極端海況下不同錨系形式對漂浮式海上平臺的動力響應影響研究

路 寬， 王花梅， 宋雨澤， 饒 翔

(國家海洋技術中心，天津 300112)

近年來，海上平臺除了應用在傳統的海上油氣開采領域外，也在其他新興領域進行廣泛的應用，如海洋能發電、海洋牧場、海上試驗、海洋軍事等等。唐友剛等[1]對浮式生產儲油卸油裝置(floating production storage and offloading, FPSO)與水下軟剛臂及錨纜多體進行了耦合水動力分析，丁勤衛等[2-3]對海上漂浮式風機的水動力進行了分析研究，凌宏杰等[4]針對近島礁浮式平臺運動響應特性進行了研究，還有針對深水浮式海洋平臺[5]、多浮體海上平臺[6]、半潛式平臺[7]等新興應用領域的海上平臺的水動力開展了深入的研究工作。與傳統海洋平臺相比，此類平臺多采用半潛式、立柱式或張力腿式，工程造價較低，結構簡單，應用方便。但同時，由于此類平臺為了滿足應用需求，往往選擇布放在海況惡劣的海域，如海上試驗平臺需要典型或極端海洋環境數據進行比測試驗，海洋能發電平臺也需要布放在海上風能、波浪能或潮流能資源集中的海域，這就對海上平臺的設計提出了更高的要求。通常情況下，此類平臺在設計海況下的安全性是具有保障的，然而在實際運行中，由于臺風等極端海況頻發，超設計海況的發生概率呈增加趨勢，一旦發生超設計海況，平臺隨時會發生損壞，對人員和財產的安全造成嚴重的威脅。

位于國家海洋試驗場的“國海試1”海上試驗平臺，為漂浮式海上試驗平臺，主要服務于海洋儀器設備規范化海上試驗與測試工作，為我國海洋儀器科技創新與成果轉化提供公共試驗平臺。該平臺自2019年9月下水運行以來，已連續在位運行一年以上，服務了10余項科技部重點研發計劃課題驗收海試工作。在位運行期間，由于先后經歷了2次極端海況，造成了輕微的走錨現象，為了避免出現更為嚴重的破壞，有必要對其錨泊系統進行維護與改造。

漂浮式海上平臺的抗風浪能力很大程度上由錨泊系統決定[8-9]，特別是在極端海況下，錨泊系統的可靠性至關重要，因此有必要針對不同錨系形式下平臺的動力響應進行分析與比較。目前，對于海上平臺水動力特性研究的主要方法包括理論分析、數值模擬[10-11]、物理模型試驗[12-15]和現場觀測試驗。近年來，隨著超算中心與大型波浪水池的建立，數值模擬與物理模型方法成為研究此類問題最主要的手段。本文在應用威海海域實測與重現期推算數據的基礎上，采用數值模擬與物理模型試驗相結合的研究方法，對不同錨系下該漂浮式海上試驗平臺在極端海況下的運動響應進行了分析與比較，研究結果為錨泊系統的改造提供了依據。

1 威海海域情況與錨系方案

“國海試1”海上試驗平臺布放于山東省威海市褚島北部海域，該海域海底地形起伏較大，島北部近岸水下形成一條海溝，成東西向分布，最大水深約70 m，平臺如圖1所示。

圖1 “國海試1”海上試驗平臺Fig.1 National Sea Trial 1 platform

根據2019年海域實測資料統計，全年平均風速4.1 m/s，風速大于8 m/s的頻率為8.3%。2013年和2015年，國家海洋技術中心通過多參數綜合浮標搭載的波浪傳感器對海域進行了全年的波浪觀測，并采用ADCP對平臺布放點位進行了大小潮的觀測。根據現場觀測數據，對海域不同重現期的風、浪和流進行了推算，結果如表1所示。

