油輪靠泊海上平臺設計及振動研究

高 永

中海油能源發(fā)展股份有限公司，天津 300452

LD32-2油田位于渤海東部海域，油田由1座四腿井口平臺（WHPA）、1座八腿生產儲油平臺（PSP）、2座系纜平臺（MOP） 組成，WHPA與PSP通過上下兩座棧橋連接，PSP平臺南側設有油輪靠泊裝置，原油外輸采用穿梭油輪直接靠泊PSP平臺的方式。

油田外輸使用5 000 t穿梭油輪，在靠泊平臺時，依靠系泊系統(tǒng)將其固定在平臺一邊。為了防止油輪與平臺的撞擊損壞平臺及油輪，在PSP平臺靠船一側設置了靠船件，同時在靠船件側面設置了V型橡膠護舷以減少撞擊力，見圖1。

2009年10月油田投產，產能2 100～2 200 m3/d，較總體開發(fā)方案ODP提高了50%，外輸周期為2.5 d。同年10月到下一年的4月，渤海海域氣候環(huán)境較為惡劣，在此期間，油田共計外輸作業(yè)87次，超限制海況條件的作業(yè)次數為59次，占外輸作業(yè)總數的68%。油輪在超限制海況條件下進行靠泊作業(yè)時，傳到WHPA平臺的振動較大，影響結構安全，因此對平臺振動進行監(jiān)測分析，并制訂應對措施，對降低油輪靠泊平臺引起平臺的振動具有重要的意義。

1 靠泊方案設計

1.1 總體設計

LD32-2油田是邊際油田，開發(fā)收益較低。為減少結構用鋼量，降低投資費用等，確定原油外輸采用油輪直接靠泊生產儲油平臺的方案。工程中采用5 000 t級油輪進行原油外輸作業(yè)，其靠泊總體設計示意如圖1所示。

1.2 靠泊設計及分析

1.2.1 靠泊設計

穿梭油輪靠泊設計考慮了系纜力、靠船件橡膠護舷撞擊力、船體舷側結構和平臺結構強度[1]。PSP平臺采用10個DA-A800×2.5 m高反力型橡膠護舷，5個為一組，分列在靠船件東西兩側。設計壓縮變形為52.5%時，吸能值為558 kJ，所對應的反力值為1 628 kN；最大壓縮變形為55%時，吸能值為598 kJ，所對應的反力值為2 324 kN。

圖1 油輪靠泊總體設計示意

1.2.2 靠泊分析方法

船舶靠泊時的有效撞擊能根據API RP 2AWSD規(guī)范計算：

式中：E為船舶的動能，kJ；α為附加質量系數，舷側撞擊時，α=1.4，首/尾撞擊時，α=1.1；m為船舶質量（油輪是以壓載的情況到平臺裝油的，所以m取壓載排水量），t；v為靠舶的法向速度，m/s。

分配在每個橡膠護舷的有效撞擊能Ew按JTS 144-1-2010《港口工程荷載規(guī)范》計算：

式中：Ew為分配在每個靠船件上的有效撞擊能，kJ；Ew0為總的撞擊能，kJ；n為靠船件數目，個，n＞4時，取n=4；K為不均勻系數，n=4時取K=1.5，n=2～3時取K=1.6～2.0。

1.2.3 油輪靠泊操作及臨界工況分析

操作工況容許應力放大系數取1.0；臨界工況容許應力放大系數取1.33。

（1）操作工況分析。操作工況考慮了一定的安全系數，橡膠護舷吸能在曲線范圍內。靠泊速度取0.5 m/s，采用式（1） 算得撞擊能為680 kJ，分配到每個護舷所承受的能量采用式（2）計算，所得結果為255 kJ。船靠泊時存在靠泊角度，不同的靠泊角度相應的護舷受力大小不同，護舷垂直受壓時吸能最大。

（2）臨界工況分析。DA-A800H×2.5 m型護舷最大吸能為598 kJ，根據這個最大吸能，通過式（1）、（2）可以反推出護舷所允許的最大靠船速度為0.76 m/s。當船速v=0.76 m/s、0°靠泊時，撞擊能為1 569.9 kJ，分配到每個護舷能量為1.5×1 569.9 kJ/4=588.7 kJ，按照護舷的性能曲線查出反力值，查得每個護舷的反力值為2 324 kN。如果油輪速度超過0.76 m/s，變形將超過護舷的最大變形，所產生的能量超過護舷的最大吸能，故把船速0.76 m/s、0°靠泊作為5 000 t油輪靠泊時的橡膠吸能臨界工況。PSP平臺結構的強度可承受穿梭油輪以6.7 m/s航速撞擊，靠船件在穿梭油輪以2.0 m/s航速撞擊時局部破壞[2]。

