梯度風(fēng)作用下HYSY-981半潛式平臺風(fēng)載荷與表面風(fēng)壓分布研究＊

朱 航馬 哲謝 彬翟剛軍歐進(jìn)萍,

(1.哈爾濱工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院; 2.大連理工大學(xué)土木水利學(xué)院; 3.中海油研究總院)

梯度風(fēng)作用下HYSY-981半潛式平臺風(fēng)載荷與表面風(fēng)壓分布研究＊

朱 航1馬 哲2謝 彬3翟剛軍3歐進(jìn)萍1,2

(1.哈爾濱工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院; 2.大連理工大學(xué)土木水利學(xué)院; 3.中海油研究總院)

針對我國最新建造的HYSY-981半潛式平臺,分別采用風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬方法研究了穩(wěn)態(tài)梯度風(fēng)下0～90°風(fēng)向角工況時(shí)平臺整體風(fēng)載荷與表面風(fēng)壓分布規(guī)律。平臺的風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)包括測壓與測力實(shí)驗(yàn)。通過測壓實(shí)驗(yàn)得到了平臺表面的風(fēng)壓分布和各構(gòu)件的形狀系數(shù),并由此得到了平臺的整體風(fēng)載荷;通過測力實(shí)驗(yàn)得到了平臺在無偏轉(zhuǎn)和偏轉(zhuǎn)10°時(shí)的整體風(fēng)載荷,并通過實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對比研究了平臺偏轉(zhuǎn)及井架孔隙對平臺整體風(fēng)載荷的影響。平臺風(fēng)載荷的數(shù)值模擬結(jié)果與風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本吻合。

HYSY-981半潛式平臺 風(fēng)載荷 表面風(fēng)壓分布 風(fēng)洞實(shí)驗(yàn) 數(shù)值模擬

目前國內(nèi)外研究海洋平臺風(fēng)載荷的方法主要有現(xiàn)場觀測、數(shù)值模似和風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)等3種,由于現(xiàn)場觀測較為困難,數(shù)值模擬與風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)便成為研究者確定海洋結(jié)構(gòu)風(fēng)載荷的主要方法[1-2]。與數(shù)值模擬方法計(jì)算風(fēng)載荷相比,風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)方法所測結(jié)果更為精確,但由于風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)方法更耗時(shí)耗資,因此關(guān)于海洋結(jié)構(gòu)風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)的文獻(xiàn)較少。Lee TS[3]通過風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)測量了比尺為1:218的海洋平臺模型上的風(fēng)載荷,其中模型上布置了141個(gè)壓力傳感器,實(shí)驗(yàn)風(fēng)速用熱線風(fēng)速儀測量而得;Chen Q[4-5]通過風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)測量了海洋平臺直升機(jī)甲板模型表面的風(fēng)壓分布。根據(jù)我國最新建造的 HYSY-981半潛式平臺,制作了1:100的有機(jī)玻璃模型和1:150的金屬模型,分別進(jìn)行了測壓實(shí)驗(yàn)與測力實(shí)驗(yàn)。通過測壓實(shí)驗(yàn),得到了平臺各構(gòu)件在不同風(fēng)向角情況下的形狀系數(shù)和風(fēng)壓分布規(guī)律;通過測力實(shí)驗(yàn),研究了井架孔隙和平臺偏轉(zhuǎn)對平臺整體風(fēng)載荷的影響,研究結(jié)果可為平臺設(shè)計(jì)提供參考。

1 HYSY-981半潛式平臺簡介

圖1 HYSY-981半潛式平臺模型

HYSY-981半潛式平臺為第六代深水半潛式鉆井平臺,其結(jié)構(gòu)如圖1所示。平臺采用DPS-3動力定位,作業(yè)水深3 000m,具有智能化鉆井功能。平臺主體部分可分為立柱、甲板和井架3部分,甲板為長、寬、高分別為74.42、74.42、8.62m的箱體,關(guān)于x軸和y軸均為對稱;立柱長寬均為17.385m,不考慮平臺傾角時(shí)立柱水面上高度為14m,計(jì)算時(shí)不考慮立柱間的遮蔽效應(yīng),計(jì)入立柱全部的投影面積;井架可分為上部與下部,下部為長、寬、高分別為17、17、42m的長方體,上部為高22m的尖劈。

