海上退役平臺改作魚礁體的穩定性及流場效應研究

關彥磊，管 瑞，魏 波，王 超，趙錦旭

（1.中海油能源發展股份有限公司工程技術分公司，天津 300452；2.中國海洋大學 環境與工程學院，山東 青島 266100）

海洋油氣平臺作為海上油氣資源勘探、開發的基礎設施，在其達到作業壽命后，必須進行廢棄處置，常用的海洋平臺棄置方案主要包括：原地棄置、異地棄置和改作他用三種方式［1-3］。目前我國主要以原地或異地棄置為主，采用切割設備將上部組塊及泥面以下4 m的樁腿結構全部拆除，該方式拆除難度大、費用高，而且會對平臺周邊已形成的生態系統造成嚴重破壞［4］，基于對海洋環境的保護以及降低費用的需求，將退役平臺改作他用成為了一種有效的處置方式，考慮到退役平臺原地改作風電基座、旅游設施等方式，同樣面臨構件失穩、后續拆除等問題，平臺造礁成為了海洋退役平臺處置的最佳解決方案。

將海上退役平臺改造為人工魚礁投放，通過對周圍海域的底質重構和流場營造，實現增殖漁業資源、改善生態環境等功能，對優化漁業資源、促進海洋經濟持續發展具有重要意義［5-7］。目前，國內外學者對于退役平臺改作人工魚礁的研究主要集中在技術體系構建、方案設計、生態效應分析等方面，對于退役平臺的不同結構作為人工魚礁的水動力特性研究和可行性評價較少。鄭亞男［8］運用系統工程分析法梳理了平臺造礁工作的整個流程，分析和說明了平臺造礁工程的關鍵技術環節，系統研究了退役平臺設施的拆除清洗、總體布局、礁體設計加工、吊裝投放等主要程序；張玉香［9］依據埕島油田平臺主體框架結構，分析了各結構單元改作魚礁的礁體類型，選用典型立方體魚礁單體模型，利用水動力試驗裝置研究了不同流速下兩種立方魚礁單體的流場變化、沖刷效應和聚魚效果，并在埕島油田CB6A 平臺開展了海上示范工程生態效應評價。Rahman等［10］將石油平臺下部的導管架結構概化為魚礁模型，通過計算流體力學（CFD）數值模擬的方式對魚礁模型的流場效應、物理穩定性進行了研究，指出導管架結構非常適合作為珊瑚幼蟲、底棲動物和魚類的棲息環境，并建議導管架垂直于水流方向放置以獲得最佳的流場效應［10-11］。

以上，概化的退役平臺幾何結構過于簡單，實際的平臺結構非常復雜，平臺甲板的火炬臂、棧橋、生產設備、生活模塊等上部組塊都具備改造為人工魚礁的可能性，有必要開展平臺拆卸結構改作人工魚礁體的穩定性和流場效應研究，評價人工魚礁的性能及退役平臺改作魚礁的可行性，鑒于此，基于平臺各模塊結構單元，共制作了箱狀、管狀、柱狀、網狀4種典型魚礁實物模型，通過室內模擬試驗和數值模擬研究，分析不同魚礁類型單體的穩定性和流場效應，提出退役平臺改作魚礁體的設計思路，為平臺造礁礁體結構設計提供理論依據與實踐基礎。

1 水槽試驗與數值模擬

1.1 水槽試驗

1.1.1 試驗材料與裝置

1）魚礁模型類型

如圖1所示，基于石油平臺主體結構框架，共制作了箱狀、管狀、柱狀、網狀4種典型魚礁實物模型，各類型魚礁參數如表1所示。

表1 魚礁參數Tab.1 Reef parameters

圖1 設計的4種典型魚礁單體Fig.1 Four typical reef monomers designed

2）試驗裝置

水槽試驗是在水動力循環槽中進行，如圖2 所示。環形槽試驗段尺寸為180 cm×32 cm×40 cm（長×寬×高），最大流速可達1 m/s。同時配置壓力傳感器、數據采集儀、LGY-11便捷式流速測算儀等。

