深水环形超大型浮式海上基地进船作业特性试验研究

， ， ，

(1.上海交通大学海洋工程国家重点实验室， 上海 200240；2.海洋石油工程股份有限公司设计公司， 天津 300451)

0 引言

南海深水区油气资源丰富，但远离大陆、环境恶劣，为了解决勘探及开采过程中后勤补给、人员设备安全保障、工程船靠泊等困难，建立新型超大型浮式海上基地(VLFOB)的设想应运而生[1]。为了实现工程船避风靠泊的功能，新型VLFOB采用了多个模块组成的环形港湾结构型式，每个模块上安装了消波性能良好的消浪室结构，还设置了通道供工程船出入[2,3]。在进船作业时，通道完全打开，两个半环结构通过多根只能承受拉力的缆绳柔性连接，形成一个双浮体系统。在一定条件下，两半环间相互作用水动力系数与自身水动力系数在同一数量级上[4]，甚至会发生共振现象[5]。余建星等[6,7]应用三维势流理论直接求解浮体间相互作用，得到移动式海岸卸载系统的运动响应；S.K. Chakrabarti[8]将三维势流理论和圆柱体间多重散射的求解方法相结合，大大提升了计算效率。这些研究均局限在频域范围内，并且都采用了线性弹簧模型来模拟连接器。陈徐均等[9]用一种简化的时域方法，预报了用缆绳柔性连接的“口”字形六浮体系统在不规则波浪中的运动和锚泊力，但并未给出缆绳的连接力。

新型VLFOB采用了开孔消浪室结构，与波浪的相互作用更加复杂；进船作业时，两半环的相对运动会使缆绳遭受较大的脉冲载荷，给数值模拟带来了诸多困难。在模型试验对新型VLFOB的进船作业水动力特性研究的基础上，发现了通道宽度变化与连接力的基本规律，并通过对比试验研究了进船通道的开闭对VLFOB动力特性的影响。

1 新型超大型浮式海上基地

新型VLFOB是由8个相同的弧形单体模块相互连接而形成的环形港湾式结构，单体模块由上箱体、下箱体、立柱和消浪室组成(如图1所示)。它的外围直径达到400 m，型深185 m，设计吃水150 m，排水量129万吨，通过48根链-缆-链三段组合型式的张紧式系泊缆定位于2 000 m水深的海底，主要附属设施有生活楼、吊机、直升机升降平台、靠船件、锚机和系泊缆等，可实现直升机升降、工程船停靠和避风、物资存储与转运、人员安置等功能。

该VLFOB设置了可开闭的进船通道，通道处的单体模块间采用可分离式连接装置连接，上、下箱体间分别设置了两排(每排5个)，共计20个可分离式连接装置，立柱中部设置了单排4个可分离式连接装置，其它模块间采用刚性固定式连接装置连接。可分离式连接装置是由套筒、主轴、主轴卡子和缆绳组成。全环作业时，主轴与套筒间通过主轴卡子锁紧，处于刚性固定连接状态，VLFOB是各单体模块间刚性连接的环形结构；进船作业时，主轴卡子松开，主轴与套筒分离，中间通过缆绳连接，VLFOB分离成前、后两个半环结构，之间形成50 m宽的进船通道(如图2所示)。

图1 新型VLFOB效果图 图2 进船作业工况效果图

2 进船作业特性试验

试验中采取缩尺比：λ=80。先准确模拟各单体模块的重量属性，再组装成VLFOB的半环模型和全环模型，单体模块、VLFOB半环和VLFOB全环的主要参数见表1。

表1 单体模块、半环和全环的主要参数

在试验中，风浪流组合海况包括设计进船海况和南海一年一遇海况(参数见表2)。不规则波采用JONSWAP谱，表中Hs为有义波高，Tp为谱峰周期，γ为谱峰因子，Vw为海上10 m处风速，Vc为表层流速。

表2 风浪流组合海况参数

试验水深为10 m。在水平系泊下，对VLFOB单个半环进行了白噪声试验；在水深截断系泊系统下，对VLFOB进船作业工况进行了白噪声试验和风浪流组合海况试验；用作对比，在水深截断系泊系统下，对VLFOB全环进行了风浪流组合海况试验,波浪试验工况见表3。

表3 波浪试验工况

VLFOB原系泊系统由每组6根、共8组系泊缆组成，通过基于静力相似的多目标优化方法进行水深截断系泊系统设计，将其中7组系泊缆简化为每组2根，另外一组系泊缆仍然采用6根。该水深截断系泊系统由20根系泊缆组成，其水平、垂向回复力与全水深系泊系统一致[10,11](如图3所示)。VLFOB全环试验的浪向定义如图4所示。进船作业工况，VLFOB分离成前、后两个半环，浪向定义(如图5所示)。图4～图5中，OXY为大地坐标系，各浮体的参考坐标系不同，但静止时的方向与大地坐标系平行。