表1 平臺所在海域風浪流重現期推算結果Tab.1 Extreme sea area condition of the platform

當前平臺的錨泊系統采用的是拉緊的V型鏈方式，錨鏈為長度為82.5 m，直徑32 mm的AM2龍須鏈，錨塊采用2 100 kg的AC-14大抓力錨。改進后的錨泊系統考慮采用倒S松弛式，即浮筒與趟地鏈相結合的方式，在V型鏈末端增加浮筒，同時連接錨塊的主鏈由55 m增加到165 m。

2 數值模擬

2.1 模擬方法

利用ANSYS AQWA模塊，對平臺原型進行數值模擬計算，平臺的數值模型與建立的坐標系，如圖2所示。

圖2 海上試驗平臺數值模型Fig.2 Numerical model of platform

平臺全局采用結構化網格劃分，在棱角處與月池的部分用非結構化網格進行處理。計算時，風浪流外荷載取值見表1，方向為威海海域極端波浪方向，即x方向。其他主要的環境參數與尺寸，如表2所示。

對兩種不同錨系形式分別進行了數值計算，原方案為拉緊的V型鏈方式，錨鏈參數如前所述。改進之后的方案，錨定點位置不變，將同一側的連接點至錨定點的系泊纜長度增加至137.5 m，形成“松弛式”的系泊形式。

表2 主要計算參數Tab.2 Main calculation parameters

考慮到波浪是主要外荷載，而波浪對于平臺的作用力中流體黏性的影響相對較小，對運動和載荷的計算可以忽略，因此采用三維勢流理論進行水動力計算，即假設流體式不可壓縮、無黏性和無旋的。同時對時間項采用頻域和時域兩種計算方法，并考慮輻射阻尼的作用，對平臺水動力系數和運動響應繼續數值計算分析。控制方程如式(1)所示

(1)

式(1)為拉普拉斯方程，可應用速度勢φ，來表達流場內的流體速度分布

(2)

邊界條件應滿足

(3)

(4)

在水中平臺所受到的波浪力和力矩為

F=-?S(p·n)dS=Fr+Fw+Fd+Fs

(5)

M=-?Sp·(r×n)dS=Mr+Mw+Md+Ms

(6)

式中：Fr，Mr為平臺強迫運動產生的輻射荷載；Fw，Mw為平臺固定時入射波產生的荷載；Fd，Md為平臺固定時產生的繞射荷載；Fs，Ms為靜水荷載；S為濕面積；p為壓力。

風荷載主要作用在平臺的水面以上的部分，以水平分量為主，垂直分量可忽略不計，其大小為

(7)

式中：ρa為空氣密度；Uw為風速；Ch，Cs分別為平臺體受風構件的高度系數和形狀系數，其中由于平臺在海面上高度低于15.3 m，故高度系數取1.0。形狀系數吃水線以上取1.0，船艙取1.5，An為受風面積。

流荷載作用于平臺的水下部分，其大小為

(8)

式中：CD為拖曳系數，此處取1.0；ρs為海水密度；Ac為迎流面積；Uc為流速。

實際海況下，主要的環境荷載為波浪、潮流與風的耦合作用為主要荷載，分析耦合荷載作用時需要從頻域和時域兩個方面考慮。在頻域分析中，以波浪頻率ω為研究變量，平臺在海上除了收到風、浪、流影響之外，還包括了自身運動偏離平衡位置產生的靜水回復力，與運動時受到的波浪入射和繞射的作用力，其一階頻域方程為

(9)

式中：Xj為平臺在j方向的位移運動；M為質量矩陣；Ma為附加質量矩陣；C為輻射阻尼矩陣；K為回復力矩陣；F為一階波浪力矩陣。

在入射荷載僅考慮一階項時，問題即簡化為線性求解，在頻域分析求解十分方便，但本文考慮入射荷載不能忽略二階項，因此需要利用時域分析方法，將非線性項納入方程求解。根據傅里葉變換，式(9)轉換為時域運動方程

(10)