2 HYSY-981半潛式平臺風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)

2.1 模型制備與實(shí)驗(yàn)準(zhǔn)備

平臺風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)包括測壓實(shí)驗(yàn)與測力實(shí)驗(yàn)兩部分。圖2和圖3分別是測壓實(shí)驗(yàn)和測力實(shí)驗(yàn)的平臺模型。表1為平臺模型測壓實(shí)驗(yàn)和測力實(shí)驗(yàn)相關(guān)信息。

表1 平臺模型測壓實(shí)驗(yàn)和測力實(shí)驗(yàn)相關(guān)信息

測壓實(shí)驗(yàn)的模型具有足夠的強(qiáng)度和剛度,在實(shí)驗(yàn)風(fēng)速下不會發(fā)生變形,也不會出現(xiàn)明顯的振動現(xiàn)象,可以保證壓力測量的精度?？紤]到實(shí)際建筑物的大小和周邊環(huán)境,并為了保證實(shí)驗(yàn)風(fēng)場的通暢,模型的幾何比尺為1:100。測力實(shí)驗(yàn)的模型可承受較高風(fēng)速,在實(shí)驗(yàn)允許的范圍內(nèi)可真實(shí)模擬海上風(fēng)場情況,模型的幾何比尺為1:150。

2.2 風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)

2.2.1 風(fēng)速與風(fēng)向設(shè)置

在實(shí)驗(yàn)段入口處,設(shè)置渦流發(fā)生器(三角形尖劈)、粗糙元塊等裝置,均勻流經(jīng)過以上裝置后渦流損失將隨高度變化,由此實(shí)現(xiàn)流速隨高度變化;調(diào)整上述裝置的尺寸及相對距離,使模型區(qū)達(dá)到需要的風(fēng)剖面,由于實(shí)驗(yàn)設(shè)定平臺處于自存工況,風(fēng)速剖面指數(shù)調(diào)整為1/10;設(shè)定整體坐標(biāo)系中風(fēng)向?yàn)?x軸正方向,風(fēng)洞下壁面平面內(nèi)垂直于 x軸方向?yàn)閥軸方向,垂直于風(fēng)洞下壁面向上為z軸方向,坐標(biāo)系原點(diǎn)為平臺底面形心。

2.2.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果的獲取

實(shí)驗(yàn)時(shí),平臺置于轉(zhuǎn)盤之上。風(fēng)向角的定義如圖4所示:當(dāng)風(fēng)向正對平臺的船首方向時(shí),風(fēng)向角定義為0°,其余各工況的風(fēng)向角變化間隔為15°,按順時(shí)針方向遞增。

圖4 實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ头轿患帮L(fēng)向角示意圖

(1)測壓實(shí)驗(yàn)結(jié)果 在模擬湍流度的風(fēng)場中,用電子掃描閥及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)記錄一個(gè)時(shí)段內(nèi)的各測點(diǎn)壓力時(shí)程并對壓力時(shí)程進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析,從而得出風(fēng)壓系數(shù)、點(diǎn)體型系數(shù)、分塊體型系數(shù)及不同重現(xiàn)期壓力的平均值、最小值、最大值以及均方根值。由相似原理可知,模型的無量綱參數(shù)與實(shí)物的無量綱參數(shù)一致,因此模型上各測點(diǎn)的風(fēng)壓系數(shù)即為實(shí)物對應(yīng)點(diǎn)的風(fēng)壓系數(shù)。

(2)測力實(shí)驗(yàn)結(jié)果 在模擬均勻流的風(fēng)場中,用六分量測力天平直接測得實(shí)驗(yàn)風(fēng)速下每個(gè)工況時(shí)平臺六個(gè)維度的風(fēng)載荷及風(fēng)傾力矩,然后通過比尺關(guān)系,換算得到實(shí)物的風(fēng)載荷及風(fēng)傾力矩。

