自升式鉆井平臺風載荷試驗研究?

林 一， 胡安康,2， 蔣 瑋,2

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

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自升式鉆井平臺風載荷試驗研究?

林 一1， 胡安康1,2， 蔣 瑋1,2

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

對于自升式鉆井平臺而言，風載荷在所有環境載荷中比重最大?，F行規范在計算平臺風載荷時主要采用面積投影法，不考慮各構件之間的空氣動力學干擾的影響，導致計算結果偏于保守，不利于結構的優化設計。本文以CIMC自主研發的122 m水深自升式鉆井平臺為例，對其于在位狀態和遷航狀態的風載荷進行風洞試驗研究，并與規范計算結果進行對比驗證。結果表明，試驗結果要小于規范計算，空氣動力學干擾和升力作用的影響不可忽略。

自升式鉆井平臺； 風載荷； 空氣動力學干擾； 風洞試驗

大陸架油氣資源的廣泛開采是海洋油氣開發的重要組成部分，自升式鉆井平臺憑借其抗風浪能力強、甲板面面積大、鉆井能力強的特點，在大陸架油氣開發中發揮了重要作用。自升式鉆井平臺在工作時承受風、海浪、海流、海冰等自然環境引起的載荷[1]，其中風載荷是結構設計的重要控制載荷，在所有環境載荷中比重最大。因此，風載荷的研究對于自升式鉆井平臺的結構安全性而言顯然是很有必要的。

由于自升式平臺的結構特點，其風載荷確定較為復雜。首先主船體甲板和直升機甲板下有空氣間隙，在受風時將有明顯的升力作用；其次平臺在外載荷作用下發生傾斜后，甲板底部也需計入受風面積；再者，平臺各構件之間的空氣動力學干擾也不可忽視。目前對于自升式平臺風載荷的確定主要依據于各大船級社的規范，在計算風載荷時采用面積投影法，構件形狀系數和高度系數采取經驗值，不考慮各構件之間的空氣動力學干擾(遮蔽效應、加速效應)，因此計算結果是偏于保守的。Boonstra H在北海一艘半潛式平臺上實測的風力值和按DNV規范計算的風力值的比較，記錄的300多組數據均表明實測觀察值僅為計算值的50%[2]；文獻[3]對一艘半潛式平臺進行風洞試驗后發現，試驗結果小于按ABS規范計算的值。

目前國內外研究海洋平臺風載荷的常用方法主要有3種：現場觀測、數值模擬和風洞試驗[4]。中國目前缺少相關的海洋平臺風載荷現場觀測數據，數值模擬的準確度還有待進一步的驗證，因此風洞試驗成為平臺風載荷確定的有效手段。本文以中集船舶海洋工程設計研究院(CIMC)自主研發的122m水深自升式鉆井平臺為例，在規范計算的基礎上，通過風洞試驗進行風載荷的對比驗證，明確風載荷大小對結構安全性的影響，為進一步對自升式平臺結構的優化設計打好基礎。

1 規范計算

1.1 平臺基本參數

本文選用的122m水深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水深，最大鉆井深度9144m，入級ABS船級社，平臺基本參數見表1。

圖1 平臺側視圖Fig.1 Outboard profile of jack-up

參數Parameter數值Value/m總長Length70.40型寬Breadth74.20型深Depth9.40樁腿長度Leglength166.98井架高度Derrickheight51.82井架底部寬度Derrickbottomwidth12.19

1.2 規范規定

基于目標平臺入級ABS船級社，本文主要依據ABS的MODU規范[5]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(1)取值，風力按式(2)取值。

(1)

F=PA

(2)

式中：f= 0.611；Vk表示設計風速；Ch表示高度系數，Cs表示形狀系數，具體取值參照文獻[5]；A表示平臺在正浮或傾斜狀態時，受風構件的正投影面積。

1.3 規范計算

本文基于NAPA軟件對400英尺自升式鉆井平臺在位/遷航狀態下的風載荷進行建模計算(見圖2)。計算取12個風向角，在0°～360°范圍內，以每30°風向角為角度間隔。NAPA基于文獻[5]計算得到的風載荷規范值將作為風洞試驗的比較基準。