式中：K(t-τ)為延遲函數；F(t)為作用在平臺的波浪力，包括一階和二階波浪荷載。

2.2 計算結果

由于附加質量與輻射阻尼對計算結果具有很大的影響，因此首先對平臺進行頻域計算，以獲得附加質量與輻射阻尼系數。平臺的縱搖運動的附加質量和輻射阻尼，如圖3所示。

圖3 縱搖附加質量與輻射阻尼Fig.3 Added mass and radiation damping of pitching

采用時域模塊對兩種不同錨泊形式的百年、五十年、二十五年、二十年、十年、五年和兩年一遇重現期的風浪流作用下，平臺姿態與錨鏈受力情況進行了計算。選擇最具代表性的百年一遇結果進行作圖比較與分析，兩種錨系形式下，平臺的縱搖、橫蕩與錨鏈拉力的計算結果，如圖4～圖6所示。

從圖4的計算結果可看出，張緊式錨系形式下平臺的縱搖運動明顯小于松弛式的錨系形式，前者最大與平均縱搖角分別為16°和3.5°，后者最大與平均縱搖角分別17.5°和6.1°，這說明，張緊式錨系形式在極端海況下穩定性更好。

圖4 百年一遇重現期下兩種錨系形式縱搖對比Fig.4 Pitching comparison of two types of mooring system in a-hundred-year recurrence period

從圖5橫蕩運動的對比可以看出，兩種錨系形式均在初始位置附近做往復運動，張緊式的運動范圍大致為±10 m，松弛式運動范圍從-30～40 m。可見，在極端海況下，拉緊的錨系形式漂浮的范圍更小，更有利于定點試驗。

圖5 百年一遇重現期下兩種錨系形式橫蕩對比Fig.5 Swelling comparison of two types of mooring system in a-hundred-year recurrence period

圖6為兩者錨鏈拉力的對比情況可以看出，張緊式比松弛式的拉力值整整高了一個量級，前者最大拉力達到了近5 000 kN，平均拉力為250 kN，后者最大拉力只有360 kN，平均拉力為180 kN，后者最大拉力為前者的7.2%，考慮到破斷荷載為583 kN，因此張緊式錨鏈具有較大斷裂風險。

圖6 百年一遇重現期下兩種錨系形式拉力對比Fig.6 Force comparison of two types of mooring system in a-hundred-year recurrence period

可以看出，百年一遇風浪流重現期下，雖然拉緊的錨系形式對于平臺的穩定性較好，但拉力已超出錨泊系統的承受能力，隨時會出現走錨或者錨鏈斷裂的危險；而改進后的松弛式錨系形式，雖然穩性不如前者，但抗極端海況的能力更強，安全性與生存性更高。

3 物理模型試驗

3.1 試驗系統及布局

為了驗證數值計算的準確性，開展了模型試驗，試驗在自然資源部國家海洋技術中心動力環境實驗室中進行，主要試驗設施及設備包括：

(1) 多功能水池——長130 m，寬18 m，池深6 m，試驗水深4.5 m；

(2) 造波機——10單元伺服電機驅動式推板造波機，最大波高0.6 m，周期范圍為0.5～5 s，由上位機軟件控制，可模擬產生規則波和不同譜型的不規則波；

(3) 造風系統——16單元軸流風機組成，最大風速10 m/s；

(4) 雙線性型BG-II/1000MM波高傳感器——量程0～1 m，精度0.2%；

(5) Testo熱敏風速儀405i——量程0～30 m/s，精度±0.1 m/s+5%；

(6) AML_DDEN水下拉力傳感器——量程250 N，精度0.1%；

(7) 六自由度非接觸姿態測量系統——三光學鏡頭組成，量程6 m×6 m，搖擺角誤差為±1.5°，水平位移誤差為1.5 mm，垂蕩誤差為2 mm。

按照海洋行業標準HY/T 0299—2020《海洋觀測儀器設備室內動力環境模型試驗方法總則》規定搭建試驗環境并開始試驗。試驗系統包括：試驗環境模擬裝置、平臺模型與測量采集系統。其中，試驗環境模擬裝置包括造波機、造風機與等效水流力模擬裝置。平臺模型包括平臺主體及其錨泊系統，錨泊系統可進行更換。測量采集系統包括：波高儀、風速儀、六自由度姿態儀及拉力傳感器。各測量傳感器集成在數據采集系統中，保持數據的實時性與同步性。

