王舒雅， 胡志強， 陳 剛

(1.上海交通大學海洋工程國家重點實驗室，上海 200240；2.中國船舶及海洋工程設(shè)計研究院，上海 200011)

FLNG系統(tǒng)液艙晃蕩特性及其對橫搖運動的影響

王舒雅1， 胡志強1， 陳 剛2

(1.上海交通大學海洋工程國家重點實驗室，上海 200240；2.中國船舶及海洋工程設(shè)計研究院，上海 200011)

針對大型浮式液化天然氣(FLNG)系統(tǒng)作業(yè)時的液艙晃蕩及其與系統(tǒng)的相互耦合影響特性，開展了水池模型實驗研究。通過實驗，全面分析了液艙晃蕩的非線性特性以及其與FLNG系統(tǒng)之間的耦合效應(yīng)。通過水池模型實驗得到在風浪流共同作用下LNG艙內(nèi)液體的晃蕩情況以及固體、液體壓載下FLNG的運動響應(yīng)情況。借助統(tǒng)計分析手段對耦合運動特性進行分析研究，討論了FLNG系統(tǒng)作業(yè)時液艙晃蕩特性及其對系統(tǒng)橫搖的影響。

浮式液化天然氣系統(tǒng)；液艙晃蕩；橫搖運動；耦合影響

0 引言

大型浮式液化天然氣系統(tǒng)(FLNG)是一種用于海上天然氣田開發(fā)的浮式生產(chǎn)裝置，通過系泊系統(tǒng)定位于海上，具有開采、處理、液化、儲存和裝卸天然氣的功能，并通過與液化天然氣(LNG)船搭配使用，實現(xiàn)海上天然氣田的開采和天然氣運輸。與傳統(tǒng)的采用生產(chǎn)平臺和海底管道進行海上天然氣開發(fā)的模式相比，F(xiàn)LNG系統(tǒng)避免了在距離海岸太遠或規(guī)模較小的氣田鋪設(shè)管道的困難，同時，F(xiàn)LNG系統(tǒng)在遠離人群的地方施工作業(yè)，安全環(huán)保，F(xiàn)LNG系統(tǒng)還可以在氣田結(jié)束開采后二次使用，安置于其他氣田，經(jīng)濟性高。

在海上進行生產(chǎn)作業(yè)時，F(xiàn)LNG系統(tǒng)將從海底獲得的天然氣直接進行液化處理并儲存在液艙中。在整個生產(chǎn)周期中，F(xiàn)LNG系統(tǒng)所經(jīng)歷的海況和裝載狀況都處于不斷地變化中。由于LNG具有良好的流動性，船體運動時，液艙晃蕩現(xiàn)象會比較明顯，艙內(nèi)液體的劇烈晃蕩會對LNG艙壁產(chǎn)生較大的沖擊力，對LNG儲存造成破壞。更重要的是，液艙內(nèi)液化天然氣的晃蕩對船體運動的影響也不可忽略。FLNG在海洋環(huán)境的激勵下產(chǎn)生復雜的運動，船體運動引起液艙晃蕩現(xiàn)象，而艙內(nèi)液體的晃蕩又反過來影響FLNG船體的運動響應(yīng)，從而對正常的生產(chǎn)作業(yè)帶來復雜的影響。因此，掌握FLNG液艙晃蕩的規(guī)律及其對FLNG系統(tǒng)的運動響應(yīng)的影響是設(shè)計FLNG系統(tǒng)和液艙的關(guān)鍵因素之一，也是整個海洋工程界關(guān)注的熱點問題。

國內(nèi)外學者對液艙晃蕩以及其與船體運動的耦合展開了較多的研究。對于單獨的液艙晃蕩問題，目前較常使用的數(shù)值計算方法有MAC[1]，VOF[2]以及 SPH[3]。這些方法雖然可以對自由液面的變化進行模擬，但是對于晃蕩與船體運動耦合這樣的現(xiàn)象進行分析仍然有所欠缺。

對于液艙晃蕩與船體運動的耦合問題，Molin等[4]采用三維勢流理論對船體運動進行計算，而艙內(nèi)液體晃蕩則進行線性化處理，通過將內(nèi)部的液艙作用力與外部的船體作用力進行組合求解耦合運動方程。Lee[5]等通過CFD方法模擬液艙的非線性流動并考慮了和線性船體運動的耦合，Mitra[6]則將該方法拓展到了非線性流動和非線性船體運動間的耦合。Nam[7]等運用脈沖響應(yīng)函數(shù)方法(IRF)計算線性船舶運動，而非線性的晃蕩問題則采用有限差分方法進行模擬。