圖2 NAPA計算模型Fig.2 NAPA calculation model

1.4 規范討論

通常認為風力和風速的關系是正確的，這一點也可從圖1反映出來。風力值的差別主要體現在構件間空氣動力學干擾、升力作用的考慮以及形狀系數的選取。

構件間空氣動力學干擾包含兩種可能的效果：遮蔽效應和加速效應。遮蔽效應會降低作用在下風構件上的風壓，從而使整體風載荷有所降低，這也是主要的干擾現象。現行船級社規范在確定平臺受風構件在風向的投影面積時，不考慮受風構件之間的遮蔽效應，這樣就給計算結果帶來相當的誤差。

自升式平臺上大的平表面，如主船體的甲板底面、直升機甲板等，在受風作用時將產生升力。在風速較大時，升力和阻力在數值上基本是同一量級，將會降低其對水面以上部分的風傾力矩，因此不考慮升力作用將使計算結果偏于保守。

現行船級社規范給出的形狀系數在計算自升式平臺正浮或小傾角時相對比較準確[6]，但其只考慮受風構件投影面積隨風向的變化，并未考慮形狀系數隨風向角的相應變化，這樣也將導致計算結果偏于保守。

2 風洞試驗

本文選用的122m水深自升式鉆井平臺在結構計算時發現，風載荷的影響占到所有環境載荷的42%，遠大于其他載荷。為了保證平臺結構的安全性，以及進一步的優化設計，需要對風載荷的大小進行深化研究。

船級社規范規定[5]，作為風載荷規范計算的替換，由知名試驗室進行的具有代表性的平臺模型風洞試驗數據，可作為確定風壓及其合力的依據。因此CIMC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風洞試驗室進行了相關試驗。

2.1 試驗條件及試驗模型

Dunstable風洞試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水深自升式鉆井平臺為參考，按1∶200縮尺制作的剛性模型。在位和遷航狀態的試驗模型見圖3～5。平臺在位狀態時，船體底面與平均海平面的氣隙為12.2m；遷航狀態時，主船體吃水為6.4m。

平臺風洞試驗模型具有一定的強度和剛度，在幾何外形、重量重心上與實際相似，同時保證流動相似。此外，對實際平臺上的細小結構和對空氣動力影響不大的構件予以簡化處理。

鉆井平臺被安裝在五分力基底天平上，用于測試風載荷，其中，合剪力可以體現風載荷的大小，合力矩可以反映風載荷的作用點。在風洞試驗之前，通過加載試驗，對天平進行標定。風洞試驗中采樣頻率為100Hz，模型采樣長度為60s，相對于實際尺度45min。

圖3 正常工作狀態 圖4 風暴自存狀態

Fig.3NormaldrillingconditionFig.4Severestormcondition

圖5 遷航狀態 圖6 坐標系統

Fig.5TransitconditionFig.6Coordinatesystem

2.2 試驗風速和風向

對于自升式平臺的風載荷試驗，最重要的是模擬大氣平均風速剖面，即保證流動相似[7]。本試驗中，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。

試驗中，整體結構上力和力矩的坐標系統可參照圖7，試驗選取12個風向角，在0°～360°范圍內，以每30°風向角為角度間隔。

2.3 雷諾數討論

為了使模型試驗反映實際結構的受力情況，應當保證模型與實際結構的雷諾數一致。但建筑物的邊界層風洞試驗一般無法滿足雷諾數的相似性要求。對有尖銳棱角的結構構件，雷諾數在很大范圍內是不明顯的，只有對圓柱形或具有圓弧角的構件才可能存在較明顯的雷諾數影響，對于本文的試驗主要體現在樁腿的圓形斜桿部分。

