基于水下光纖應變監測的導管架結構總冰力測量方法

許 寧，岳前進，王延林

(1.國家海洋環境監測中心，遼寧大連 116023;2.大連理工大學海洋科學與技術學院，遼寧盤錦124221)

冰荷載是冰區海洋結構的控制荷載，冰荷載的確定是此類結構設計和安全運行的關鍵問題。由于天然海冰材料的復雜性和結構形式的多樣性，包括數值分析手段在內的理論方法難以模擬海冰在結構前的真實破壞過程，室內模型實驗中的海冰破碎相似率問題尚未明晰，因此只有通過真實結構現場測量才能夠提供最真實、準確的冰力信息［1］。自20世紀60年代，已經在庫克灣海洋平臺［2］、芬蘭Bothnia灣 Kemi-I燈塔［3］、瑞典Norstromsgrund燈塔［4-5］、加拿大 Beaufort海 Molikpaq 平臺［6］、加拿大 Athabasca 河 Hondo 大橋［7］和St.Lawrence灣Confederation大橋橋墩［8］、渤海海域海洋平臺［9］等抗冰結構上開展了冰力測量工作。其中渤海冰區導管架平臺是最為完備的現場測量系統之一，建立了冰荷載計算模型［10，11］，并在該海域的抗冰結構設計和動力分析中進行了廣泛的應用［12，13］。

各監測系統所選用的冰力測量方法有所不同［14］，主要取決于特定的測量目的。常用的固定式結構冰力測量方法主要包括兩種:第一種直接冰力測量法，通常采用壓力傳感器直接記錄冰對結構局部作用力的時域特征，但結構總冰力無法直接準確獲取，需另行計算，而且傳感器的設備制作與施工技術相對復雜;第二種間接冰力測量法，通過記錄結構位移或加速度等響應信息推算結構所受冰荷載，測量技術較為成熟，但測量信號靈敏度較低且易受結構動力干擾。

JZ20-2NW采油平臺是迄今渤海冰區安裝了最大尺寸破冰錐體的導管架式結構，因此有必要開展冰力測量以確定結構寬度對冰力的影響，綜合考慮測量方案的可行性和冰力數據的精確度，最終選用了水下結構的光纖應變冰力測量方法，其屬于改進的間接冰力測量方法。

本文介紹渤海冰區JZ20-2NW平臺的現場監測系統，特別是水下結構光纖應變冰力測量方法，重點分析由測點應變向結構總冰力的轉化方法，并通過實測冰荷載與經典冰力計算公式的比較，初步分析加錐結構冰荷載的控制影響因素。

1 水下光纖應變傳感器冰力間接測量現場監測系統

1.1 結構水下光纖應變冰力測量原理

在監測中使用的光纖Bragg光柵(Fiber Bragg Grating，FBG)是一種新型的光纖光柵傳感器。光纖傳感器的基本原理是光纖應變與Bragg波長存在一一對應的關系。若光柵受到應力、應變和溫度等作用，其光柵柵距或折射率將發生變化，全反射光的波長也會發生變化。通過對中心反射波長的監測，可獲知結構的應變、溫度等外界條件的變化。結合結構的動力分析，判斷各種工況下應變和荷載的對應關系，即可根據實測的應變信息，得到不同冰情下的荷載信息。

光纖應變冰力測量方法相比于傳統的結構響應測量方法有顯著的優點:

①可測量結構的絕對響應。作用在結構上的冰荷載是均值不為零的隨機過程。由于海上沒有固定參考系，傳統響應測量方法只能測量得到交變信息(如位移、加速度等)，也就只能推算得到冰荷載的交變分量。而光纖應變測量方法方便進行零點標定，從而得到冰力的全部信息。

②由于光纖應變傳感器測點接近于結構根部的應變敏感區域，測量信號較之傳統的甲板響應更為精確，受結構動力影響相對較小。

③光纖光柵測量系統是當前較為先進的監測手段。與傳統的傳感系統相比，它具有可靠、靈活、抗干擾、成本低等獨特優點。

水下光纖光柵應變冰力測量方法已經成功應用于渤海冰區的直立結構和加錐結構上。本文以渤海JZ20-2NW平臺為例，說明光纖光柵應變冰力測量方法在錐體結構原型監測系統中的應用。

1.2 JZ20-2NW平臺的現場測量系統

JZ20-2NW平臺是2005年投產使用的獨腿加錐平臺。該平臺所處海域設計水深13.5 m，樁腿直徑3.5 m，水面位置樁腿安裝正倒組合錐體，正倒錐體斜面均為60°，正倒錐體交界處的最大錐徑為6.0 m，是迄今渤海冰區樁腿安裝最大破冰錐體的導管架結構，因此針對該結構開展錐體冰力研究具有重要意義。該結構基頻1.0 Hz，靜剛度61 000 kN/m，導管架總質量228 t，甲板上部質量250 t。JZ20-2NW平臺的現場測量系統包括:冰力測量、結構響應測量、冰情和冰-結構作用過程測量。冰情和冰-結構作用過程采用圖像記錄與分析方法［15-16］;在平臺的上下甲板各安裝了3個拾振器進行甲板加速度測量和位移測量;冰力測量采用水下結構光纖應變測量的方法。原型結構和測量系統如圖1所示。