相比于數(shù)值計算方法，模型實驗研究可以充分考慮LNG晃蕩的非線性以及其與FLNG系統(tǒng)的運動耦合作用，提供較為可靠的預報結(jié)果。Nasar[8]等對駁船裝載的矩形液艙在規(guī)則橫浪作用下的晃蕩情況進行了實驗研究。Zhao[9]等對放置于FLNG分段模型中的矩形液艙在橫蕩、橫搖及垂蕩運動下與分段間的耦合運動進行了研究。通過兩種壓載情況下的響應(yīng)RAO的對比，發(fā)現(xiàn)了艙內(nèi)液體晃蕩對于船體運動響應(yīng)的影響，并進一步探索了艙內(nèi)裝載水平以及船體橫搖固有頻率對船體運動的影響。在以上實驗中，液艙的形狀都簡化為矩形水箱，船體也使用了矩形的平行中體來代替。Nam[7]等以配備有兩個液艙的FLNG為對象，開展了相關(guān)的模型實驗。在實驗中，F(xiàn)LNG的船體只允許在垂蕩，橫搖和縱搖三個自由度上運動，并具有不同的裝載狀態(tài)。

該文以裝有液艙的FLNG系統(tǒng)為研究對象開展水池模型實驗，對FLNG系統(tǒng)進行生產(chǎn)作業(yè)時的水動力性能進行研究。實驗采用的FLNG和液艙模型，形狀與結(jié)構(gòu)布置與實際生產(chǎn)中的較為一致，對實際生產(chǎn)情況下LNG的液艙晃蕩問題進行了較好的還原。在模型實驗中，對三種不同的裝載情況進行研究，得到不同裝載量下液面運動的特點，F(xiàn)LNG船體分別采用液體及等質(zhì)量的固體進行壓載，通過對比兩種情況下的差異，考察艙內(nèi)液體晃蕩對船體橫搖運動響應(yīng)的影響。

1 目標船型介紹

選取中海油研究總院與中國船舶海洋工程設(shè)計研究院聯(lián)合設(shè)計的FLNG船作為研究對象，并開展水池模型實驗研究。該FLNG系統(tǒng)通過單點系泊系統(tǒng)定位于1 500 m水深的南海海域進行天然氣的開發(fā)，其系泊系統(tǒng)采用3×6的形式。

1.1 船體參數(shù)

該FLNG船總長為340 m，船寬為61 m，型深為37 m，船艙內(nèi)配有10個同樣尺寸的LNG儲罐并呈兩列并排方式排列。選取的FLNG在25%，50%，75%三種裝載量下的情況進行研究，試驗研究縮尺比為1∶60，實船和模型的主尺度見表1。

表1 實船主尺度

1.2 系泊系統(tǒng)

FLNG采用內(nèi)轉(zhuǎn)塔單點系泊系統(tǒng)進行定位。系泊系統(tǒng)由18根系泊纜組成，分為3組，每組6根，每根長度為3 600 m，每組中相鄰兩根之間的夾角為5°，每組之間的夾角為120°。每根系泊纜由鏈-纜-鏈三段組成，其水平跨距為3 150 m，其預張力為5 000 kN。

由于實驗水池實際尺寸的限制，該水深系泊系統(tǒng)無法布置于水池中，該研究中采用了水深截斷方法對FLNG的系泊系統(tǒng)進行了水深截斷。

1.3 液艙參數(shù)

FLNG內(nèi)部的10個液艙大小一致，分兩排排列，每排5個，關(guān)于船中剖面對稱，液艙在FLNG系統(tǒng)內(nèi)的布置圖如圖1所示，橫截面形狀如圖2所示。試驗中選取了兩個液艙測量了其液面高度變化參數(shù)，測量液面高度變化的浪高儀分布在位于右側(cè)船首處和左側(cè)船尾處的兩個液艙中，每個液艙分布4個。兩個液艙內(nèi)浪高儀的位置相同，其布置情況如圖3所示，液艙基本參數(shù)見表2。通過布置在液艙內(nèi)的浪高儀，對液面變化數(shù)據(jù)進行采集，得到在風浪流作用下的FLNG內(nèi)液面的變化，推導計算出衡量液艙晃蕩程度物理量的時歷曲線，從而對液面晃蕩特性進行分析。

