自升式平臺風載荷的空氣動力學干擾研究

林 一，胡安康，孫 建

（1. 哈爾濱工程大學，哈爾濱 150001；2. 中集船舶海洋工程設計研究院，上海 201206）

0 引 言

由于自升式平臺進行鉆井作業時處于抬升站立狀態，隨著風高度的增加導致風載荷增大，因此在設計階段風載荷是最主要的控制載荷。目前對于自升式平臺風載荷的計算方法均取自各大船級社規范[1]，主要采用面積投影法，忽略結構件空氣動力學干擾的影響，這種處理方法將導致計算結果偏于保守，不利于結構的優化設計。參考文獻[2]將北海一艘半潛式平臺上實測的風力值和按挪威船級社（DNV）規范計算的風力值進行比較，記錄的300多組數據均表明實測觀察值僅為計算值的50%；參考文獻[3]對一艘半潛式平臺進行風洞實驗后發現，實驗結果小于按美國船級社（ABS）規范計算的值。哈爾濱工業大學[4,5]通過風洞實驗和數值模擬對HYSY-981半潛式平臺的風載荷與表面風壓分布進行了研究，具有一定的參考價值。但是上述研究并未對造成這種結果差異的原因，即空氣動力學干擾現象作進一步分析。

空氣動力學干擾的研究重點主要集中在復雜高層建筑上，對于海洋平臺研究甚少。自升式平臺工作狀態處于開闊海面，屬于我國“建筑結構荷載規范”中的A類地貌，干擾效應最為顯著[6]，因此應予重視空氣動力學干擾現象。自升式平臺甲板利用率很高，布置緊湊，導致上層建筑、樁腿、井架、懸臂梁等結構在受風時相互遮蔽，大大減小了整體的風載荷。由于結構較多，導致處理其風致干擾現象時與建筑群體類似，需要借助風洞實驗或者數值模擬技術。

1 風洞實驗

1.1 平臺基本參數

本文選用的122m自升式鉆井平臺采用三樁腿桁架式結構，見圖1。樁腿為菱形連接，最大工作水深122m，氣隙12.2m，最大鉆井深度9150m，入級ABS船級社，平臺基本參數為：

主尺度（總長×型寬×型深）：70.40m×74.20m×9.40m；井架（高度×底部寬度×二層臺寬度）：51.82m×12.19m×5.49m；樁腿長度：166.98m

圖1 平臺

圖2 坐標系統

1.2 實驗條件及實驗模型

風洞實驗的目的是考察自升式平臺的空氣動力學干擾現象，即整體模型風載荷與各構件風載荷之和的比較。該實驗委托國際知名的安邸建筑與環境工程國際咨詢公司（RWDI）在英國Dunstable風洞實驗室進行。該實驗室擁有一座全鋼結構回流式邊界層風洞，試驗段長16.3m，橫斷面寬2.4m，高2m，最大設計風速24m/s。

平臺風洞試驗模型是以122m自升式鉆井平臺為參考，按1:200縮尺制作的剛性模型。鉆井平臺被安裝在五分力基底天平上，用于測試風載荷。在風洞實驗之前，通過加載實驗，對天平進行標定。風洞實驗中采樣頻率為100Hz，模型采樣長度為60s，相對于實際尺度45min。實驗中，整體結構上力和力矩的坐標系統可參照圖2，實驗選取12個風向角，在0～360°范圍內，以每30°風向角為角度間隔。

圖3 正常工作狀態

圖4 風暴自存狀態

整體實驗模型見圖3、4，各構件模型見圖5、7。由于實驗條件的限制，不可能將結構分得過細，因此將整個平臺分為3個主要的受風結構：樁腿、井架、主船體+懸臂梁，這種處理方法已能反映出主要結構的相互干擾作用。

1.3 實驗風速和風向

對于自升式平臺的風載荷實驗，最重要的是模擬大氣平均風速剖面，即保證流動相似[7]。該實驗中，通過在風洞工作段前方設置適當的紊流發生裝置和地面粗糙元進行模擬，以獲得所要求的風速剖面和紊流結構，實現流速沿高度變化，其中平均風剖面冪指數為0.09。

圖5 主船體+懸臂架

圖6 井架

圖7 樁腿

2 數值模擬

2.1 控制方程

由于平臺局部構件多為鈍體，其控制方程采用雷諾時均 Navier-Stocks（RANS）方程，應用有限體積法離散控制方程；差分格式采用高階中心格式；湍流度采用一階模式，基于雷諾時均的控制方程可寫為：

式中，i,j = 1,2,3；

ρ——空氣密度，取1.225kg/m3；

4)定期檢查SR與BRR調節器脈沖管路。燃燒系統是一種空氣引導系統，空氣流量增加或減小變化時，燃氣流量也發生變化。SR與BRR調節器脈沖管路由燃氣比率調節閥與混合器之間的均壓環引出脈沖空氣來調節燃氣的通過量，若有任何泄漏，將導致調節器不連貫操作。因此，需用泡沫水定期檢查接口處是否存在泄漏。

μ——動力黏性系數，取 1 .789 4× 1 0-5kg/(m? s)。

2.2 湍流模型

湍流模型的選取對計算精度有著直接的關系，當前許多學者提出的各種湍流模型或多或少都帶有一定的經驗成分[8]，參考文獻[9]認為計算精度的大體順序是RSM，RNGkε-，SSTkε-，標準kε-，但對于湍流模型的適用性，業界也多有爭議。本文以井架為計算模型，通過比較選擇合適的湍流模型，計算結果（見表1）表明，湍流模型的選取對結果影響不大，約1%左右。這是由于桁架式結構受力主要來源于壓差阻力，摩擦阻力所占比重較小，各湍流模型計算精度差別在于對邊界層的模擬，邊界層主要影響摩擦阻力，因此導致計算結果相差較小?；诖它c考慮計算速度，在整體模型計算中湍流模型選取標準kε-模型。