1.3 系泊分析

油輪系泊時，系纜力采用MOSES軟件計算，撞擊力采用MOSES和經驗公式兩種方法分析，系泊分析考慮了壓載和滿載兩種不同的工況。

1.3.1 系纜力計算

系纜繩采用直徑為64 mm的聚酯纜，纜繩破斷力637 kN。采用MOSES軟件計算油輪在風、浪、流作用下的系纜力，得到的操作工況如表1～2所示。

表1 壓載工況限制條件

表2 滿載工況限制條件

1.3.2 撞擊力計算

（1）MOSES分析。所選的橡膠護舷達到最大吸能時，產生的反力值為1667kN。MOSES軟件計算得到的油輪在壓載和滿載情況下，斜浪和橫浪撞擊力小于1667kN時，最大反力的限制條件見表3～4。

表3 壓載工況限制條件

表4 滿載工況限制條件

（2）經驗公式計算。只考慮波浪的影響，橫浪所產生的撞擊力最大，故需計算油輪在橫浪作用下的撞擊力。系泊船舶的有效撞擊能量Ew0按系泊船舶在橫浪作用下的撞擊能量計算。公式如下：

式中：E0為船舶在橫浪作用下的撞擊能量，kJ；k為偏心撞擊能量折減系數；Cm為附加水體影響系數；M為船舶質量（按船舶相應的排水量計算），t；Vb為撞擊的法向速度，m/s。

偏心撞擊能量折減系數k按下式計算：

式中：l為船舶與碼頭撞擊點（即護舷中心位置）到船舶橫剖面重心高程的垂距（即偏心距），m；r為船舶橫斷面上的回轉半徑，m。

按下式計算r值：

式中：I為船舶橫向慣性矩（與船舶計算裝載度相應），m4。

計算得到總的撞擊能后，分配到每個護舷上的撞擊能按式（2）進行計算，結果見表5。

表5 不同波高下船舶的撞擊能

由表5可知，壓載工況下，當波高為1.5 m時，單個橡膠吸能就超過最大吸能值；滿載工況下，當波高為2.0 m時，單個橡膠吸能超過最大吸能值。

1.4 系泊操作環(huán)境條件的船模試驗

穿梭油輪直接靠泊平臺，在整個中海油范圍內是首次應用，其對海上操作環(huán)境條件有較為嚴格的限制，因此，需要通過模型試驗為工程設計和海上外輸作業(yè)提供可靠的操作環(huán)境條件。根據5 000 t油輪靠泊模型試驗結果[3]進行PSP平臺結構和靠船件的設計。

（1）系纜力。模型試驗中選用纜繩破斷力為1 275 kN，安全系數取1.5，則設計破斷載荷為1 275 kN/1.5=850 kN。通過試驗得出系纜力不超過850 kN對應的環(huán)境條件見表6。

表6 船模試驗不同工況系纜力

（2）撞擊力。根據油輪船體強度分析，單個護舷最大反力為2 324 kN。通過試驗得出，撞擊力不超過2 324 kN對應的環(huán)境條件見表7。

表7 船模試驗不同工況撞擊力

1.5 系泊限制環(huán)境條件

模型試驗取壓載、滿載兩種工況，并同時滿足系纜力和撞擊力的要求，所得系泊限制環(huán)境條件見表8。

表8 油輪系泊限定環(huán)境條件

2 油輪靠泊平臺振動監(jiān)測分析

采用監(jiān)測儀器對海上油田PSP平臺、WHPA平臺振動進行測量，并分析WHPA平臺振動原因。

2.1 位移監(jiān)測分析

采用壓電式加速度傳感器、YE5858A雙積分型電荷放大器和DSP-32并口數據采集儀，進行數據采集。在油輪外輸油作業(yè)時，平臺振動監(jiān)測數據見表9。

表9 油輪外輸作業(yè)時平臺振動監(jiān)測數據

通過振動數據分析，可知WHPA平臺振動主要是油輪靠泊PSP平臺的撞擊力通過棧橋傳遞到WHPA平臺引起的。

2.2 力學監(jiān)測分析

鋼的彈性模量E=2.1×1011Pa[4]，鋼骨架復合材料的彈性模量E=2.1×1010Pa。通過測得的應變值可計算作用力。在油輪系泊過程中，對PSP平臺的撞擊力數據見表10，棧橋對WHPA平臺的作用力見表11，棧橋管道對WHPA平臺的作用力見表12。