圖1 液艙在FLNG系統(tǒng)內(nèi)的布置圖

圖2 液艙橫截面示意圖 圖3 液艙浪高儀布置圖

單位實體模型長m370.617寬m26.40.44高m30.90.515

2 實驗研究

在上海交通大學海洋工程國家重點實驗室海洋深水試驗池開展了此次水池模型實驗。該水池有效工作尺度為：長度50 m，寬度40 m，最大工作水深10 m。水池具備模擬4 000 m水深的深海工程試驗能力，并裝備有模擬風、浪、流等各種復雜海洋環(huán)境的大型實驗設(shè)施。

2.1 海洋環(huán)境條件

不規(guī)則波浪譜采用JONSWAP譜，選擇作業(yè)工況一年一遇季風、作業(yè)工況十年一遇季風、生存工況百年一遇臺風三種海況，海洋環(huán)境條件見表3，實驗工況見表4。

表3 海洋環(huán)境條件

表4 實驗工況

在實際進行的固體與液體壓載的實驗中，風和流的方向保持不變，始終為180°。波浪的方向有180°、150°和140°三種，場景示意圖如圖4、圖5所示。

圖4 風浪流角度示意圖 圖5 FLNG模型布置圖

3 實驗結(jié)果與分析

通過開展水池模型實驗，測量固液兩種裝載狀況下船體的運動響應(yīng)情況，首尾兩個液艙內(nèi)液面運動情況等。對以上數(shù)據(jù)開展統(tǒng)計分析，得到固液兩種裝載情況下的FLNG作業(yè)時的水動力性能及液艙在FLNG作業(yè)時浪高儀處液面的運動情況。

圖6 25%裝載量下浪高儀時歷曲線

3.1 液面運動

根據(jù)放置于首尾液艙中的8個浪高儀，得到FLNG在各個工況下發(fā)生運動響應(yīng)時LNG艙內(nèi)浪高儀處的液面變化時歷曲線，如圖6所示。

根據(jù)位于首尾液艙同一位置的浪高儀時歷曲線對比，位于尾部的液艙晃蕩更為劇烈，這是由于FLNG尾部遠離內(nèi)轉(zhuǎn)塔，船體運動更為激烈。同時也可以看出，首尾液面變化的相位較為一致。

根據(jù)實驗錄像可以觀察到，液艙中的液面基本處于一種近似平面的平穩(wěn)運動過程。為了更好地表征液面的晃蕩情況，假設(shè)任一時刻同一液艙內(nèi)的四個浪高儀的坐標點處于同一個平面。根據(jù)船首的浪高儀所測得的任一時刻的液面高度，可以確定該平面相對于水平面的橫搖和縱搖角。根據(jù)橫搖角和縱搖角的時歷曲線，以船體靜止時的液艙水面為基準面，計算得到的液艙橫搖角和縱搖角的各項統(tǒng)計值見表5、表6。

表5 液艙晃蕩平面的橫搖角統(tǒng)計值

表6 液艙晃蕩平面的縱搖角統(tǒng)計值

從表5、表6中可以看出，在一年一遇、180°的海況下，液面的晃蕩角度隨著裝載量的增加而減少。在25%及50%的裝載量下，液面晃蕩的程度較為劇烈，與生存海況下的液面運動程度較為接近，而在75%裝載量下，液艙晃蕩隨著有義波高和譜峰周期的增大而愈加劇烈；在工作工況、首迎浪角度逐漸增大的情況下，液艙晃蕩的橫、縱搖角度在150°時達到了最小值；在生存工況下，隨著FLNG首迎浪角度增大，液艙橫搖加劇而縱搖減小。

此外，根據(jù)每一工況下晃蕩的橫縱搖角均值及正負有義幅值的對比，并結(jié)合浪高儀的時歷曲線特征可以得出，液面總體的變化體現(xiàn)了相對于靜水面的對稱性。此外，1號和2號工況下液面晃蕩橫、縱搖角的正負有義幅值之差明顯大于其他工況。這表明，液面變化在液艙裝載量較少的情況下不易再保持對稱性。

在所有一年一遇的工況中，工況1、工況2的液艙晃蕩最為劇烈，幾乎達到了百年一遇海況下的劇烈程度。為了解釋這一現(xiàn)象，需對艙內(nèi)液體的晃蕩固有周期及船體橫縱搖周期進行研究。