在JZ20-2NW平臺的建造階段，分別在樁及其斜拉筋、斜拉筋與中心柱連接處安裝了16個應變傳感器和3個溫度傳感器(具體安裝位置見圖1(b))。其中，應變傳感器選用了表面式GFRP封裝光纖光柵應變傳感器(型號:CB-FBG-GFRP-W01)，溫度傳感器選用了原型封裝光纖光柵溫度傳感器(型號:FBG-T-01)，解調儀選用了MOI SI425光纖光柵傳感解調儀。根據光彈效應理論和傳感器工作原理，由傳感器測量得到波長變化Δλ，結合傳感器靈敏度(應變靈敏度α，溫度靈敏度β)，可直接獲取測點的應變ε或溫度T信息，其中，測點應變ε=Δλ/α;測點溫度 T=Δλ/β。經過標定確定，應變靈敏度 α取1.2 pm/με，溫度靈敏度 β取10.5 pm/℃。

圖1 JZ20-2NW平臺和現場監測簡圖Fig.1 JZ20-2NW platform and sketch of measurement system

由于運輸、安裝、運行過程的影響，部分光纖光柵傳感器被損壞。只有中心柱筒壁內部的3個光纖應變傳感器(標高為EL(-)3 660)得到了理想完整的數據。這3個光纖傳感器分別記為ε1、ε2、ε3，測點的豎向(z方向)布點方案如圖1(b)所示，與y方向夾角分別為270°、150°和30°，其中x方向為平臺東;y方向為平臺北。

2 基于結構水下光纖應變測量的總冰力計算方法

通過測量響應獲得結構的荷載信息，關鍵問題在于確定不同工況下響應信號與結構荷載間的對應關系。基于結構水下光纖應變測量的總冰力計算，需確定以下兩個關系:三個測點應變與測點的主應變的關系，測點主應變和結構總荷載之間的關系。

2.1 根據測點三個測點應變確定測點主應變的大小和方向

樁柱EL(-)3660處的筒內壁的3個應變傳感器測量結構豎向應變，測點距主樁水下斜撐處1m，已避開熱點區域。假設來冰方向與y方向夾角θ，根據3個應變傳感器的分布(圖1(b))，利用梁的等截面假設推算測點 x，y 方向應變 εx、εy與 ε1、ε2、ε3關系，進而確定測點截面所受最大應變 ε。

由于采用應變測量的優勢之一是能夠對測點應變進行零點標定，從而確定包括平均值和波動值在內的結構絕對響應信息。具體實施方法是，結構在位且安裝全部完成后，選擇無冰、平潮、無風時刻的測點應變值作為零點。根據現場觀測的環境參數，選取2006年1月23～29日內5個時刻作為三個測點應變的零點標定時刻。整個冰期結構所處海域水下溫度的測量表明，日平均溫度在-1.6℃左右(與應變零點溫度一致)，日溫差在0.2℃ ～0.4℃左右。光纖光柵的溫度靈敏度約為10 pm/℃，所以一天內應變傳感器隨溫度波動量最大在4 pm左右，即應變隨溫度波動量在±2 pm左右，與1 pm的系統誤差相當。因此雖然光纖光柵應變傳感器對溫度影響較為敏感，但在本文對測量結果的分析過程中，基本可以忽略溫度變化對應變測量的影響。

如果結構只受水平方向上外載，則實際測量的三個測點應變值的代數和為零，實際測量得到的三個測點應變值的代數和εv是由溫度影響、豎向荷載變化(載重、錐體浮力等)引起結構的顯著豎向應變，三個測點上得到的豎向應變變化應該完全相同，所以每個測點實測應變值減去豎向應變的三分之一(即εv/3)就可以消除掉豎向應變的影響，獲得僅在橫向加載工況下的結構應變信息。

假定εx(t)和εy(t)為x，y方向的應變時程，則主應變ε方向θ可以通過均值εx和εy之比計算，如式(1)所示。總應變ε(t)可以由εx(t)，εy(t)和θ計算得到，如式(2)所示。

2.2 確定測點主應變與冰力的關系

由于冰荷載顯著高于結構所受其它水平方向環境荷載(如風、波浪等)，因此可認為測點應變主要由冰荷載引起。同時，結構為獨腿對稱形式，來冰方向的影響可以忽略，需要重點考慮不同潮位下結構測點應變與外載之間的關系。

利用大型通用計算軟件ANSYS建立結構有限元模型，為保證振動頻率和振型等結構動力特性的真實性，對復雜結構的簡化處理主要集中在上部質量和樁基［17］:假定平臺上部質量均勻分布在整個甲板面積上;按照等效樁考慮樁-土相互作用，等效樁長度取6倍樁徑;選擇梁單元pipe16模擬導管架結構，上部質量用質量點單元mass21或殼單元shell63來模擬，工字梁用梁單元beam189來模擬。