平臺模型布放在距造波機40 m，距造風機20 m處，波高儀與風速儀布放在模型前5 m處，水下拉力傳感器安裝在錨泊系統與錨塊連接部位，六自由非接觸姿態測量系統布置在模型背浪一側的斜上方距離5 m附近，安裝由滑輪、拉力線與砝碼組成的水流力模擬裝置，拉力點與模型重心保持水平。試驗布局如圖7所示。試驗前需在模型上安裝標志點，以滿足姿態測量需要。試驗儀器均在計量有效期內，試驗前也均進行了標定。

圖7 試驗布局Fig.7 Test layout

3.2 模型及相似準則

根據實驗室試驗能力與平臺原型尺寸，確定模型比尺為1∶30，模型主要參數如表3所示。設計時首先考慮滿足幾何相似，除幾何相似外，模型還滿足了慣性矩和自搖周期相似，并且滿足重力相似；其兩種錨系結構的組成，除滿足長度等幾何相似外，還滿足了質量和彈性相似。由于本次模型試驗，水的黏滯力不是主要作用力，因此試驗中并沒有考慮雷諾數的影響。

表3 模型主要參數Tab.3 Parameters of model

試驗前先進行了平臺模型重心與轉動慣量的調節，并進行了模型及錨泊系統的整體剛度驗證，模型，試驗模型如圖8所示。

圖8 試驗模型Fig.8 Test model

試驗中采用兩種錨系方案，如圖9所示，分別為張緊式、帶浮筒的倒S松弛式。張緊式錨泊系統由V型鏈-萬向節-主鏈-錨塊組成，松弛式由V型鏈-萬向節-浮筒-彈簧-主鏈-錨塊組成，錨塊質量為50 kg，錨鏈質量與尺寸與原型保持相似。

圖9 兩種錨泊系統方案Fig.9 Two types of mooring system

3.3 試驗工況

根據原型工作海況，按照縮尺比計算，得到試驗工況如表4所示，模型和原型的波浪均為深水波。兩種錨系方案，每組7個試驗工況，工況1～工況7分別對應原型百年、五十年、二十五年、二十年、十年、五年和兩年一遇重現期。試驗中，首先進行風場模擬，待風場穩定后，加載砝碼模擬水流作用力，穩定后，進行不規則波的模擬。不規則波采用與實測譜對比后的JONSWAP譜，每組工況重復3次，試驗時間不小于對應實船3 h。

表4 模型試驗工況Tab.4 Test conditions of model

3.4 試驗過程與結果分析

采用最具代表性的百年一遇試驗結果，對兩種錨系下模型的響應進行對比分析。風速與波浪曲線如圖10所示。

圖10 試驗動力環境Fig.10 Dynamic condition of test

由圖10可以看出，試驗開始后先進行造風，在試驗進行到50 s左右，風場逐漸穩定，再加載砝碼模擬水流作用力。在風的作用下，水面產生了波高約為0.04 m的小周期波浪。當模型在風和流的作用下姿態穩定后，即約150 s時，開始造浪，產生有效波高為0.21 m，有效周期為2.32 s的不規則波，上述步驟即形成風浪流耦合的極端海況。每個工況持續時間共600 s，文中統一取前400 s進行作圖。

模型在上述風浪流作用下，兩種錨系形式的平臺橫蕩與縱搖、錨鏈拉力的對比曲線，分別如圖11和圖12所示。

首先分析模型的主體結構，由圖11可以看出，模型在風的作用下開始進行橫蕩運動，在150 s附近姿態達到穩定，波浪傳播到模型位置后，模型在平衡位置附近做往復運動。松弛式的平均橫蕩為3 m，張緊式平均橫蕩為1.5 m，相比而言，張緊式的漂浮范圍更小，更有利于定點觀測與海上試驗。從縱搖搖試驗結果來看，同樣是在風浪聯合作用下，模型做往復搖擺運動，張緊式的最大橫搖角為12.5°，松弛式最大橫搖角為16.7°，可見張緊式的模型主體結構穩定性更好，更有利于海洋儀器設備數據獲取的準確性。