圖2 水動力循環模擬槽Fig.2 Hydrodynamic cycle simulation tank

由于水槽尺寸的限制，礁體模型的模型比尺確定為Lr=60，因此需要將現實尺度的條件縮放至實驗室尺度，水動力試驗的條件縮放按照弗勞德相似準則［12］計算，計算公式為：

式中：u為流速；g為重力加速度；L為特征長度；Fr為弗勞德數；p、m為下標，分別代表原型和模型。

根據工程海域（渤海）的實際海洋條件，確定試驗的水動力條件：

1）水深：渤海油田平均水深10 m，縮放至0.17 m。

2）海流：渤海環流較弱，流速為10～20 cm/s左右。潮流較強，潮差1～3 m，平均流速50～100 cm/s，老鐵山水道附近潮流最強可達150～200 cm/s。渤海流速范圍為50～200 cm/s，經弗勞德相似準則縮放至6.45～25.82 cm/s。為研究極限條件下魚礁的水動力特性，試驗流速控制為0.3 m/s，對應實際流速為232 cm/s。

3）波浪：渤海百年一遇風暴潮極端波浪條件為周期8.7 s，波長78.1 m。經弗勞德相似準則縮放至周期1.123 s，波長1.302 m。

1.1.2 試驗方法和步驟

穩定性指標測定：1）使用吊繩將待測魚礁模型懸空置于壓力傳感器前方，確保魚礁模型與水槽底面和兩側壁面保持一定距離，設定目標流速并開啟造流裝置，傳感器所測受力為魚礁整體受水流作用力，輸出為電壓信號mV/V，依據標定曲線換算為壓強（Pa），最終換算為力（N），傳感器為西安微正土壓力傳感器CYY9；2）用流速測算儀測量礁體前方流速（10次取平均值），待流速穩定后，讀取壓力傳感器受力數據（10次取平均值）；3）根據測得的礁體受力數據與流速計算礁體的阻力系數與抗滑移抗傾覆系數。

流場效應指標測定：1）將魚礁模型以一定角度（45°、90°）迎流擺放，設定目標流速或波浪條件，并開啟造流裝置；2）待流速穩定或波浪穩定后，使用流速測算儀在試驗區域內每隔5 cm測量一次流速；3）利用所得數據繪制流速分布圖。

1.2 水動力數值模擬

1.2.1 計算域

為保證計算域邊界與礁體達到足夠距離以充分模擬流場形態，建立如圖3 所示計算域，計算域長度1.3 m，寬度和高度均為0.5 m，在計算域內分別建立500 mm×250 mm×100 mm 與80 mm×80 mm×80 mm 的六面體非結構網格（圖4），經評價網格質量滿足計算要求。

圖3 模型計算域Fig.3 Calculation domain of the model

圖4 網格與網格質量Fig.4 Grid and grid quality

1.2.2 邊界條件

研究設定的邊界條件為：

1）入口邊界條件選擇速度入口，具體流速以水槽試驗的實測值為準，同時，入口邊界要遠離入口內側的固體障礙物；

2）出口邊界條件選用壓力出口，并給定流動出口的靜壓；

3）壁面邊界條件選用Fluent默認的無滑移邊界條件。

1.2.3 控制方程

數值計算中，將流體假定為湍流流動的黏性不可壓縮流體，溫度不變，湍流模型采用RNG k-ε 雙方程控制模型。

1.3 數值模擬可靠性驗證

1.3.1 魚礁受力的數值模擬驗證

試驗中，對4 種類型的魚礁在0.3 m/s流速條件下的受力情況進行了檢測。將數值模擬結果與試驗結果進行比較，如表2所示，魚礁單體拖曳力模擬值與試驗值的平均相對誤差為3.1%，表明通過數值模擬方法得到人工魚礁在水中所受拖曳力是可行的。

