0 引　言

浮式液化天然气生产与储卸装置（FLNG）是集海上液化天然气生产、储存、装卸于一体的新型浮式生产储卸装置，应用于海上气田的开采，具有投资成本低、建造周期短、开采灵活、可重复利用等特点。作为海上液化天然气加工厂，FLNG克服了传统海上天然气开发模式的不足，避免了在深水海域铺设管道所面临的技术和经济难题，特别适用于边际气田、深海气田以及伴生气田的开发，可以有效回收这些气田的天然气资源，并且由于其便于迁移的特性，可以在一个气田开采完毕后迁移至新的气田继续使用，从而提高了资源的利用效率和经济性。随着全球对能源转型以及碳中和碳减排的呼声越来越大，清洁能源越来越受市场重视，FLNG作为低碳清洁能源LNG全产业链核心装备中的最重要一环，必将迎来更为广泛的应用前景^{[1 − 3]}。

液舱晃荡问题是FLNG装置在海上作业过程中需要重点关注和解决的技术难题，不同于LNG运输船严格控制装载率以避免发生剧烈的晃荡拍击载荷（液舱装载率限制在满载不能低于70%，空载不能高于10%），FLNG常年运营在海上，部分装载不可避免，因此对舱室结构的可靠性要求比LNG运输船通常要高。FLNG在海上作业时遭受到波浪等外部环境激励力会引起船体运动，进而导致内部液舱中的液体产生晃荡。当外部波浪频率与液舱晃荡的固有频率接近时会诱发共振现象，共振产生的晃荡载荷会对液舱壁面产生强烈的砰击，可能造成舱内结构以及货物围护系统破坏，严重时会产生LNG泄漏，进而影响整个浮式装置的运动响应和稳定性。FLNG的设计和运营必须考虑到这种复杂的耦合效应，采取有效的设计措施和控制技术来降低晃荡风险，确保设施的安全性和可靠性^{[4 − 7]}。

本文以某作业于温和海域MARK III薄膜舱FLNG开发项目为研究目标，对目标FLNG装置进行晃荡载荷分析研究。首先采用势力理论计算方法，开展浮体耐波性耦合液舱晃荡计算，考虑不同浪向、波浪频率、液舱装载率下的浮体六自由度运动的RAO，分析液舱晃荡对运动响应RAO的影响规律；然后对浮体运动响应RAO进行谱分析，预报给定海况条件下浮体及液舱各个自由度运动的运动幅度极值，进而筛选液舱晃荡最严重的极端海况，生成FLNG船体六自由度运动的时历数据，作为液舱晃荡CFD数值模拟的运动激励；最后采用CFD方法在时域数值模拟特定时长下的液舱不规则运动，以充分考虑非线性自由面的演化，分析液舱舱壁受到的晃荡载荷极值，最后对比了不同舱顶斜切角对液舱晃荡载荷的影响。

1 目标FLNG计算模型及海况 1.1 计算模型及装载率

目标FLNG装置总长为374.5 m，宽为68 m，型深为38 m，液货舱沿船长方向设置双排液舱，包括8个LNG舱、2个冷凝舱（CONS）和2个LPG舱，由于FLNG设置内转塔式单点系泊系统，船体首部有一圆形月池，具体见图1～图2，图中P表示左舷，S表示右舷。

有效开展耦合液舱流动的耐波性计算，需要给定装载工况下的液舱装载液位。仅研究LNG舱的液舱晃荡现象，由于远离船中的LNG舱惯性载荷和运动更为剧烈，因此选取LNG1P(S)和LNG4P(S)为研究对象。选择3个不同吃水工况开展液舱晃荡载荷的计算研究，各吃水工况对应的液舱装载率设置如表1所示。

1.2 海　况

目标FLNG装置设计工况为作业海域百年一遇海况，最大有义波高Hs为4.7 m，谱峰周期Tp为14.2 s。由于FLNG船体采用单点系泊方式，船体在实际海洋环境中工作时会随风浪流流向情况发生转动，因此需要根据浪向分析确定FLNG船体位置和波浪浪向的相对关系，相对浪向角β定义见图3，不同浪向对应的有义波高分布情况见表2。

2 FLNG船体运动耐波性与液舱晃荡耦合分析 2.1 耦合分析模型及输入

耐波性-液舱晃荡耦合计算分析采用HydroStar软件开展，针对3个不同吃水工况和液舱装载情况，建立FLNG及液舱液位以下的结构面单元。为了研究液舱晃荡对FLNG的影响，分别针对无液舱FLNG模型和有液舱FLNG模型开展了耐波性计算。图4～图5为不同吃水工况下有液舱、无液舱FLNG的耐波性计算面单元网格。

