孫麗萍，康有為，康莊

(哈爾濱工程大學船舶工程學院，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)在實際生產中得到了廣泛的應用［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涉及外輸浮筒和穿梭油輪等多個浮體，若想同時進行輸油管、外輸浮筒、穿梭油輪等結構物的耦合特性試驗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。

目前國內外針對外輸系統(tǒng)或者其他形式的立管已經開展了部分研究。上海交通大學進行了外輸系統(tǒng)的模型試驗研究，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，試驗中沒有考慮輸油管的效應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)進行研究，認為整個外輸系統(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］。而在實際生產中浮體和輸油管的耦合作用會導致輸油管以及系泊系統(tǒng)的疲勞損傷，這在外輸系統(tǒng)的設計中是一個極為重要的問題［6］。目前國內外對于管道深水截斷方法研究主要集中在立管垂直方向上的等效截斷，對于類似輸油管水平方向上的大尺度等效截斷目前還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斷原則，但是并未給出水平方向上管線的具體截斷方法［7］。王宏偉等提出了鋼懸鏈線立管等效截斷方法［8］，該方法主要基于系泊系統(tǒng)的垂向截斷方法，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)模型試驗往往忽略了輸油管的作用，而其他形式的立管截斷方法又難以應用在輸油管的水平截斷上。目前情況下，水池試驗往往被認為是比數值模擬更為準確可靠的方法［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，目前國內對于外輸系統(tǒng)和輸油管的試驗研究還處于基本空白階段。所以如何將輸油管進行水平方向上的等效截斷，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，從而實現外輸系統(tǒng)多浮體耦合特性試驗是一個很有價值的研究課題。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長構件在水平方向上大尺度水平截斷的方法，并通過模型試驗對該方法的可行性和正確性進行了分析驗證。

1 輸油管的水平等效截斷方法

圖1中給出了實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斷的方法，從而實現了外輸系統(tǒng)耦合特性試驗在常規(guī)海洋工程水池中的展開。該截斷方法的主要特征為，基于截斷前后輸油管的靜態(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。

采用這種截斷形式的原因在于，為了盡量保證截斷前后輸油管頂部張角和各個方向上的分力一致，截斷后兩端的輸油管選擇和全水深相同的輸油管。但是由于截斷的影響，輸油管作用在浮體上的預張力必然遠小于實際值。因此采取的補救措施為:在截斷后的輸油管的底部連接合適重量的重塊，重塊之間通過鋼絲繩進行連接。采用這種布置方式的優(yōu)點之一是試驗模型便于制作和布置。輸油管水平截斷流程如圖2所示。

圖2 輸油管水平截斷流程圖Fig.2 OOL horizontal truncation flowchart

下面給出輸油管等效截斷的具體步驟，其中的參數意義參照圖3。圖3中同樣給出了截斷前后輸油管的形態(tài)對比圖。

圖3 輸油管水平截斷示意圖Fig.3 Sketch of OOL horizontal truncation

1)選擇輸油管的截斷因子γ。

試驗水池往往在長度和深度方向有限制，外輸系統(tǒng)模型試驗中同時涉及到系統(tǒng)的水平截斷和垂向截斷。所以輸油管的截斷因子可以依據水平方向或者垂直方向的截斷距離比來選擇，而在輸油管截斷方法的探索中發(fā)現若從水平方向定義截斷因子則往往會導致截斷后的輸油管在垂直方向的尺度過大，難以和截斷水深相匹配。而若從垂向定義截斷因子，則截斷后的輸油管通常滿足截斷水深的要求，而同時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斷因子γ為截斷后水深Ht與全水深Hf的比值，則有

2)截斷輸油管各分段長度確定。

截斷前的輸油管通常由3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行截斷，截斷后各部分長度分別為

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分別為截斷水深下輸油管的3段各自長度。

3)截斷輸油管截面屬性確定。

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分別代表截斷前后輸油管剛度特性，WW和WWt分別代表截斷前后輸油管的濕重特性。鋼纜的作用主要是將兩段輸油管進行連接，因此鋼纜尺寸及干重的選取不宜過大。

