8 100年一遇海況下模型試驗(yàn)與數(shù)值結(jié)果對比Table 8 Results comparison of model test and numerical results under 100 year loop sea condition

4 結(jié)論

本文針對在外輸系統(tǒng)模型試驗(yàn)中輸油管水平跨距過大等問題提出了一種截?cái)喾椒?，并通過實(shí)際模型試驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證。通過研究得出以下結(jié)論:

1)本文提出一種基于靜態(tài)特性等效的大跨距輸油管水平方向截?cái)嗟姆椒?，并給出了截?cái)嗟木唧w步驟和公式。通過該方法的應(yīng)用解決了外輸系統(tǒng)中由于輸油管跨距過大而難以進(jìn)行模型試驗(yàn)的問題。

2)通過輸油管截?cái)嗲昂髷?shù)值模型的時域模擬，發(fā)現(xiàn)截?cái)嗲昂筝斢凸艿捻敳繌埩哂徐o態(tài)等效，動態(tài)相似的特征。輸油管截?cái)嗲昂笸廨敻⊥驳倪\(yùn)動并沒有發(fā)生較大的變化，這說明雖然截?cái)嗪蟮妮斢凸茼敳縿討B(tài)張力的極值發(fā)生了一定程度的變化，但是對于整個外輸系統(tǒng)的運(yùn)動并未產(chǎn)生明顯影響。這證明了輸油管截?cái)喾椒ǖ恼_性。

3)正確模擬輸油管的靜態(tài)張力能夠保證外輸浮筒的平移運(yùn)動結(jié)果的準(zhǔn)確性，但是浮筒的縱搖運(yùn)動則需要進(jìn)一步修正其裙板的粘性阻尼系數(shù)來確保數(shù)值模型計(jì)算結(jié)果的正確。

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