波浪圆频率范围为0.01～1.80 rad/s，频率间隔为0.01 rad/s；浪向角范围为0～360°，浪向角间隔为5°。计算中考虑5%的横摇阻尼系数。船首月池内自由液面在计算中也给予考虑，并使用0.1的耗散系数模拟月池液面的粘性耗散。

2.2 耐波性-液舱晃荡耦合计算RAO结果分析

针对FLNG开展耐波性-液舱晃荡耦合计算，获得了FLNG运动RAO。通过对比有液舱和无液舱情况的RAO结果，总结液舱晃荡对FLNG整体运动的影响。表3为不考虑液舱晃荡和考虑液舱晃荡影响下FLNG六自由度运动RAO峰值统计数据及偏差影响。

结果显示考虑液舱晃荡对FLNG船体运动响应的影响很小。从运动幅度的RAO峰值对比情况看，液舱晃荡仅对横摇的运动幅度有较小的削减。对于横摇运动，满载工况下横摇对应的峰值频率ω = 0.35 rad/s，周期T = 17.95 s；半载和压载工况下，横摇对应的峰值周期ω = 0.40 rad/s，周期T = 15.71 s，与采用BV规范^{[8 − 10]}计算的船体横摇固有周期T_Y = 16.03 s接近。对于纵摇运动，满载工况下，纵摇对应的峰值频率ω = 0.52 rad/s，周期T = 12.08 s；半载和压载工况下，纵摇对应的峰值周期ω = 0.53 rad/s，周期T = 11.86 s，与采用BV规范计算的船体纵摇固有周期T_X = 10.87 s接近。

3 运动极值谱分析

根据目标海况选取Jonswap谱对FLNG运动RAO结果进行谱分析，获得FLNG在目标海况条件下的运动幅度极值、运动周期，以及极值发生的浪向等条件信息。利用这些条件参数，生成FLNG船体的运动时历曲线，作为下一步开展CFD计算的需要的外部运动激励条件。分别对3个吃水工况进行运动幅度极值谱分析，运动幅度最大值，以及相应浪向信息见表4。

谱分析结果显示目标海况条件下各个自由度运动幅度极值出现的浪向为艏斜浪60°和横浪90°。考虑到对于单点系泊装置，迎浪工况是最典型工况，因此选取0°（迎浪）、60°（艏斜浪）、90°（横浪）3个浪向角及其对应的波高周期条件作为LNG液舱晃荡的CFD数值模拟工况，利用BV软件工具starspec生成FLNG船体六自由度运动的时间历程，作为液舱晃荡CFD数值模拟的运动激励，图6为浪向0° （迎浪） &满载工况对应的3 h运动时历数据。

4 液舱晃荡CFD数值模拟 4.1 CFD数值模拟介绍

采用CFD方法在时域模拟LNG液舱晃荡现象，求解器foamStar是基于开源CFD程序库针对船舶海洋工程水动力问题开发的求解器，以时间平均雷诺方程RANSE为控制方程，采用VOF方法模拟两相或多相流体交界面，可以精确模拟完全非线性自由液面演化过程，非常适合模拟液舱晃荡这种具有复杂自由液面和高瞬态拍击现象的问题。模拟LNG液舱晃荡时，仅考虑单个LNG液舱模型，以LNG1S液舱模型为模拟对象。数值模拟时，采用耐波性计算获得的六自由度运动作为液舱的外部激励条件，使液舱做受迫运动，模拟不同装载液位情况下的液舱晃荡情况，并通过预先设置的压力探测点实时监测液舱壁面。预先在LNG舱壁面上设置压力探测点，压力探测点位置如图7所示。

CFD数值模拟时，在同一吃水工况下，适当调整装载率，以研究不同装载率情况下的晃荡载荷差异。具体开展的装载率和相应的装载工况为：1）压载工况—装载率10%。2）半载工况—装载率20%, 30%, 40%, 50%, 60%。3）满载工况—装载率70%, 80%, 90%。

4.2 CFD数值模拟结果分析

针对目标FLNG装置设计海况下最大有义波高Hs为4.7 m，谱峰周期Tp为14.2 s，对应迎浪0°、艏斜浪60°和横浪90°不同浪向进行CFD数值模拟，计算舱壁最大压力载荷随高度位置的变化规律，见图8。由于设计海况为相对温和海况，计算中增加一组恶劣海况数据作为对比分析，选取某海域数据，最大有义波高Hs为9.8 m，谱峰周期Tp为12.1 s，同样采用耐波性-液舱晃荡耦合分析流程以及运动极值谱分析确定3个典型浪向进行CFD数值模拟，分别为迎浪0°、艏斜浪65°和横浪90°，舱壁最大压力载荷随高度位置的变化曲线见图9。