图3 水深截断系泊系统示意图 图4 VLFOB全环试验浪向定义

图4中坐标系第四象限内的模块间3个连接面，上、下箱体之间各安装2个三分力仪，共计12个三分力仪作为模块间刚性固定连接器，并测量连接载荷。由于进船作业时通道开启，图5中只有对应的两个连接面安装了共计8个三分力仪。三分力的安装方法及方向定义如图6所示，其中Xf为水平剪切力，Yf为垂向剪切力，Zf为轴向连接力。

图5 进船工况时浪向定义 图6 三分力的安装及方向定义 图7 通道处缆绳简化布置

试验中，对图5通道1、通道2处连接两个半环的缆绳进行了相同的简化，并测量了通道1处缆绳连接力。以通道1为例，上、下箱体之间各10根缆绳简化为各2根缆绳，立柱中部之间4根缆绳简化为2根缆绳，简化前后缆绳的属性见表4，简化后缆绳的布置如图7所示。

表4 通道处连接缆绳属性

3 结果及分析

3.1 固有周期和阻尼系数

在自由漂浮状态下，进行VLFOB半环的静水衰减试验，分析得到其垂荡、横摇、纵摇的固有周期和阻尼系数；在水深截断系泊、进船作业工况下，对VLFOB的半环进行静水衰减试验，分析得到其六自由度运动的固有周期和无因次阻尼系数，结果见表5。

在水深截断系泊、进船作业工况下，VLFOB半环的纵荡、横荡、首摇固有周期都非常大，垂荡、横摇、纵摇固有周期相对较小，但都避开了常见的波浪周期。

与自由漂浮状态相比，进船作业时，VLFOB半环受到水深截断系泊系统和通过缆绳与之相连的半环的影响，纵摇回复力矩增大、固有周期明显减小；垂荡、横摇固有周期变化不大；垂荡、横摇和纵摇的阻尼系数明显增大。

表5 运动固有周期和无因次阻尼系数

3.2 RAO结果

通过白噪声试验，分析得到水平系泊下VLFOB半环的运动RAO，以及进船作业时VLFOB前、后半环的运动RAO，180°浪向下纵荡、垂荡和纵摇RAO对比(如图8所示)，90°浪向下横荡、垂荡和横摇RAO对比(如图9所示)。由此可知：

(1) 180°浪向下，进船作业时前、后半环的垂荡和纵摇RAO基本一致，纵荡RAO在0.15 rad/s～0.45 rad/s频率段相差较大；90°浪向下，进船作业时前、后半环的横荡、垂荡和横摇RAO都基本吻合。进船作业时前、后半环运动RAO数值均不大；

(2) 180°浪向下，进船作业时前半环的纵荡RAO与水平系泊下相近，后半环的纵荡在0.15 rad/s ～0.45 rad/s频率段与水平系泊时相差较大；除此之外，进船作业时前、后半环各运动模态的RAO在0.2 rad/s ～0.4 rad/s频率段都比水平系泊时大。

图8 RAO对比(180°浪向)

图9 RAO对比(90°浪向)

3.3 进船作业与全环作业的动力响应对比

南海一年一遇海况下，对于180°、157.5°两个浪向，进船作业和全环作业时各浮体的六自由度运动统计值见表6，两个连接面处的固定连接载荷见表7，其中：Fx、Fy、Fz为水平剪切力、垂向剪切力和轴向连接力；Mx、My、Mz是以连接面中点为参考点的各向弯矩。通过对比运动响应、系泊力和固定连接载荷，可知：

(1) 进船作业时，VLFOB前、后半环的六自由度运动幅值相当。前、后半环的纵荡、横荡幅值在180°浪向时比VLFOB全环略小，在157.5°浪向时与VLFOB全环相当；其垂荡、横摇、纵摇和首摇幅值在两个浪向下基本上都比VLFOB全环大。

(2) 在180°、157.5°浪向下，进船作业时，水深截断系泊系统的最大系泊力分别为671.2 t、693.7 t，都小于全环作业时的最大系泊力722.8 t、736.7 t。这是因为：一方面进船作业时VLFOB前、后半环的运动与VLFOB全环相差不大，另一方面进船作业时通道打开使得系泊缆的预张力减小。

(3) 对于连接面1的固定连接载荷，总体上，进船作业时比全环作业时明显增大。对于连接面2，除180°浪向下Fz、Mx和157.5°浪向下Mx、Mz是在进船作业时较小外，其他各项固定连接载荷都是在进船作业时明显较大。实际上，由于进船作业时通道处采用只能承受拉力的缆绳连接，前、后半环两端没有支撑，使得半环中部固定连接载荷大大增加。

南海一年一遇海况下，进船作业时VLFOB前、后半环运动响应不大，系泊力甚至小于全环作业时。而设计进船海况等级更低，进船作业时的运动响应和系泊力将会更小。但进船通道打开后，前、后半环中部单体模块间连接载荷明显增大，需要引起设计的重视。

表6 六自由度运动统计值对比

表7 两个连接面的固定连接载荷对比

3.4 进船通道宽度变化和连接力特性

进船作业时，前、后半环的相对运动使得通道宽度时常发生变化，对船舶通行影响很大，同时也会使通道间连接缆绳遭受很大的脉冲载荷。试验发现通道1处上箱体、立柱中部和下箱体间的连接缆拉力分别具有同步性，于是将上、中、下各两根连接缆的拉力分别相加得到进船通道间上、中、下部连接力。在南海一年一遇海况和设计进船海况下，通道顶端宽度变化量和最大连接力见表8。可知：