表2 魚礁單體拖曳力試驗值與模擬值比較Tab.2 Comparison of experimental and simulated drag force of single reef

1.3.2 魚礁周圍速度場的數值模擬驗證

水槽試驗中，在礁體迎流方向y=0.025 m 中軸線處每隔5 cm 設置一個測點，共設置9～10 個測點，如圖5所示，將在Fluent 軟件模擬得到的測點對應位置處的流速值與水槽試驗結果進行對比，得到結果如圖6 所示。可以看出，數值模擬與試驗結果在趨勢上能夠較好的吻合，平均誤差為2.59%，表明文中研究所采用的數值模擬方法是可行的，具有較高的可靠性。

圖5 水槽試驗流速測點分布Fig.5 Distribution of measuring points of flume test velocity

圖6 魚礁模型測點流速與模擬結果比較Fig.6 Comparison of velocity at measuring points of the reef model with simulation results

2 魚礁單體的穩定性分析

2.1 礁體穩定性評價指標

礁體過輕過小，容易在海流波浪作用下發生滑移或傾覆。在設計人工魚礁時，應對人工魚礁的穩定性進行校核，保證魚礁的效用和壽命。因此，選用抗滑移系數S1和抗傾覆系數S2來評價礁體穩定性［12-13］，計算公式為：

式中：W為魚礁重力；μ為魚礁與海底接觸面間的靜摩擦系數，試驗中所用泥沙取自渤海近海，礁體與泥沙底質的摩擦力系數為0.501；Fmax為最大流體作用力；ρ為海水單位體積質量；σ為魚礁材料單位體積質量，試驗所用魚礁材料為316L不銹鋼，σ=7 980 kg/m3；lW為翻倒的回轉中心到重心的水平距離；h0為作用在魚礁上的流體合力作用點的高度。王素琴［13］、吳子岳等［14］和鐘術求等［15］的研究表明，對于結構簡單且對稱的魚礁，可以假定lW為礁體底面邊長的一半，因此h0約為礁體高度的一半。

2.2 箱狀魚礁

文中主要分析不同開口率箱狀礁的穩定性，結果如表3 所示，箱狀礁的抗滑移系數、抗傾覆系數與開口率關系曲線如圖7所示，可以看出，當開口率不斷增大時，魚礁迎流面積逐漸減小，水流作用在魚礁上的水平拖曳力逐漸減小；魚礁的抗滑移系數和抗傾覆系數逐漸減小，但均在安全范圍內。在魚礁的穩定性評價中，一般認為抗滑移系數和抗傾覆系數均大于1.2 則代表礁體能夠在相應環境中保持穩定，因此開口率在0.1～0.8范圍內的箱狀礁均能滿足要求。

表3 不同開口率箱狀礁穩定性評價Tab.3 Stability evaluation of box reefs with different opening rates

圖7 箱狀礁的抗滑移系數S1、抗傾覆系數S2與開口率關系曲線Fig.7 Relationship curves between the anti-slip coefficient S1, anti-overturning coefficient S2 and the opening rate of box reefs

利用數值模擬方法計算得到箱狀礁表面壓力云圖，如圖8 所示，礁體迎流面所受水流力較為均勻，但隨著開口率逐漸增大，迎流面積不斷變小，導致礁體所受總應力減小。此外，礁體后方的內側面所受水流力不斷提升，這主要是由于隨著魚礁通透性的增大，礁體內部形成低速區域的能力逐漸降低，內部水流力逐漸增大。其次，開口率為0.1時的箱狀礁附近能夠形成范圍較大的低壓區域，而開口率0.8時則不明顯。

圖8 不同開口率箱狀礁表面的壓力云圖Fig.8 Pressure cloud diagram of box reef surface with different opening rates