温和海况：在横浪（浪向角90°）时，各装载率情况下CFD计算监测到的最大压力载荷137.11 kPa比迎浪（浪向角0°）133 kPa和艏斜浪（浪向角60°）133.01 kPa情况要大。监测到的最大载荷出现在液舱右侧舱壁和舱底交接处的压力探测点。不同装载率时，最大压力载荷始终出现在舱底位置，且压力载荷随装载率的增大而增大。在装载率90%时，舱底监测点获得的最大压力载荷为137.11 kPa。

恶劣海况：在艏斜浪（浪向角65°）时，各装载率情况下CFD计算监测到的最大压力载荷165.67 kPa比迎浪（浪向角0°）139.71 kPa和横浪（浪向角90°）152.67 kPa情况要大。监测到的最大载荷同样出现在液舱右侧舱壁和舱底交接处的压力探测点。不同装载率时，最大压力载荷始终出现在舱底位置，且压力载荷随装载率的增大而增大。在装载率90%时，舱底监测点获得的最大压力载荷为165.67 kPa。其他装载率时，横浪（浪向角90°）和艏斜浪（浪向角65°）获得的最大压力载荷相差很小。

研究结果还发现：1）同一装载率时，在装载液位高度以下，压力载荷随测点位置高度基本上成线性变化趋势，最大载荷出现在舱底位置；高度位置逐渐增近到自由液面处时，压力载荷值趋近为0。由于倾斜形状的液舱舱顶导致液面爬升，在装载液位高度以上，当被液体浸没时，也会监测到压力载荷，但主要以静压和惯性动压为主。2）浪向相同时，最大压力载荷随装载率增大而增大。3）与迎浪情况相比，横浪和艏斜浪条件下获得的最大压力载荷更大。4）恶劣海况条件比温和海况条件更恶劣，因此恶劣海况条件下获得压力载荷较温和海况更大。

4.3 液舱上斜切角对液舱晃荡载荷影响分析

分别对2种不同上斜切角型式的液舱开展CFD晃荡数值模拟见图10。以横浪&满载工况下装载率70%、80%、90%为研究工况，计算分析液舱晃荡载荷，研究不同斜切角大小对液舱晃荡载荷的影响，计算结果见图11。

由图11可知，横浪&满载工况下装载率70%、80%、90%，小斜切角方案在液面附近的压力载荷都比大斜切角方案小，其中装载率70%时由于2个方案此时液位高度均位于垂直舱壁段，因此液面附近的载荷变化几乎相当，而装载率80%和90%则可看出大斜切角方案的液面压力载荷略大于小斜切角方案，分析可能原因是由于斜切角变化引起的液面爬升导致，综合对比可知小斜切角方案略优于大斜切角方案，但是差异不明显，具体斜切角大小的确定还应根据顶部模块支墩位置以及舱室布置需求确定。通常设置LNG舱顶斜切角是通过减小舱段自由液面宽度，从而降低LNG舱固有周期避开船体横摇/纵摇的固有周期，减小共振发生的可能性。同时斜切角的设计还可以改善液舱内部液体流动特性，有助于在液舱内部形成更加平缓的液面，减少液面波动，从而降低晃荡能量。目标FLNG船体满载工况的横摇固有周期为17.95 s，由于设置的纵向双排液舱，因此LNG舱的横摇固有周期约为6 s，没有发生共振的风险，这与CFD数值模拟观察到的现象一致。

5 结　语

本文以某作业于温和海域MARK III薄膜舱FLNG开发项目为研究目标，对目标FLNG装置进行晃荡载荷分析研究。通过对FLNG船体开展耐波性耦合液舱晃荡计算，并进行相应谱分析计算确定液舱晃荡极端海况，进而生成FLNG船体六自由度运动时历数据作为液舱晃荡CFD数值模拟的运动激励，最后采用CFD时域数值模拟方法对液舱晃荡载荷现象进行研究。结果显示液舱舱壁的压力载荷随舱壁高度位置呈线性增大趋势，CFD模拟未见明显的晃荡拍击现象，最后对比了不同舱顶斜切角对液舱晃荡载荷的影响，结果表明不同斜切角方案对液舱晃荡载荷影响差别不大。FLNG的双排液舱设计较好地避免了可能发生严重液舱晃荡的共振情况，液舱舱壁受到液舱晃荡拍击载荷有限，计算方法和相关讨论为FLNG类似设计提供了有益参考。