樁腿斜桿部分直徑為325mm，在設計風速下其雷諾數落入臨界區內，雖然臨界區阻力系數達到最小，但也引入許多不確定因素，如對風速變化、構件表面粗糙度的過度敏感，因此實際操作中建議對亞臨界狀態的試驗結構考慮適當的雷諾數影響折減。由于在位狀態暴露于風場的樁腿較短，雷諾數影響很小，因此僅考慮其對遷航狀態風載荷的影響。經討論，考慮雷諾數影響對樁腿斜桿部分的荷載折減為0.75，發現其對整體風載荷影響小于5%。因此，本文不進行折減，取略顯保守的結果。

3 試驗數據分析

3.1 平臺整體風載荷分析

本次風洞試驗對目標平臺在位情況下正常工作和風暴自存工況，以及遷航狀態下油田遷航以及遠洋遷航的風載荷進行分析，并與按照ABS規范計算得到的風載值，進行對比，結果如下：(1)在位狀態，圖7和8為平臺在位狀態下，正常作業和風暴自存工況受風合剪力及合力矩的比較，合力矩的參考點位于泥面以下3.05m。表2給出了合剪力比較的具體數值，由于篇幅關系，合力矩的數值不再贅述。

風洞試驗的結果與規范計算相比，在整體趨勢上相對一致，但在數值上相差約30%，這也從側面反映規范計算的結果相對保守。究其原因，正如上文所分析，主要是由于規范忽視構件間空氣動力學干擾、升力作用以及形狀系數的選取過于保守造成的。此外，風暴自存工況平均相差約31.2%，正常作業工況平均相差約28.6%，說明隨著風速的增大，規范計算的保守性顯得更為明顯。

從風向角的變化來看，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，而且直升機甲板的升力作用也不可忽視；而90°和270°角時，遮蔽效應的影響減到最小。

表2 在位狀態下的合剪力Table 2 Resultant shear force in in-place condition

圖7 在位狀態下合剪力比較Fig.7 Comparison of resultant shear force in in-place condition

圖8 在位狀態下合力矩比較Fig.8 Comparison of resultant overturning momentin in-place condition

(2)遷航狀態，圖9和10為平臺遷航狀態下，油田遷航和遠洋遷航工況受風合剪力及合力矩的比較，合力矩的參考點位于主船體基線處，表3仍舊給出合剪力比較的具體數值。

表3 遷航狀態下的合剪力Table 3 Resultant shear force in transit condition

風洞試驗的結果與規范計算結果相比，整體趨勢上較為一致，而且數值上也較為接近，均差在7%左右。這是由于遷航狀態下樁腿是主要的受風構件，雖然此時主船體上仍存在遮蔽效應，但由于受風高度很低，因此其風載荷只占整體風載荷的一小部分。

總體而言，無論是油田遷航還是遠洋遷航工況，規范值與試驗值均符合較好。這也說明現行規范在進行遷航狀態風載荷計算時，其計算值與實際情況較為類似，其精度已滿足工程需要。

圖9 遷航狀態下合剪力比較Fig.9 Comparison of resultant shearforce in transit condition

圖10 遷航狀態下合力矩比較Fig.10 Comparison of resultant overturningmoment in transit condition

3.2 風向角的影響

為了驗證風向角對于平臺風載荷的影響，選取在位狀態作為研究對象，將其合剪力和合力矩無量綱化(合力矩參考點位于主船體底部)進行比較分析。

圖11為正常作業工況下，合剪力和合力矩隨風向角的變化。合剪力和合力矩的變化并不一致，最大合力矩和最大合剪力并不發生在同一風向，這是由平臺結構及構件的外形和布置位置、以及不可忽略的升力影響所造成的。合力矩與合剪力隨風向的變化范圍分別為58%和41%，合力矩對風向更為敏感。進一步研究表明，風暴自存工況也存在同樣的現象，說明針對于本平臺而言這種趨勢是一致的。

圖11 風載荷隨風向角的變化Fig.11 Change of wind load according to direction

3.3 升力的影響

上文已經說過，對于在位狀態的自升式平臺而言，主船體甲板和直升機平臺的升力對傾覆力矩有不可忽略的作用。等效力臂長度(即傾覆力矩與風力的比值)可以很好地反映出升力的影響。