根據(jù)Faltinsen和Timokha[11]所推導的二維矩形液艙固有周期公式計算艙內(nèi)液體的晃蕩周期:

(1)

根據(jù)文獻[9]，只有一階模態(tài)下的晃蕩響應(yīng)與船體運動響應(yīng)表現(xiàn)出了明顯的耦合響應(yīng)，故該文僅考慮一階模態(tài)的情況。

根據(jù)FLNG在工況1、工況2下的橫搖和縱搖運動時歷曲線，分別得到其橫搖和縱搖平均周期，見表7、表8。

表7 液艙晃蕩固有周期

表8 FLNG橫、縱搖平均周期

船體在25%裝載、一年一遇液體壓載情況下，F(xiàn)LNG橫搖作為液艙晃蕩激勵，其周期比液艙橫搖固有周期大22%，縱搖則為17.2%。同樣，船體在50%裝載、一年一遇液體壓載的情況下，其橫搖及縱搖周期分別為液艙周期的124%和122%。這兩種情況下，液艙晃蕩與船體運動產(chǎn)生了較為明顯的共振，因此晃蕩幅度明顯大于受到同樣大小激勵波的其他工況。

在海況較為平緩的波浪激勵下，較低的艙內(nèi)裝載水平會引起較嚴重的晃蕩響應(yīng)。而這種強烈的響應(yīng)，可能是由于外部的船體運動激勵和液艙的固有頻率較為接近的原因引起的。

綜上所述，容易帶來FLNG中的液艙晃蕩加劇的情況有：(1)液艙遠離船首；(2)惡劣的海況；(3)液艙裝載量較少；(4)首斜浪海況。其中，第三點會引起液面晃蕩時對稱性不再保持，從而給液艙艙壁的壓力估算帶來一定的困難。

3.2 液艙晃蕩對FLNG橫搖運動的影響

文獻研究表明[12]，船體的橫搖運動與艙內(nèi)液體晃蕩的耦合作用均十分明顯。通過實驗得到10個工況下、固液裝載的FLNG橫搖運動統(tǒng)計值。1號工況、2號工況、3號工況固液壓載下的FLNG橫搖運動統(tǒng)計值分別見表9、表10、表11。

表9 1號工況下固液壓載下的FLNG橫搖運動統(tǒng)計值

表10 2號工況下固液壓載下的FLNG橫搖運動統(tǒng)計值

表11 3號工況下固液壓載下的FLNG橫搖運動統(tǒng)計值

由工況1～工況3的時歷統(tǒng)計結(jié)果可以看出：液體裝載時、在25%和75%裝載的情況下，液體裝載在一定程度上增加了FLNG的橫搖幅度，而在50%裝載的情況下略微地減小了橫搖幅度，因此，由于裝載量的不同，當海況較為平緩時，艙內(nèi)液體的晃蕩既可能增大也有可能減小船體的橫搖運動響應(yīng)。這說明，根據(jù)傳統(tǒng)經(jīng)驗，認為減搖水艙效果一定會減少FLNG橫搖運動幅度的觀點不一定正確。Kim[13]等通過數(shù)值分析解釋了該現(xiàn)象：當艙內(nèi)液體晃蕩引起的內(nèi)部作用力與船體外部波浪作用力之間的相位差達到180°時，艙內(nèi)液體晃蕩有效地減小了船體的運動響應(yīng)，當兩者之間的相位差趨于零時，艙內(nèi)液體晃蕩增大了船體的運動響應(yīng)。這種相位差的轉(zhuǎn)變，則與激勵頻率和液艙的一階晃蕩頻率之差有關(guān)。在該實驗中，液艙的橫向固有頻率與FLNG橫搖頻率之差隨著液艙裝載量的增加而逐漸減小。因此可以推測，在兩者的頻率之差到達某一點時，液艙晃蕩產(chǎn)生的內(nèi)部作用力與船體外部波浪力之間的相位差發(fā)生了翻轉(zhuǎn)，使得在50%的裝載量下液艙起到了減搖的作用，而25%和75%液體裝載條件下，液體晃蕩起到了增加FLNG橫搖運動的作用。

同時，液艙晃蕩使FLNG橫搖周期增大。由于橫搖固有周期與艙內(nèi)液體晃蕩的一階固有周期相距較遠，其耦合作用很小，因此這些差異有可能是由艙內(nèi)液體的靜水回復力引起的。