對結構模型進行水平加載，加載位置范圍依據結構所在海域的潮位信息確定(錐體覆蓋高度EL(-)0.4～(+)3.6 m)。結構總冰力與測點主應變的比例(F/ε)與冰力加載位置(H)的函數關系f(H)為

式中:H為潮高。

根據實際測量的總應變ε(t)和對應潮位信息，可計算結構總冰力時程F(t)=f(H)×ε(t)。2006年2月1日9:25實測三個通道應變信息和推算后的結構總冰力如圖2所示。

圖2 基于結構水下光纖應變測量的總冰力計算案例((2006年2月1日9:25，冰厚0.19 m，冰速0.25 m/s，潮高2.0 m，此時水面位置錐徑5.94 m，冰力與應變關系為f(2.0)=1 829 N/με)Fig.2 Global ice force at 9:25 on Feb.1，2006

需要說明的是，這種間接測量冰力的方法雖然也能得到類似于脈沖周期形式的時程［11］，但是不能體現出冰與結構作用過程的特征;其中周期荷載的脈沖峰值定義為冰力幅值進行分析計算，在圖2(b)中以空心點表示冰力幅值F0。

3 實測冰力的初步分析

通過原型結構直接測量可以得到最為真實的冰力信息，但由于結構參數固定而且環境參數不可控，使獲得的數據結果較為離散，難于直接建立冰力計算公式。通常在對實測冰力數據進行處理時，與已有的冰力計算公式進行比對和校核，進而提出最為適合的計算模型和系數。選取理論方法Ralston［18］和Croasdale［19］模型，以及基于模型實驗的半經驗半理論公式 Edwards ＆ Croasdale［20］、Kato［21］及 Hirayama ＆ Obara［22］等 5 種應用較為廣泛的錐體冰力計算模型，與實測冰力進行比對分析。錐體冰力計算的參數選取主要參考JZ20-2NW平臺所處海洋環境和實測冰力數據，詳見表1。

根據實測的冰情范圍，在應用上述5種冰力計算公式時，選取0.05～0.50 m冰厚，錐徑分別參考記錄冰力事件中的錐徑平均值，即JZ20-2NW平臺D=5.5 m。實測冰力分析選用冰力時程中所有冰力幅值均值。選取被σfh2，ρwgD2歸一化的實測冰力幅值F0均值，繪制上述兩種無量綱化冰力與無量綱參數ρwgD2/(σfh)的關系曲線，分別如圖3(a)、3(b)所示，用于平臺無量綱預測冰力模型和實測冰力的比較分析。

冰厚h和錐徑D是影響冰力的最主要參數［23］，也有學者提出錐體寬度和冰厚比值(簡稱寬厚比D/h)是影響結構前海冰破壞形式、冰力形式和冰力大小的控制因素［24］。在冰力比較分析過程中，以寬厚比D/h=30，50為臨界值，對實測冰力進行標注:

(1)D/h≥50，橢圓區域內點;

(2)30≤D/h＜50，四邊形區域內點;

(3)D/h＜30，未進行標注的點。

冰力分析結果表明:寬厚比越大(通常冰厚小于10 cm，D/h≥50)，無量綱化冰力結果也越大，這是由于破碎冰的堆積等問題造成的。當寬厚比較小時(D/h＜50)，實測冰力的變化趨勢較符合 Hirayama實驗公式，實測冰力峰值介于 Kato和 Edwards＆Croasdale公式之間。

表1 錐體冰力計算參數取值列表Tab.1 Parameter list of conical ice force calculation

圖3 JZ20-2NW平臺無量綱效應預測模型和實測冰力比較Fig.3 Comparison betweened predict ice force and measured ice force from JZ20-2NW platform

理論公式冰力計算結果較為保守，主要是由于海冰材料模擬較為均一，避免了天然材料的缺陷;實測冰力數據(包括室內模型實驗或現場原型結構測量)差異性較大，主要是因為海冰和結構參數的范圍有著嚴格的限制和顯著的差別。因此，有必要對實測冰力的影響要素進行具體分析，建立更為合理的冰力模型。

5 結語

在渤海冰區安裝最大破冰錐體的導管架平臺上首次應用水下光纖應變測量方法獲取結構所受總冰力信息，并與已有成熟冰力計算公式進行比較對實測冰力結果進行初步分析，明確了錐體寬度和海冰厚度這一參數對于結構冰力的控制影響。

本文所介紹的基于結構光纖應變監測的間接冰力測量方法必然會受到結構動力響應等因素的影響。因此，有必要在以后的工作中，進一步論證該冰力測量方法的可行性、測量結果的準確性，通過與已有現場監測數據和研究結論的結合，進行海冰破壞的理論分析，進而得到較為公認的冰力計算模型。

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