表10 油輪對PSP平臺的撞擊力統(tǒng)計

表11 棧橋對WHPA平臺的作用力

表12 棧橋管道對WHPA平臺的作用力

從表11可以看出，棧橋南側支座對WHPA平臺的作用力比北側支座對WHPA平臺的作用力小；上棧橋對WHPA平臺的作用力比下棧橋對WHPA平臺的作用力稍大。

綜上所述，靠船件、棧橋、棧橋管道上的作用力與油輪靠泊的環(huán)境條件有關，海況條件越差，作用力越大。

3 解決平臺振動的措施設計及監(jiān)測

為解決WHPA平臺的振動問題，采用了臨時性措施減緩平臺的振動[5-8]，并提出永久性的方案。

3.1 臨時性措施的設計及平臺振動監(jiān)測

臨時方案是在原V型護舷外側安裝靠球，可在短時間內解決WHPA平臺的振動問題。

（1）措施方案設計。方案選用直徑2.5 m、高度5.5 m的充氣靠球，靠球安裝在PSP平臺兩組靠船件的外側，靠球和原有靠船件V型橡膠護舷共同緩沖5 000 t油輪在靠泊以及系泊過程中對平臺的撞擊力?？壳蛟赑SP平臺的布置如圖2所示。

圖2 靠球安裝示意

（2）措施實施效果監(jiān)測。靠球安裝前后，PSP靠船件、棧橋及棧橋管道上所受的作用力對比見表13～ 15。

表13 油輪撞擊力

表14 棧橋作用力

表15 管道作用力

從表中數據可以看出，在相似海況條件下進行外輸作業(yè)，安裝靠球后，靠船件、棧橋及管道作用力明顯下降，油輪靠泊的撞擊力降低約60%，表明靠球的減振效果比較明顯。

（3）措施方案優(yōu)化?？壳蚍桨甘褂煤?，出現了如下問題：第一，靠球和鏈條長期浸泡在海水中，影響使用壽命；第二，在油輪靠泊外輸過程中，靠球鏈條及連接件受油輪橫搖影響多次受損。

考慮到靠球的耐久性、維修及冬季使用等因素，對所使用的靠球進行了優(yōu)化設計：在標高12 m處外擴甲板，并安裝兩套靠球收放裝置，通過該裝置，在油輪靠泊外輸前將靠球吊放到海面，使用完畢后再將靠球回收到甲板上固定?？壳蚴辗叛b置如圖3所示。

圖3 靠球收放裝置

3.2 永久性措施的技術方案及費用比對

為避免油輪靠泊撞擊力對平臺的影響，開展了PSP平臺與外輸靠船件分離方案的設計。分別研究了多個可行方案，并確定了兩個方案：方案一，新建2座油輪靠泊的四腿導管架平臺和2座筒基系纜平臺；方案二，新建1座油輪靠泊的八腿導管架平臺和1座樁基系纜平臺。兩個方案的技術及費用對比見表16。

表16 兩種方案的技術及費用對比

從降低投資、減少鋼材用量考慮，選取方案二作進一步研究設計。由于PSP平臺西側存在淺斷層，并考慮到火炬的熱輻射等因素，將新增靠泊平臺移至PSP平臺東側。該方案可避免穿梭油輪直接靠泊PSP平臺產生的撞擊力對WHPA平臺產生振動的影響，優(yōu)化了系泊形式，避免了油輪靠、離泊時對系纜平臺的撞擊風險。此方案總體布置如圖4所示。

4 結束語

通過對海上油田PSP平臺和WHPA平臺的振動監(jiān)測分析和WHPA平臺振動應對措施的監(jiān)測研究，得出以下幾方面結論：第一，采用直接靠泊方式進行外輸作業(yè)，對環(huán)境條件有嚴格限制，超出設計限制條件進行外輸作業(yè)時，會造成平臺較大振動；第二，油輪靠泊平臺產生的撞擊力通過棧橋傳遞到WHPA平臺，是引起WHPA平臺振動的主要因素；第三，通過實測數據分析，安裝靠球對平臺減振起到明顯效果；第四，采用永久性方案將增加海上外輸作業(yè)難度，并增加工程投資。

圖4 新建靠泊平臺總體布置示意