由工況4～工況6的統(tǒng)計值，液艙晃蕩使船橫搖有義雙幅較固體壓載情況下增大的比例為29.6%,92.6%,102.8%。因此，隨著迎浪角的增加，由于液體壓載使FLNG增加的橫搖比例也單調(diào)增加。盡管由于風標效應(yīng)，實際生產(chǎn)時FLNG的迎浪角不會達到30°，但是鑒于液體壓載的FLNG系統(tǒng)對迎浪角的變化較為敏感，在實際生產(chǎn)中應(yīng)充分考慮角度變化為生產(chǎn)作業(yè)帶來的負面影響。

表12 8號工況下固液壓載下的FLNG橫搖運動統(tǒng)計值

表13 9號工況下固液壓載下的FLNG橫搖運動統(tǒng)計值

表14 10號工況下固液壓載下的FLNG橫搖運動統(tǒng)計值

根據(jù)工況8～工況10，在百年一遇工況下，75%裝載量的液艙的晃蕩明顯減輕了船的橫搖幅度。結(jié)合工況1～工況3的分析結(jié)果，可以得出：當海況較為平緩時，25%和75%裝載對橫搖運動有不利影響，50%裝載對橫搖運動有有利影響，但該影響不明顯；當海況較為劇烈時，75%的裝載量下晃蕩對橫搖運動有較明顯的有利影響。

相對于一年一遇的海況，百年一遇海況下液艙晃蕩對FLNG橫搖的影響更加明顯。其原因在于，對于不同入射波激勵，液艙流體晃蕩力和波浪誘導力相比有數(shù)量級上的差別和相位差。在高頻入射波激勵時，晃蕩力遠小于波浪誘導力，對船體運動的影響有限；而在低頻入射波激勵時，晃蕩力與波浪誘導力處于同一數(shù)量級，而且存在 180°左右的相位差，二者相互抵消，明顯減小了船模的橫搖幅值[14]。

此外，在30°浪向的情況下，液艙晃蕩使船橫搖有義雙幅較固體壓載情況下減少的比例為36.1%，而0°浪向下的比例為44.3%。結(jié)合在一年一遇工況下橫浪的分析結(jié)果可以得出，斜浪海況對任一工況下的液艙壓載的FLNG的橫搖的影響都是負面的。

從固液體壓載下船體橫搖的統(tǒng)計值來看，所有工作工況下的船體橫搖平均過零周期均有增大，而所有百年一遇海況下的船體橫搖平均過零周期均有較大幅度的減少，最大達到了26.7%，發(fā)生在150°橫浪的情況下。

4 結(jié)論

該文針對FLNG在作業(yè)中的液艙晃蕩問題開展了水池模型實驗研究，為將來的數(shù)值計算提供參考。此次實驗相比于以往數(shù)值分析的優(yōu)勢在于完全保留了FLNG作業(yè)中液艙晃蕩時液面的非線性特性、船體運動對液艙的多頻激勵、船體運動與液艙晃蕩之間的耦合響應(yīng)。通過對實驗數(shù)據(jù)的分析，得到FLNG在開展作業(yè)時具有如下水動力性能：

(1) 放置于FLNG船尾的液艙晃蕩程度比位于船首的更劇烈，首尾液面變化的相位較為一致，當液艙晃蕩與船體運動產(chǎn)生明顯共振時，晃蕩幅度遠遠大于同樣海況下的其他工況。因此，在實際作業(yè)時應(yīng)注意共振現(xiàn)象以避免液艙的大幅晃蕩。

(2) FLNG中液艙的晃蕩表現(xiàn)出了相對靜水面的對稱性，這種對稱性在液艙裝載量較小的情況下遭到了破壞。

(3) 工作工況下，根據(jù)裝載量的不同，艙內(nèi)液體的晃蕩既可以增大也可以減小船體的橫搖運動響應(yīng)。

(4) 生存工況下，裝載量較多的液艙的晃蕩明顯地減輕了船的橫搖幅度并且降低了FLNG的橫搖周期；在任一海況下，隨著迎浪角的增大，液艙對橫搖的負面影響隨之增大，因此在海上生產(chǎn)作業(yè)時應(yīng)關(guān)注迎浪角對FLNG作業(yè)性能的影響。

(5) FLNG在液體壓載時，其工作工況下的船體橫搖平均周期較固體壓載的情況均有增大，而所有生存工況下的船體橫搖平均周期均有較大幅度的減少，最大值產(chǎn)生于斜浪的情況下。

[ 1 ] Kim Y, Shin Y, Lee K H. Numerical study on sloshing-induced impact pressures of three-dimensional prismatic tanks [J]. Applied Ocean Research, 2005, 26(5): 213-226.