再分析模型的錨泊系統，由圖12可以看出，張緊式錨鏈拉力顯著大于松弛式，前者最大瞬時拉力達到191 N，是后者最大拉力的13倍以上。同時可以觀察到，張緊式錨泊系統出現瞬時拉力的時間與出現大波的時間基本一致，即在風的作用下模型的錨泊系統處于拉緊狀態，當有波浪作用在模型的時候，錨鏈就會出現瞬時的作用力，作用力一旦超出錨泊系統的承受范圍，就會出現走錨甚至錨鏈斷裂情況。

對全部試驗數據進行了統計分析，并反演到原型的數據如表5所示。由此可以得出結論：

(1) 松弛式錨泊系統由于其錨鏈所受拉力較小，因此其抵抗極端環境的能力更強，維護周期更長，維護成本更低。但其平臺在風浪作用下運動范圍較大，因此觀測與試驗數據的準確度會受到一定的影響，數據應采用相關算法進行修正后方可應用。

(2) 張緊式錨泊系統的定點觀測效果最好，巡航半徑較小，同時，由于其在風浪作用下搖擺角更小，其試驗獲取的數據更為準確，但是其對錨泊系統要求較大，錨鏈所受瞬時拉力非常大，會出現走錨現象，特別是遇到極端海況，可能會遇到嚴重的損壞，為了避免事件的發生，應對錨泊系統定期進行巡檢和維護，必要時采取應急避險措施。

表5 原型數據統計表Tab.5 Statistical table of test data

3.5 數值模擬與模型試驗的結果對比分析

通過數值模擬與物理模型試驗的結果對比來看，結論是一致的，即在張緊式與松弛式兩種錨系方案中，采用拉緊的錨泊系統，平臺的搖蕩更小，可獲取到更為準確的觀測數據，但是錨鏈所受拉力最大；松弛式的錨泊系統錨鏈所受拉力小，可靠性高，但是搖蕩較大；如果定量來看，通過對比分析，兩者數值存在大約10%左右的偏差，造成偏差的原因有以下兩個方面：

(1) 試驗環境產生的誤差。風場質量和反射波的影響都會對試驗結果造成影響；

(2) 試驗過程中出現的不確定性因素。試驗中，波高儀、風速儀、姿態儀、拉力計，都存在著系統誤差，會對結果造成影響。

因此，通過模型試驗驗證后的數值模型可以應用在今后平臺的水動力計算與分析工作中，對平臺試驗的開展、試驗裝置與平臺的耦合計算、極端海況下平臺運動預報具有重要的應用意義。

4 結 論

本文采用數值模擬與物理模型試驗研究的方法，針對兩種不同錨系方案，采用威海海域實測數據，對漂浮式海上試驗平臺在風浪流聯合作用下的水動力性能進行了研究與分析，通過試驗不僅定性的分析了不同方案的優缺點，而且得到了相對準確的定量分析結果，為今后類似的研究提供方法參考。最終得到如下結論：

(1) 數值模擬與物理模型試驗作為平臺水動力性能的主要研究手段，可以很好的預測其在復雜海況下的運動響應，而且兩種方法可以相互驗證，具有很好的應用前景。

(2) 威海國家海洋試驗場作為國家海洋儀器裝備公共試驗與測試平臺，需要長時間在位運行，安全性應該是首先需要考慮的因素。現有的張緊式的錨泊形式由于錨鏈受力較大，已超出其承受范圍，因此存在一定的安全隱患。改進后的方案，即松弛式的錨系形式具有很強的抗風浪能力，在極端海況下具有較強的生存能力，更加適合平臺長期在位運行。