4)截斷輸油管重塊質量確定。

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張力，為了保證預張力的大小，在鋼纜兩端設置重塊。

同時為了保證截斷前后輸油管不僅張力大小一致，而且張力的方向一致，因此在確定重塊重量時同時根據截斷前的輸油管張力大小和張力作用方向的夾角來計算，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軸的夾角。

5)截斷輸油管水平跨距確定。

根據靜力等效的原則，截斷水深中的輸油管兩端的拉力T1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，初步確定截斷后輸油管的跨距為L。

考慮到輸油管的浮力，輸油管在實際生產及試驗中會產生一定曲率致使分離角產生變化。為了進一步保證截斷后輸油管張力的大小和作用方向與截斷前一致，可以通過細微調節(jié)L3的長度來改變分離角，以達到調整輸油管張力作用方向的目的。

6)截斷輸油管靜態(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。得到的截斷輸油管參數根據靜態(tài)擬合的結果進行微調，直至達到標準。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－水平回復力曲線與全水深進行對比，并適當調整相關參數，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－水平回復力曲線，確保截斷前后靜態(tài)張力的等效。

7)確定輸油管截斷后直徑。

輸油管的動態(tài)特性極為復雜，目前主要考慮流體載荷在輸油管上的作用力保持一致。基于水下體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)輸油管等效截斷設計

以西非海域外輸系統(tǒng)為目標，進行輸油管水平截斷方法的驗證。此次設計的目的是為外輸浮筒與輸油管的耦合特性試驗，因此針對輸油管與浮筒的連接特性進行設計和校核。輸油管的另一端，由于試驗要求設定為固定端。

2.1 外輸浮筒與輸油管參數

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標效應。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型［1］。

2.2 外輸系統(tǒng)輸油管的等效截斷設計

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)。在設計中本文主要遵循了以下原則:

1)截斷前后輸油管在水平方向上的水平回復力特性一致;

2)保證截斷前后輸油管的垂向張力特性一致;

3)保證截斷前后輸油管的頂部張力－水平位移特性一致;

考慮到外輸浮筒的主尺度特性，選擇了1∶40縮尺比。以哈爾濱工程大學海洋工程水池為例，水池深度為10 m則截斷水深為400 m。按照上述輸油管水平截斷的方法，確定截斷后輸油管的參數(并非模型試驗中輸油管參數)如表3。

表3 等效截斷后輸油管參數Table 3 Truncated OOL parameters

圖4中為外輸系統(tǒng)經過輸油管水平截斷和系泊系統(tǒng)垂向截斷的示意圖。水平方向上輸油管左端固定點由距離浮筒中心1 857 m截斷至距離浮筒中心850 m。垂直方上水深由1 500 m截斷至400 m。

圖4 截斷輸油管構型圖Fig.4 Configuration of truncation OOL

2.3 靜態(tài)評估結果

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斷輸油管的水平位移—頂部張力(水平張力)曲線，然后與全尺寸輸油管進行對比。

表4中給出截斷輸油管頂部張力和水平張力與原輸油管的誤差值，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斷后的輸油管能夠準確反映全水深輸油管的靜態(tài)特性。靜態(tài)張力的校核的結果可以證明該截斷的方法是有效的。

表4 截斷后輸油管靜態(tài)張力誤差Table 4 Truncated OOL parameters %

2.4 動態(tài)評估結果

在基于靜力特性相等確定截斷輸油管的參數后，進一步考察截斷前后輸油管的動態(tài)特性差異。分析方法為數值模擬，為了保持變量的單一性，在原系統(tǒng)的基礎上僅僅將輸油管替換為水平截斷后的輸油管，系泊系統(tǒng)并沒有進行垂向截斷。