2.3 管狀魚礁

模擬計算不同堆疊層數管狀礁的各穩定性指標，計算結果如表4 所示，結果表明，隨著管狀礁堆疊層數的提高，雖然礁體所受拖曳力有所上升，但因其礁體總質量不斷增加，礁體翻倒的回轉中心到重心的水平距離lW同樣不斷增加，抗滑移系數和抗傾覆系數呈現平穩上升的趨勢。安全系數也不斷提高。因此在魚礁投放工程中，應根據投放區實際水深，在不影響通航的條件下盡可能的提高堆疊層數。

表4 不同堆疊層數管狀礁穩定性評價Tab.4 Stability evaluation of tubular reefs with different stacking layers

圖9 為4 種堆疊層數下管狀礁組合的受力情況。可以看出，單個管狀礁的受力區域主要集中在礁體下半部分。隨著礁體堆疊層數的提高，魚礁整體的受力區域逐漸由下方向上方延伸，當堆疊層數達到4 層時，僅有上部約1/4 的區域仍受力較小甚至出現負壓現象。主要是由于管狀礁堆疊放置時，下層礁體數量要高于上層，導致魚礁整體下層向前后兩側突出，來流被下層礁體抬升后使上層礁體所受來流作用減弱，導致受力減小。

圖9 管狀礁迎流面壓力分布云圖Fig.9 Pressure distribution cloud diagram of tubular reef on the incoming surface

2.4 柱狀魚礁

柱狀礁模型設計來自于3 種在平臺拆卸過程中可能出現的柱狀交叉結構，模擬分析了3 種礁體的受力情況，計算結果如表5 所示。可以發現，#1 礁的穩定性最低，但抗滑移系數也達到了6.65，抗傾覆系數為13.36，符合安全要求。但#2礁的抗滑移系數和抗傾覆系數要遠高于其他礁體，并且其質量僅為0.158 kg，具有很好的安全性能，主要原因是#2礁具有更低的重心，需要更大的水流力才能使礁體發生失穩，因此在魚礁設計時，應盡量降低礁體重心。

表5 不同形狀柱狀礁穩定性評價Tab.5 Stability evaluation of columnar reefs with different shapes

2.5 網狀魚礁

網狀礁的設計均來自于石油平臺的部分結構，包括火炬臂、棧橋、鉆井架等組件（見圖10）。其中#1網狀魚礁的管徑為0.3 m，長為6 m，寬3 m；#2 礁實際尺寸為23.1 m×1.6 m×1.1 m（長×寬×高）；#3 礁實際尺寸為18.8 m×3.3 m×3.3 m（長×寬×高）。

圖10 網狀魚礁結構的來源與類型Fig.10 Source and type of reticular reef structure

如表6所示，3種類型的網狀礁安全系數均符合要求。#1礁穩定性較好，抗滑移系數為5.57，抗傾覆系數為11.59；#2礁的抗滑移系數為2.17，穩定水平較其他魚礁低，主要由于其迎流面積相比于其他魚礁高導致受力較大；#3 礁安全性能最好，抗滑移系數為7.12，抗傾覆系數為13.82。可以看出，石油平臺的火炬臂、鉆井架、棧橋等結構作為人工魚礁投放在安全性上是滿足要求的，不會發生滑移和傾覆等情況。

表6 不同形狀網狀礁穩定性評價Tab.6 Stability evaluation of reticulated reefs with different shapes

表7 不同開口率下箱狀礁的流場效應評價指標Tab.7 Evaluation indexes of flow field effect of box reefs under different opening rates

3 流場效應研究

為評價礁體結構對流場效應的影響，引入4個評價指標，分別為上升流相對高度P1、上升流體積指數P2、背渦流相對寬度P3和背渦流體積指數P4，各指標具體表達式為：

式中：Hup為最大上升流高度，Vup為上升流體積，Wvox為背渦流寬度，Vvox為背渦流體積，H為魚礁礁高，V為魚礁體積，W為魚礁礁寬。

3.1 箱狀魚礁

利用Fluent 模擬分析了不同開口率箱狀礁的流場分布，如圖11 所示，結果表明在礁體上方和兩側因部分來流被迎流面擾動形成了加速流區域，其中向上加速部分被稱為上升流區，在礁體后方形成了較大的背渦流區，其中開口率為0.1 的礁體其上升流與背渦流范圍明顯大于開口率為0.8 的礁體，上升流與背渦流強度隨著開口率的提高逐漸減小。