3 平臺風(fēng)載荷的數(shù)值模擬

利用Fluent軟件進(jìn)行模擬計(jì)算,對數(shù)值模型及計(jì)算原理說明如下。

3.1 數(shù)值模型

數(shù)值模型與實(shí)際平臺略有差別:略去了實(shí)物中的細(xì)小結(jié)構(gòu),以及對氣動力與水動力影響不大的構(gòu)件;甲板簡化為規(guī)則箱體,忽略上面細(xì)部結(jié)構(gòu)與設(shè)備的影響。為研究井架孔隙對平臺風(fēng)載荷的影響,井架的數(shù)值模型分為不鏤空模型與鏤空模型(圖5)2種。

圖5 平臺的數(shù)值模型

3.2 控制方程與湍流模型

由于平臺各局部構(gòu)件均為鈍體,鈍體繞流問題的控制方程為粘性不可壓N-S方程,基于雷諾平均的控制方程[6]可寫為

式(1)和(2)中:i、j=1,2,3;空氣密度ρ=1.225 kg/m3;動力粘性系數(shù)μ=1.789 4×10-5kg/(m·s)。

計(jì)算中湍流模型采用剪切應(yīng)力運(yùn)輸模型,即sst k-ω湍流模型。該模型是Menter對Wilcox提出的簡單k-ω湍流模型的改進(jìn),綜合了 k-ω模型在近壁區(qū)計(jì)算和在遠(yuǎn)場計(jì)算的優(yōu)點(diǎn)。

sstk-ω模型[7]可寫為

式(3)和(4)中:k為湍流動能;ω為湍流耗散率;G～k為由平均速度梯度所產(chǎn)生的 k;Gω為產(chǎn)生的ω;Γk、Γω分別為k和ω的有效擴(kuò)散率項(xiàng);Yk、Yω分別為 k和ω的耗散項(xiàng);Sk和 Sw均為用戶自定義的源項(xiàng); Dω為橫向耗散導(dǎo)數(shù)項(xiàng)。式中各項(xiàng)的具體計(jì)算公式參照文獻(xiàn)[8]。

風(fēng)載荷的計(jì)算采用三維穩(wěn)態(tài)隱式解法,離散方法為二階迎風(fēng)格式,壓力-速度耦合采用SIMPLE算法。定義來流風(fēng)方向?yàn)?x正向,計(jì)算域尺度長、寬、高分別為2 000、800、500m,建筑物置于流域沿流向前1/3處。

3.3 邊界條件的設(shè)定

平臺風(fēng)載荷數(shù)值計(jì)算中邊界條件設(shè)定如下。(1)進(jìn)流面設(shè)定為速度入口邊界條件,風(fēng)速大小沿高度的分布函數(shù)為

式(5)中:h為平臺某處距海平面的高度;vh為距海平面高度為 h處的風(fēng)速,v10為距海平面10m高度處的風(fēng)速;

(2)出流面設(shè)定為壓力出口邊界條件;

(3)流域頂部和兩側(cè)設(shè)定為對稱邊界條件,等價(jià)于自由滑移的界面;

(4)建筑物表面和地面設(shè)定為無滑移壁面條件。

4 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)處理與分析

4.1 平臺各構(gòu)件的形狀系數(shù)及風(fēng)載荷

圖6示出了實(shí)驗(yàn)測得的0～90°風(fēng)向角情況下平臺甲板、立柱和井架等3個(gè)局部構(gòu)件的形狀系數(shù)。由于不同風(fēng)向角情況下各局部構(gòu)件所對應(yīng)的迎風(fēng)面橫截面積不同,平臺各局部構(gòu)件的形狀系數(shù)隨風(fēng)向角的變化呈現(xiàn)不規(guī)則變化。當(dāng)風(fēng)向角為0°時(shí),井架的頂部與底部、甲板的形狀系數(shù)達(dá)到最大,其值分別為1.334、1.546和1.218;當(dāng)風(fēng)向角為60°時(shí),立柱的形狀系數(shù)達(dá)到最大,其值為1.134。而文獻(xiàn)[9]上規(guī)定的形狀系數(shù)未考慮風(fēng)向角的影響,對井架、甲板和立柱的形狀系數(shù)規(guī)定的取值分別為1.25、1.10和1.00。對比可知,實(shí)驗(yàn)所得的各構(gòu)件的形狀系數(shù)更為真實(shí),且其最大值比理論規(guī)定值偏大。