圖5中為輸油管截斷前后模型示意圖，2種分析模型組成分別為:未截斷輸油管+浮筒+全水深系泊系統(tǒng)和截斷輸油管+浮筒+全水深系泊系統(tǒng)。對2種模型分別進行時域下相同環(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;風浪的有義波高為2.75 m，譜峰周期為7.2 s。

圖5 輸油管截斷前后模型示意圖Fig.5 Truncated OOL model and OOL model

圖6和圖7分別給出了2根輸油管截斷前后的頂部張力對比時歷曲線。圖中“OOLp-Trunc”代表左舷截斷輸油管參數，而“OOLp-Full”則代表左舷未截斷輸油管的參數，在右舷輸油管采用同樣標識方法。為了更準確分析截斷前后輸油管張力特征，表5中給出輸油管張力的統(tǒng)計值對比。

從圖中對比可以看到，截斷前后輸油管的頂部張力平均值基本保持一致。而截斷后輸油管的張力最大值和最小值均有所偏差，最大值偏大約10%左右，而最小值偏小約30%左右。這說明截斷前后輸油管的頂部張力是動態(tài)相似的。

圖7 右舷輸油管截斷前后動態(tài)張力對比Fig.7 Comparison of dynamic tension of OOL－Starboard

進一步分析輸油管的截斷對于外輸浮筒運動的影響，表5中給出輸油管截斷前后浮筒運動特征對比。

表5 輸油管截斷前后浮筒運動特征對比Table 5 Comparison of CALM motions of truncated OOL

可以看到輸油管截斷前后外輸浮筒的運動并沒有發(fā)生較大的變化。這說明雖然截斷后的輸油管頂部動態(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)的運動并為產生明顯影響。這證明了輸油管截斷方法的正確性。

3 外輸系統(tǒng)輸油管截斷模型試驗

3.1 模型試驗概述

外輸系統(tǒng)截斷水深模型試驗在哈爾濱工程大學海洋工程水池進行。按照上述輸油管截斷模型參數制作輸油管模型，輸油管的物理模型如圖10所示。在本次模型試驗中選擇了1∶40的縮尺比，將表3中的輸油管按照縮尺比進行換算得到模型試驗中截斷輸油管參數，具體如表6所示。由于在實際模型試驗中只要保證輸油管的外徑和濕重與目標值一致即可，所以從實際需求的角度考慮在下表中并沒有給出輸油管模型的內徑數值。

表6 試驗中輸油管模型參數Table 6 Truncated OOL model parameters

圖8 外輸系統(tǒng)試驗中的截斷輸油管Fig.8 Truncated OOL in model test

試驗內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。下面給出西非海域風浪和涌浪作用下的環(huán)境條件。波浪譜采用了O－H雙峰譜，同時模擬風浪和涌浪的作用。

3.2 試驗結果分析

給出了環(huán)境載荷為0°時十年一遇和百年一遇環(huán)境載荷下的試驗結果。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;風浪的有義波高為2.4 m，譜峰周期為7.0 s。

根據實際采集的波浪條件，進行外輸系統(tǒng)數值模型的時域耦合分析，并將得到結果與試驗值進行對比。表7中給出了十年一遇環(huán)境載荷下模型試驗值與數值計算結果的對比，表8中給出了百年一遇環(huán)境載荷下模型試驗值與數值計算結果的對比。

可以看出，在百年一遇和十年一遇海況作用下，通過數值模擬計算得到的外輸浮筒的縱蕩運動預測較好，運動的最大值、最小值和平均值與試驗結果的誤差基本保持在5%以下;而浮筒的縱搖運動數值模擬的結果與模型試驗相比則有較大的差異，經過分析認為其主要原因在于數值模型中外輸浮筒裙板的阻尼效應未得到準確模擬。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，數值模型計算得出的張力幅值要大于模型試驗的結果。其主要原因在于輸油管水動力參數的設置問題，由于輸油管數值模型的水動力特性采用莫里森方程計算，其所受水動力與數值計算中輸油管的附加質量系數和阻尼系數等參數設置具有極大的關系［11］。