圖11 不同開口率箱狀礁的流場側視圖和俯視圖Fig.11 Side view and top view of flow field of box reef with different opening rates

為了準確分析其流場造成能力，使用Fluent 計算得到不同開口率下箱狀礁的流場效應評價指標。結果表明，除背渦流體積指數之外，各指標與礁體開口率成負相關關系，即礁體開口率越大，流場造成功能越弱。并且隨著開口率的增大，背渦流區域越來越難以保持連續。因此在設計時，在保證穩定性的前提下，盡量采取較小的開口率設計，開口率在0.6以內為宜，特別是控制在0.3以內則能夠形成一定范圍的極低速區域。

3.2 管狀魚礁

圖12為不同堆疊層數管狀礁的流場側視圖和俯視圖。

圖12 不同堆疊層數管狀礁的流場側視圖和俯視圖Fig.12 Side view and top view of flow field of tubular reef with different stacking layers

可以看出4種堆疊層數在來流作用下均形成了上升流與背渦流。來流在與管狀礁接觸后迅速在礁體前方形成了較小的緩速區，隨后在礁體迎流面的抬升作用下于礁體的上方形成了一定規模的上升加速流區域，最后在礁體后方形成了緩速的背渦流區域。由于管狀礁表面沒有開口導致其上升流的造成能力要明顯強于箱狀礁，上升流相對高度P1均達到5 以上，上升流體積指數P2更是超過100，而箱狀礁的P1則僅在2 左右、P2遠低于100。因此，在保證安全性能和背渦流區域有效形成的前提下，適當減小礁體迎流面的開口率有助于提高其上升流的形成。管狀礁的背渦流區域長度范圍同樣與堆疊層數的變化呈現正相關，而其寬度則幾乎沒有變化。

表8為不同堆疊層數管狀礁的流場效應評價指標。可以看出，隨著堆疊層數的增加，上升流相對高度并不呈現明顯的相關性，而背渦流相對高度呈現較弱的正相關。上升流體積指數與背渦流體積指數的變化相反，上升流體積指數呈正相關，背渦流為負相關。但考慮到為了獲得更大范圍的背渦流區域，實際的管狀礁投放工作中應在保證通航的條件下盡量提高堆疊層數。

表8 不同堆疊層數管狀礁的流場效應評價指標Tab.8 Evaluation indexes of flow field effect of tubular reefs with different stacking layers

3.3 柱狀魚礁

圖13 為3 種類型柱狀礁結構。圖14 為3 種類型柱狀礁的流場側視圖和俯視圖。流場側視圖清晰顯示了3種柱狀礁在來流作用下均形成了上升流與背渦流。

圖13 3種類型的柱狀礁結構Fig.13 Three types of columnar reef structures

圖14 3種類型柱狀礁的流場側視圖和俯視圖Fig.14 Lateral view and top view of flow field of three types of columnar reefs

#1 柱狀礁為雙十字交叉型魚礁，圖14 可以看出來流首先在礁體前方形成了低速的緩流區，隨后流體被抬升形成加速的上升流，最后于礁體后方形成背渦流，由于本身較大的空隙率，導致其流場效應評價指標均小于箱狀礁與管狀礁。

#2 柱狀礁為十字型魚礁，相比于#1 柱狀礁其形成上升流與背渦流的能力顯然更強，上升流相對高度和上升流體積指數均大于#1柱狀礁，但由于此種類型魚礁通常高度較低，難以形成較大體積的流場區域。

#3 柱狀礁為支架型柱狀魚礁，其本身對來流的擾動作用較其他兩種類型小，小股水流能夠通過礁體空隙以較高速度到達礁體后方，對背渦流的形成產生較大阻礙，因此其背渦流體積指數遠小于其他類型魚礁。