(1) 设计进船海况下，前、后两环的相对运动小，通道宽度变化和连接力都远小于一年一遇海况，通道顶端最多变窄4.415 m，仅为通道总宽度的8.8%。该海况适合工程船舶进出。

(2) 同一海况等级下，90°浪向时，通道迎浪，通道顶端宽度变化最小；157.5°浪向时次之；180°浪向时，通道开口方向与浪向垂直，通道宽度变化最大，最不利于船舶进出，这与上述通道宽度变化规律是一致的。这说明，通道迎浪时可适应更恶劣的海况。

(3) 在180°、157.5°浪向下，下箱体间的连接力最大，立柱中部次之，上箱体间最小，这说明前、后半环间以摇力为主；在90°浪向下，通道迎浪，立柱中部的连接力最大，下箱体间次之，上箱体间最小，这说明前、后半环间以相互分开的力为主。

(4) 原设计方案中，上、下箱体间采用10根连接缆连接，总破断强度为25 000 t；立柱中部采用4根，总破断强度为10 000 t。设计进船海况下，上、中、下部最大连接力分别为4 474 t、6 156 t、8 558 t，分别占总强度的17.9%、61.6%、34.2%。据此，在立柱中部之间需要增加连接缆，而上箱体间连接缆可以适当减少。

图10 Line1和Line2的连接力

海况南海一年一遇海况设计进船海况浪向 (°)180157.590180157.590宽度减小最大值 (m)11.81911.2225.7144.4153.8132.578占总宽百分比 (%)23.622.411.48.87.65.2最大连接力 (t)上6 3295 5975 1444 4743 8633 078中10 95710 68213 9714 3345 4126 156下17 18814 67310 8905 5378 5586 025

4 结语

(1) 从固有周期和阻尼系数、运动RAO以及与VLFOB全环作业的对比分析可以发现：进船作业时，VLFOB前、后半环具有较好的运动响应和系泊性能。由于设计进船海况能级较低，两个半环的运动响应和系泊力不大，需重点关注通道宽度变化、通道间缆绳连接力以及单体模块间固定连接载荷等。

(2) 同一海况等级下，90°横浪时，通道顶端宽度变化最小；157.5°首斜浪时次之；180°首迎浪时最大，最不利于船舶进出。大体上，通道顶端宽度变化较小时，通道间连接力也较小。海况等级较低时，通道宽度变化和通道间连接力也较小。设计进船海况下，通道宽度变化小，通道间连接力也较小，适合船舶进出。

(3) 在180°首迎浪和157.5°首斜浪条件下，通道处下箱体间的连接力最大；在90°横浪时，立柱中部的连接力最大。在设计中，应增加立柱中部之间连接缆，可适当减少上箱体间连接缆。

(4) VLFOB通道打开后，前、后半环中部固定连接载荷明显增加，在设计中应引起重视。

[ 1 ] 寇雨丰,肖龙飞,于皓. 超大型浮式海上基地概念及模块形式研究[J]. 中国海洋平台,2010,25(4):19-24.

[ 2 ] 钟文军,寇雨丰,杨立军等. 深海超大型浮式结构物消浪室性能试验研究[A]. 第十五届中国海洋(岸)工程学术讨论会论文集， 2011:149-154.

[ 3 ] 钟文军,曾恒一,刘建辉等. 深水环形浮式人工港: 中国, 201110139217.7[P].2011-12-28.

[ 4 ] 吴广怀,沈庆,陈徐均等. 浮体间距对多浮体系统水动力系数的影响[J]. 海洋工程, 2003,21(4):29-34.

[ 5 ] 朱仁传,朱海荣,缪国平. 具有小间隙的多浮体系统水动力共振现象[J]. 上海交通大学学报,2008,42(8): 1238-1242.

[ 6 ] 余建星,田佳,杜尊峰等. 移动式海岸卸载系统三维运动响应研究[J]. 船舶力学, 2008,12(5):677-684.

[ 7 ] 余建星,田佳,徐金利等. Research on Motion Performance of the Mobile Double-Causeway Pier System[J]. China Ocean Engineering, 2008,22(2):267-276.

[ 8 ] Subrata C. Response due to moored multiple structure interaction[J]. Marine Structures, 2001,14(1-2):231-258.

[ 9 ] 陈徐均,沈庆,孙芦忠等. 柔性连接多浮体在不规则波中运动的预报方法[J]. 水动力学研究与进展:A辑, 2000,15(4):444-448.

[10] 苏一华,杨建民,肖龙飞等. 基于静力相似的水深截断系泊系统多目标优化设计[J]. 中国海洋平台, 2008,23(1):14-19.

[11] 苏一华,杨建民,肖龙飞. 深海单柱式平台及其系泊系统的截断水深模型试验[J]. 上海交通大学学报, 2007,41(9):1454-1464.