[ 2 ] Van D E F G, Van D A G, Driessen P C M， et al. Two-dimensional free surface anti-roll tank simulations with a volume of fluid based Navier-Stokes solver[C]. Wageningen, TheNertherlands, MARIN Report No. 15306-1-OE, October, 1999.

[ 3 ] Landrini M, Colagrossi A, Faltinsen O M. Sloshing in 2-D flows by the SPH method [C]. Proc. of the eighth international conference on numerical ship hydrodynamics, Busan, Korea, 2003.

[ 4 ] Molin B, Remy F, Rigaud S, et al. LNG FPSO’s: frequency domain, coupled analysis of support and liquid cargo Motion [C]. Proc. of the 10th International Maritime Association of the Mediterranean (IMAM) Conference, Rethymnon, Greece, 2002.

[ 5 ] Lee S J, Kim M H, Lee D H, et al. The effects of LNG-tank sloshing on the global motions of LNG carriers [J]. Ocean Engineering, 2007, 34(1): 10-20.

[ 6 ] Mitra S, Wang C Z, Reddy J N, et al. A 3D fully coupled analysis of nonlinear sloshing and ship motion [J]. Ocean Engineering, 2012, 39(1):1-13.

[ 7 ] Nam B.W., Kim Y., Kim D.W., Kim Y.S. Experimental and numerical studies on ship motion responses coupled with sloshing in waves [J]. Journal of Ship Research, 2009, 53(2): 68-82.

[ 8 ] Nasar T, Sannasiraj S A, Sundar V. Experimental study of liquid sloshing dynamics in a barge carrying tank[J]. Fluid Dynamics Research, 2008, 40(6): 427-458.

[ 9 ] ZHAO Wen-hua,YANG Jian-min,HU Zhi-qiang,et al. Coupling between roll motions of an FLNG vessel and internal sloshing[J].Offshore Mechanics and Arctic and Engineering,2014,136(2):65-76.

[10] 謝志添.浮式液化天然氣船單點系泊水動力特性研究[J].中國海上油氣，2015,27(1):96-101.

[11] Faltinsen O M,Timokha A N. Sloshing [M]. Cambridge University Press, 32 Avenue of the Americas, New York, NY 20013-2473, USA, 2009.

[12] Kim Y, Nam B W, Kim D W, et al. Study on coupling effects of ship motion and sloshing [J]. Ocean engineering , 2007, 34: 2176-2187.

[13] Kim Y. A numerical study on sloshing flows coupled with ship motion [J]. Journal of Ship Research, 2002, 46(1): 52-62.

[14] 洪亮. 基于勢流理論的船體運動與液艙晃蕩耦合的數(shù)值模擬與應(yīng)用[D]. 上海：上海交通大學, 2012.

Research on Tank Sloshing and Coupling Effects on Global Roll Motion of an FLNG System

WANG Shu-ya1, HU Zhi-qiang1, CHEN Gang2

(1.State Key Laboratory of Ocean Engineering, Shanghai Jiaotong University, Shanghai 200240,China;2.Marine Design & Research Istitute of China, Shanghai 200011,China)

This study presents the hydrodynamic performances of tank sloshing in a floating liquefied natural gas (FLNG) system and the coupling effects of FLNG motion and tank sloshing. The nonlinear sloshing flows and the couplinghydrodynamic effectare included in the model test.Motion responses of the vessel under the combination of the wind, current and wave loads in different conditions are obtained, together with the internal sloshing in LNG tanks. Statistics analyses are carried out for the analysis on the hydrodynamic characters. The hydrodynamic characters of internal sloshing and its coupling effect on vessel rolling motionareassessed.

FLNG system; tank sloshing; roll motion; coupling effect

2014-12-29

國家科學技術(shù)重大專項“大型FLNG/FLPG、FDPSO 關(guān)鍵技術(shù)”(2011ZX05026-006-05)，自然科學基金重點項目(51239007)。

王舒雅(1990-)，女，碩士研究生。

1001-4500(2015)05-0084-09

P75

A