數值模擬計算得到不同柱狀礁的流場效應評價指標。如表9所示，可以看出，3種類型的柱狀礁其上升流體積指數均較低，而背渦流體積指數均較為理想。由于#2 號柱狀礁為平鋪放置的十字交叉型柱狀礁，其在來流方向上的投影不包含空隙，其上升流造成能力要優于其他2種柱狀礁。

表9 不同柱狀礁的流場效應評價指標Tab.9 Evaluation indexes of flow field effect of different columnar reefs

3.4 網狀魚礁

圖15 為3 種類型網狀礁結構。圖16 為3 種類型網狀礁的流場側視圖和俯視圖。流場側視圖清晰顯示了3 種網狀礁在來流作用下均形成了上升流與背渦流。#1 網狀礁所形成流場的過程特征與柱狀礁較為相似，除了形成一定規模的上升流外，同樣存在部分水流通過礁體空隙到達后方區域。由于其本身具有較大寬度，所形成的背渦流體積較大，因此該部分水流并未對后方背渦流區域的形成造成太大影響。#2 網狀礁來自于平臺的火炬臂結構，其結構特征為具有較密的網狀結構，在保證空隙率的同時能夠非常有效地擾動水流。礁體后方形成了較大范圍的背渦流區域，并且超低速區域體積明顯遠大于其他類型礁體，上升流區域也明顯涵蓋更大范圍。#3 網狀礁來自于平臺的棧橋結構，其表面網格密度較#2 網狀礁更小。如圖16所示，部分水流能夠通過較大的空隙對后方背渦流區域的形成造成影響，因此其流場分布與#1網狀礁較為相似。

圖15 3種類型的網狀礁結構Fig.15 Three types of network reef structures

圖16 3種類型網狀礁的流場側視圖和俯視圖Fig.16 Lateral view and top view of flow field of three types of reticular reefs

表10 為不同網狀礁的流場效應評價指標。可以看出，#2 號礁流場造成能力最強，其細密的網狀結構導致其迎流面與中空面積均較大。3種類型的網狀礁由于具有較大寬度，能夠形成大范圍的背渦流區域，均能夠作為人工魚礁投放，在網狀礁的設計中，適當增加網格密度將會顯著提升魚礁的流場造成能力。

表10 不同網狀礁的流場效應評價指標Tab.10 Evaluation indexes of flow field effect of different network reefs

4 結 語

魚礁的穩定性與流場效應是影響平臺造礁設計的關鍵因素。通過4 種典型魚礁的大型水槽試驗、模擬計算，探討了單體魚礁在海流作用下，特別是百年一遇極端海況下的抗滑移、抗傾覆特性以及流場效應，得到結論如下：

1）開口率0.1 至0.8 的箱狀礁的穩定性均能滿足要求，但開口率高于0.6 的箱狀礁由于其迎流面具有較大的中空面積，難以形成連續的背渦流區域。因此，在進行魚礁設計時應使開口率低于0.6。

2）單個管狀礁的安全性系數低，應選擇堆疊放置的方式進行投放。堆疊層數與穩定性和流場造成能力均呈正相關，因此在不影響通航條件的前提下，應盡量提高管狀礁的堆疊層數。

3）3種柱狀礁均滿足作為魚礁投放的需求，柱狀礁設計時應盡量降低其重心，并減小迎流投影面的中空面積投放；基于平臺的鉆井架、火炬臂、棧橋設計的3 種網狀礁，均滿足礁體穩定條件，且均能形成大范圍的背渦流區域，可作為人工魚礁投放，投放時應使較寬邊垂直于來流方向以獲得最大的流場效應。

4）海上退役平臺造礁工程在我國尚處于探索階段，具有廣闊前景，后續需在海上退役平臺礁體群配置組合技術、造礁區的生態效應跟蹤評價等方面進一步深入研究，為我國平臺造礁工程應用提供技術支撐。