圖6 不同風(fēng)向角情況下平臺各構(gòu)件的形狀系數(shù)

圖7所示為百年重現(xiàn)期南海熱帶颶風(fēng)海況下平臺在0～90°風(fēng)向角時(shí)各局部構(gòu)件的風(fēng)載荷極值,此時(shí)距海平面10m高處1min平均風(fēng)速值為55m/s。

圖7 不同風(fēng)向角情況下平臺各構(gòu)件風(fēng)載荷極值

圖7的計(jì)算結(jié)果表明,平臺各局部構(gòu)件的風(fēng)載荷隨風(fēng)向角的變化呈現(xiàn)著相同的變化規(guī)律,當(dāng)風(fēng)向角為45°時(shí),平臺各局部構(gòu)件的風(fēng)載荷均達(dá)到最大值。

4.2 井架表面風(fēng)壓分布研究

井架上高度為h的點(diǎn),其風(fēng)壓力系數(shù)Cph的計(jì)算公式[10]為

式(6)中:ρ為空氣的密度;p為該點(diǎn)的風(fēng)壓;vh定義同前。

為研究梯度風(fēng)對井架表面各點(diǎn)的風(fēng)壓,本文采用相對風(fēng)壓力系數(shù)概念,定義相對風(fēng)壓力系數(shù) Cp10的計(jì)算公式為

式(7)中:ρ、p、v10等參數(shù)定義同前。

限于篇幅,本文只取 0°風(fēng)向角情況進(jìn)行分析。圖8示出了井架迎風(fēng)面上相對風(fēng)壓力系數(shù)平均值的數(shù)值模擬結(jié)果(圖8a)與實(shí)驗(yàn)測量結(jié)果(圖8b);由于測點(diǎn)較密集,其測值無法全部在圖中列出,僅列出了部分點(diǎn)的測量結(jié)果。對比圖8a和圖8b可知,數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果有著相同的趨勢:迎風(fēng)面上相對風(fēng)壓力系數(shù)平均值基本為正值;在迎風(fēng)面的中心區(qū)域及底部區(qū)域,相對風(fēng)壓力系數(shù)平均值較大,且這兩個(gè)區(qū)域平均風(fēng)壓力系數(shù)的數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本相同,均為1.40左右;以這兩個(gè)區(qū)域?yàn)橹行?相對風(fēng)壓力系數(shù)平均值向四周遞減,邊緣處風(fēng)壓力系數(shù)平均值接近于0。

圖8 井架迎風(fēng)面上相對風(fēng)壓力系數(shù)平均值模擬結(jié)果(a)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果(b)的比較

4.3 井架孔隙對平臺整體風(fēng)載荷實(shí)驗(yàn)結(jié)果的影響

圖9示出了0～90°風(fēng)向角工況下,考慮井架孔隙和不考慮井架孔隙兩種平臺模型整體風(fēng)載荷的數(shù)值模擬結(jié)果和風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)結(jié)果。從圖9可以看出,不論是實(shí)驗(yàn)結(jié)果還是數(shù)值模擬結(jié)果,不考慮井架孔隙的風(fēng)載荷都比考慮井架孔隙的風(fēng)載荷偏大,相同風(fēng)向角工況下數(shù)值模擬結(jié)果的最大偏差為30%,實(shí)驗(yàn)結(jié)果的最大偏差為35%。對比圖9所示4種結(jié)果,風(fēng)載荷的兩種數(shù)值模擬結(jié)果與風(fēng)洞測壓實(shí)驗(yàn)結(jié)果在隨著風(fēng)向角變化時(shí)呈現(xiàn)出基本相同的變化規(guī)律,當(dāng)風(fēng)向角為45°時(shí),三者的風(fēng)載荷達(dá)到最大值;而風(fēng)洞的測力實(shí)驗(yàn)結(jié)果在風(fēng)向角為60°達(dá)到最大值,其原因?yàn)闇y力實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ涂紤]了平臺甲板上吊車懸臂的影響,使得平臺在該角度的迎風(fēng)面積增大。