表7 10年一遇海況下模型試驗與數值結果對比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與數值結果對比Table 8 Results comparison of model test and numerical results under 100 year loop sea condition

4 結論

本文針對在外輸系統(tǒng)模型試驗中輸油管水平跨距過大等問題提出了一種截斷方法，并通過實際模型試驗進行了驗證。通過研究得出以下結論:

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斷的方法，并給出了截斷的具體步驟和公式。通過該方法的應用解決了外輸系統(tǒng)中由于輸油管跨距過大而難以進行模型試驗的問題。

2)通過輸油管截斷前后數值模型的時域模擬，發(fā)現截斷前后輸油管的頂部張力具有靜態(tài)等效，動態(tài)相似的特征。輸油管截斷前后外輸浮筒的運動并沒有發(fā)生較大的變化，這說明雖然截斷后的輸油管頂部動態(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)的運動并未產生明顯影響。這證明了輸油管截斷方法的正確性。

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動結果的準確性，但是浮筒的縱搖運動則需要進一步修正其裙板的粘性阻尼系數來確保數值模型計算結果的正確。

［1］BLANC C，ISNARD J，SMITH R.Deepwater oil export systems: past，present，and future［C］//OTC.Houston，USA，2006.

［2］童波.深水浮式生產儲油裝置(FPSO)外輸油浮筒系統(tǒng)研究［J］.船舶與海洋工程，2012(1):21-25.

TONG Bo.Study on the deepwater FPSO offloading buoy system［J］.Naval Architecture and Ocean Engineering，2012 (1):21-25.

［3］ITTC-Recommended Procedures and Guidelines.Testing and extrapolation methods loads and responses，ocean engineering，truncation of test models and integration with numerical simulations［S］.［S.l.］:ITTC-Recommended Procedures and Guidelines，2008.

［4］張磊，楊建民，呂海寧，等.西非深水浮筒和穿梭油輪水動力性能分析［J］.海洋工程，2012，30(3):9-17.

ZHANG Lei，YANG Jianmin，LV Haining，et al.Investigation on hydrodynamic performances of deepwater CALM buoy and shuttle tanker off West Africa［J］.The Ocean Engineering，2012，30(3):9-17.

［5］張磊.西非涌浪環(huán)境下浮式平臺水動力性能分析［D］.上海:上海交通大學，2012:33-56.

ZHANG Lei.Investigation on hydrodynamic performances of floating platforms in swell conditions offshore west Africa［D］.Shanghai:Shanghai Jiao Tong University，2012:33-56.

［6］王宏偉，羅勇，蘇玉民.懸鏈線式系泊及立管系統(tǒng)等效截斷設計［J］.哈爾濱工程大學學報，2012，31(12):1565-1572.

WANG Hongwei，LUO Yong，SU Yumin.Equivalent truncation design of catenary mooring and riser system［J］.Journal of Harbin Engineering University，2012，31(12):1565-1572.

［7］O＇SULLIVAN M.West of Africa CALM Buoy Offloading Systems［R］.MCS International.

［8］RYU S，DUGGAL A S，HEYL C N，et al.Coupled analysis of deepwater oil offloading buoy and experimental verification［C］//Proceedings of the Fifteenth International Offshore and Polar Engineering Conference.Houston，USA，2005.

［9］RYU S，DUGGAL A S，HEYL C N，et al.Prediction of deepwater oil offloading buoy response and experimental validation［J］.International Journal of Offshore and Polar Engineering，2006，16(3):1-7.

［10］PRISCHI N，MAZUET F，FRICHOU A，et al.SS-offshore offloading systems and operations bonded flexible oil offloading lines:a cost effective alternative to traditional oil offloading lines［C］//OTC.［S.l.］，2012.

［11］繆國平.撓性部件力學導論［M］.上海:上海交通大學出版社，1996:24-29.