圖12反映了在位狀態下作業和風暴工況的等效力臂長度隨風向角的變化。可以發現，側風向時的等效力臂長度比順風向時的長度減少將近一半，這充分反映了直升機甲板升力的貢獻。

圖12 等效力臂長度隨風向角的變化Fig.12 Change of arm of force according to direction

由于在位狀態下進行傾角試驗來驗證升力的影響在試驗技術上存在難度，因此僅對遷航狀態進行0°、5°和10°的傾角試驗(見圖13)。值得一提的是，盡管在實際遷航中，很少會發生如此大傾角的情況，一般而言傾角都在2°左右，但是作為求證一般性結論的方法而言還是可行的。

圖14中可以明顯得看到，隨著傾角的增加，最大等效力臂和傾覆力矩也相應增加，尤其是在風向角為0°時表現得尤為明顯，這與主船體甲板和直升機甲板的受風導致的升力影響是直接相關的。

圖13 遷航狀態下傾角試驗Fig.13 Inclined experiment in transit condition

圖14 各傾角下的等效力臂長度Fig.14 Arm of force in different degrees

4 結論

本文針對122m水深自升式鉆井平臺的風載荷開展規范計算和風洞試驗研究，得到結論如下：

(1)風洞試驗結果普遍小于規范計算結果，這與規范計算不考慮空氣動力學干擾(尤其是遮蔽效應)和升力的影響有關。相比于在位狀態，遷航狀態的規范計算結果更接近于試驗結果。

(2)由于不可忽略的升力影響，最大傾覆力矩和最大水平剪力不出現在同一風向。

(3)等效力臂長度能反映升力作用對傾覆力矩的影響，通過傾角試驗發現升力作用對于風載荷的影響不可忽略。

[1] 曹明強， 王磊， 周利.深水半潛平臺風載荷試驗分析 [J]. 試驗室研究與探索， 2009, 28(9): 17-20.

[2]BoonstraHIngenieursbureau.AnalysisoffullScaleWindForceonaSemisubmersiblePlatformUsingOperatorData[C].Houston：OTC, 1979: 3628.

[3]EgonTD，Bjerregaard，SvennVelschous.WindOverturingEffectonaSemi-submersible[C].Houston：OTC, 1978: 3036.

[4]IskenderSahin.Asurveyonsemi-submersiblewindloads[J].OceanEngineering, 1985, 12(3): 253-261.

[5]AmericanBureauofShipping.ABSrulesforbuildingandclassingmobileoffshoredrillingunits2010,part3-hullconstruction&equipment[S].NewYork：AmencanBureauofShipping， 2010.

[6]AguirreJE,BoyceTR.Estimationofwindforceonoffshoredrillingplatforms[J].TheNavalArchitect, 1974, 16(2): 28-32.

[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.

責任編輯 陳呈超

Research on Wind Load for Jack-up Drilling Platform Based on Wind Tunnel Experiment

LIN Yi1, HU An-Kang1,2, JIANG Wei1,2

(1 China Intemational Marine Container Ocean Engineering D&R Institute, Shanghai 201206,China; 2 Harbin Engineering University, Harbin 150001, China)

Compared with other environment loads, the wind load takes up a much larger proportion in structure analysis for jack-up drilling platform. According to the MODU rules, the projected area method is used to calculate wind load. However, the aerodynamic interference between platform components is ignored, so the calculation results are conservative and not good for structure optimization designing. In this paper, a 400ft jack-up, which is developed by CIMC, is studied as an example. The wind loads in in-place and transit modes are obtained in the wind tunnel experiment. Compared with the results, which are calculated according to MODU rules, it indicates that the experiment results are less, and the effects of aerodynamic interference and lift can not be ignored.

jack-up drilling unit; wind load; aerodynamic interference; wind tunnel experiment

國家自然科學基金項目(51079034);中央高?？蒲谢痦椖?HEUCFR1003)資助

2013-10-20；

2014-03-25

林 一(1984-)，男，博士。E-mail：linyi1207@163.com

U661.43

A

1672-5174(2015)06-116-06

10.16441/j.cnki.hdxb.20130286