圖9 井架孔隙對平臺整體風(fēng)載荷的影響

4.4 平臺偏轉(zhuǎn)對整體風(fēng)載荷的影響

當(dāng)平臺發(fā)生偏轉(zhuǎn)運(yùn)動(縱搖或橫搖)時(shí),甲板的受風(fēng)面積會隨之變化,進(jìn)而導(dǎo)致平臺整體風(fēng)載荷的變化。為研究平臺的偏轉(zhuǎn)運(yùn)動對平臺整體風(fēng)載荷的影響,圖10示出了平臺在無偏轉(zhuǎn)運(yùn)動和偏轉(zhuǎn)達(dá)到10°兩種工況下的整體風(fēng)載荷。對比結(jié)果表明:兩種工況下,平臺整體風(fēng)載荷的峰值位置均出現(xiàn)在風(fēng)向角為60°的情況下,二者相差近55%。這表明平臺的偏轉(zhuǎn)對平臺整體風(fēng)載荷有著很大的影響,在平臺設(shè)計(jì)和實(shí)際工程中對這一問題應(yīng)該給予足夠重視。

圖10 平臺偏轉(zhuǎn)對平臺整體風(fēng)載荷的影響

5 結(jié)論

(1)根據(jù)風(fēng)洞測壓實(shí)驗(yàn)結(jié)果,當(dāng)不考慮平臺井架的孔隙時(shí),風(fēng)向角為45°時(shí)平臺各局部構(gòu)件的風(fēng)載荷均達(dá)到最大值。

(2)根據(jù)風(fēng)洞測壓實(shí)驗(yàn)結(jié)果,在風(fēng)向角為0°的工況下,平臺井架迎風(fēng)面上相對風(fēng)壓力系數(shù)平均值基本為正值,并在底部中心靠近甲板處和整個(gè)迎風(fēng)面形心處較大,以此兩處為中心其數(shù)值向四周遞減,邊緣處平均風(fēng)壓力系數(shù)值接近于0。

(3)不考慮井架孔隙的風(fēng)載荷比考慮井架孔隙的風(fēng)載荷偏大,相同風(fēng)向角工況下數(shù)值模擬結(jié)果的最大偏差為30%,實(shí)驗(yàn)結(jié)果的最大偏差為35%。

(4)平臺偏轉(zhuǎn)對風(fēng)載荷影響非常大。當(dāng)風(fēng)向角為60°,平臺偏轉(zhuǎn)10°時(shí),與無傾角工況相比,平臺的整體風(fēng)載荷增大了55%。

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(編輯:葉秋敏)

Abstract:The paper presents numerical simulation and wind tunnel test investigations of wind loads and wind pressure distribution acting on HYSY-981semi-submersible platform in gradient wind field.The wind tunnel test includes pressure test and force test.The wind pressure distribution on platform surface and shape factors for each component are obtained by wind pressure test,and then the whole wind loads are got.The whole wind loads on the platform with no deflection and ten degree deflection are obtained by force test,and the impact of platform deflection and derrick air space on the whole wind load was studied through comparison ofthe testresults. Thenumerical stimulation results of platform wind loads show good agreement with those of the wind tunnel test.

Key words:HYSY-981semi-submersible platform; wind loads;distribution of surface wind pressure; wind tunnel test;numerical simulation

Wind loads and wind pressure distribution acting on HYSY-981 semi-submersible platform
in gradient wind field

Zhu Hang1Ma Zhe2Xie Bin3Zhai Gangjun2Ou Jinping1,2
(1.School of Civil Engineering,Harbin Institute of Technology,Harbin,150090;
2.School of Civil&Hydraulic Engineering, Dalian University ofTechnology,Dalian,116023;
3.CNOOC Research Institute,Beijing,100027)

2009-12-19 改回日期:2010-03-10

＊國家“863”高技術(shù)研究發(fā)展計(jì)劃項(xiàng)目(2006AA09A103)部分成果。

朱航,男,哈爾濱工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院在讀博士研究生,主要從事深水平臺設(shè)計(jì)與研究工作。E-mail:zhuhang@student. dlut.edu.cn。