表1 不同湍流模型計算結果

2.3 邊界條件

入口邊界采用速度入口，參照參考文獻[1]，風速大小沿高度分布函數取為：

出口邊界采用開放出口，流域頂部、底部和兩側采用無滑移壁面條件，結構壁面采用無滑移壁面條件，內域和外域通過交界面連接。

3 結果分析

3.1 整體風載荷比較

為了更好地反映空氣動力學干擾，特別是遮蔽效應現象對自升式平臺整體風載荷的影響，對規范計算、風洞實驗和數值模擬結果進行了對比（見圖 8、9）?；谀繕似脚_入級 ABS船級社，主要依據 ABS的MODU規范進行風載荷的計算。規范規定對于無限作業區域的平臺，其最小設計風速應為：（a）風暴自存工況：51.5m/s（100kn）；（b）正常作業工況：36m/s（70kn）。在計算風載荷時，風壓按式（4）取值，風力按式（5）取值。

式中，kV——設計風速；

Ch——高度系數；

A——平臺在正浮或傾斜狀態時，受風構件的正投影面積。

圖8 正常作業狀態的風載荷

圖9 風暴自存狀態的風載荷

數值模擬計算的結果在趨勢上與風洞實驗結果更為類似，規范計算值的變化趨勢明顯有所偏差。由于遮蔽效應的影響，數值模擬和風洞實驗的結果均小于規范計算值。其中，正常作業狀態下，數值模擬的風載荷平均小于規范計算約18.95%，風洞實驗平均小于規范計算約28.6%；風暴自存狀態下，數值模擬的風載荷平均小于規范計算約19.36%，風洞實驗平均小于規范計算約31.2%，說明隨著風速的增大，規范計算的保守性顯得更為明顯。

從風向角來看，0°角左右的結果相差最大，90°和270°的結果相差相對較小。這是由于0°角時，平臺的上層建筑對其下風向的樁腿、懸臂梁和井架存在較為明顯的遮蔽效應；而90°和270°角時，遮蔽效應的影響減到最小。從結果對比可知，規范計算由于不計及各構件間遮蔽效應的影響，因此偏于保守，其隨風向角變化的趨勢也與實際情況有所偏差。數值模擬的結果位于兩者之間，但在趨勢上與風洞實驗結果吻合良好，因此可以認為其計算結果準確可信，可以將其應用到工程設計中。

3.2 空氣動力學干擾分析

為了更好地表征空氣動力學干擾現象對于自升式平臺風載荷的影響，特意引入建筑工程中風載荷的衡量指標：干擾因子IF[10]（見式6）。建筑工程中對于IF值多有研究，相應規范中甚至有供工程師參考的推薦值，如澳大利亞規范推薦干擾因子根據建筑之間的間隔參數取0.7～1.0。雖然建筑工程的風載荷結果不能直接引用到海洋工程風載荷計算中，但仍具有一定的參考價值。

式中：CF,inter——有干擾體情況的風載荷；CF,iso——無干擾體情況的風載荷。

圖10 正常作業的干擾現象

圖11 風暴自存的干擾現象

表2 正常作業的空氣動力學干擾因子IF

表3 風暴自存的空氣動力學干擾因子IF

風洞實驗（圖10、11）及數值模擬（表2、3）反映了自升式平臺在空氣動力學干擾下的風載荷變化情況，相比于風洞實驗，數值模擬靈活性更大，能分析各構件的干擾現象，這一點是風洞實驗做不到的。結果表明，風洞實驗和數值模擬在干擾因子的計算上吻合良好，其值在0.7～0.8左右，但在120°和150°上偏差略大。

風洞實驗和數值模擬均表明，正常作業和風暴自存狀態下的IF值幾乎相同，最大差別不超過1.5%，可以認為風速對空氣動力學干擾的影響很小。

3.3 流場分析

圖12為平臺的風速矢量圖，不難發現結構之間的干擾非常明顯。沒有其他結構干擾時，風吹過結構表面在迎風面兩側分離于結構后方形成漩渦；當有干擾時，風在經過上風向結構后在其側面發生分離，下風向的風速度矢量密度減少，因此干擾對下風向結構表面的風壓有明顯的緩解作用。

圖12 風速矢量圖對比

4 結 語

本文以122m自升式平臺為例，采用求解RANS方程的方法，結合VOF方法和kε-湍流模型對風載荷的空氣動力學干擾現象進行數值模擬，并與風洞實驗結果進行比較分析，研究表明：

1) 現行規范進行海洋平臺風載荷計算時不考慮空氣動力學干擾，風洞實驗及數值模擬結果表明，這樣的處理方法將導致計算結果偏于保守。

2) 數值模擬結果與風洞實驗結果吻合良好，而且具有靈活性好、可視化強的特點，可作為平臺設計時風載荷計算的輔助手段。

3) 平臺整體的干擾因子在0.7～0.8左右，其中遮蔽效應占主導位置。井架受到遮蔽干擾影響較小，樁腿受到遮蔽效應影響較大。對于平臺整體而言，風速對空氣動力學干擾的影響很小。

[1] American Bureau of Shipping, ABS Rules for Building and Classing Mobile Offshore Drilling Units 2010, part 3-Hull Construction & Equipment[S], 2010.

[2] H.Boonstra, Ingenieursbureau. Anlysis of full Scale Windforce on a Semisubmersible Platform Using Operator Data[Z]. 1979.

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[7] 鞏 雪，翟鋼軍. 深水半潛式平臺風載荷體型系數風洞試驗研究[J]. 中國海洋平臺，2010，25(5)：29-32.

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