半潛式平臺四立柱波浪爬升及氣隙試驗

張 曦,范 露,李 天

(1.中國水產科學研究院 漁業工程研究所,北京 100141;2.江陰職業技術學院,江蘇 無錫 214000)

0 引 言

為適應深海油氣發展的要求，半潛式平臺具有性能優良、運動響應較小、工作水深范圍廣、抗風浪能力強、甲板面積大和裝載能力強等優點，在海底石油勘探和開采中得到了廣泛應用。同時，復雜的深海環境對半潛式平臺的設計安全提出嚴峻的挑戰[1]。其中，氣隙作為一項十分重要的安全指標直接影響生產作業和人員的自身安全。

氣隙被定義為平臺下甲板與波面的垂直距離，負氣隙往往會引起下甲板砰擊和越浪等強非線性現象，導致平臺結構的破壞和傾覆[2]。增加平臺初始氣隙花費巨大，且受穩定性因素的制約，準確預報平臺氣隙分布響應顯得至關重要。影響半潛式平臺氣隙分布的因素包括平臺與系泊纜全系統在波浪中的耦合運動響應[3-4]、平臺立柱的波浪爬升[5-6]和平臺立柱間波浪的近場干涉效應[7-8]等，這些因素具有強烈的非線性特征，使平臺周圍的波面發生劇烈變化，局部區域的波高明顯大于未受干擾的入射波波高，從而對平臺的氣隙性能產生較大影響。

目前，還沒有一種完善的方法可較為準確地計算平臺的氣隙分布，因此模型試驗研究依舊為半潛式平臺設計階段氣隙性能研究的重要環節。馮雪磊[9]和XIAO等[10]分別對半潛式鉆井平臺進行模型試驗，探究規則波和不規則波作用下平臺氣隙的統計特征。SHAN等[11]采用試驗研究氣隙分布與波浪參數的關系，認為在相同的波浪周期內，波陡越大，氣隙越小，說明入射波的非線性效應會放大波高程。單鐵兵[12]對立柱繞射和波浪爬升效應的發生機理、不同的立柱橫剖面形狀和入射角度、波流非線性耦合、多柱結構的水動力干擾、半潛式平臺波浪爬升、氣隙響應和非線性砰擊效應等進行較為深入的研究。同時，也有少數學者[13-15]關注風、流兩種載荷對半潛式平臺氣隙的影響，認為在風浪流聯合作用下，平臺氣隙將進一步減小，出現負氣隙的概率更大。

本文基于海洋結構物在波浪中的相似準則，開展系泊模式下半潛式平臺水池模型試驗，包括規則波和典型極限不規則波試驗。采用在平臺甲板下布置浪高儀、在立柱外側及內測布置鉭絲的試驗方法測量平臺氣隙和爬升高度，同時采用光學非接觸式六自由度運動測量儀確定平臺運動響應幅值，分析確定系泊模式下平臺氣隙的分布規律。

1 模型試驗方案

1.1 模型參數及測點布置

半潛式平臺試驗模型采用玻璃鋼、木料和金屬材料加工而成。模型與實體之間應滿足幾何相似、弗勞德數相似和斯特勞哈爾數相似，考慮水池的尺度和造波能力，平臺縮尺比λ=1∶49。排水量、重心位置、轉動慣量等參數通過調整壓鐵重量和空間位置采用慣量架進行測量，保證各項指標滿足設計要求，可重復性達98%。半潛式平臺模型主要參數如表1所示。

表1 半潛式平臺主要參數

計算中坐標定義如圖1所示：坐標系原點在平臺重心處，x軸以指向尾部為正，y軸以右舷為正，z軸以豎直向上為正，浪向角β定義為與x軸正向的夾角。在半潛式平臺模型甲板中心位置處布置六自由度運動測定儀LED指示燈，采用非接觸式光學運動測量儀測量模型的運動響應。通過測定不同區域的波高變化情況，研究平臺近場干涉效應。圖1給出浪高儀的具體布置位置：浪高儀w14位于遠場；w14與w5間距為6.0 m；平臺內部布置13個浪高儀，w10～w13位于立柱附近，其他布置于內場；w1～w13浪高儀位置保持不變，用于監測內場波浪抬升，獲取氣隙分布規律。同時，在各立柱中央水線附近布置8根電阻式鉭絲R1～R8，監測立柱壁面波浪爬高值。半潛式平臺模型及傳感器分布狀態如圖2所示。

圖1 坐標系及監測點布置

圖2 半潛式平臺模型及傳感器安裝示例

1.2 系泊系統設計

系泊系統采用8根張緊式系泊纜，每根立柱的拐角處分別設置2根。張緊式系泊纜屬性如表2所示。

表2 半潛式平臺張緊式系泊纜屬性

半潛式平臺系泊系統的配置主要參數如表3所示。

表3 模型系泊系統主要參數

模型試驗采用細鋼絲與軟彈簧(軟彈簧用于系泊纜繩的等剛度模擬)連接，兩邊用安全扣與模型系泊點固定。圖3和圖4分別給出系泊系統布置和纜繩的制作。

圖3 系泊系統布置示例

1.3 環境模擬

在南京水利科學研究院的風浪流水池中進行模型試驗，為系統地研究平臺四立柱內場氣隙分布規律，平臺具有對稱性，規則波選取0°、45°和90°等3個浪向，3.00 m和6.00 m兩個波高以及6、7、8、9、10、11和12 s等7個周期組合出42個試驗工況，工況如表4所示。為研究極限海況下平臺氣隙分布狀態，設計典型極限海況的不規則波(JONSWAP譜，譜峰值增長因子γ=2.0)試驗工況，如表5所示。

表4 規則波試驗

表5 典型極限海況不規則波試驗

2 試驗結果與分析

為便于描述波浪沿立柱爬升和內場氣隙分布與波浪參數之間的關系，定義特征參數如下：(1)波陡參數δkA(k=2π/λw，其中，k為波數，λw為波長；A為波幅)在一定程度上表征波浪的非線性程度，還可表征入射波浪的能量，對波浪爬升現象的影響較大，該參數越大，入射波浪的非線性特性越強。(2)散射參數SkR(R為立柱半徑)表示立柱與入射波浪的相對尺度，在一定程度上決定了立柱對入射波浪的散射特性，對立柱周圍波面分布有重要影響，SkR越大，立柱對波浪的散射效應越強。

如圖5所示，當波浪與立柱相遇，立柱的迎浪面會出現爬坡效應。為便于描述波浪爬升效應，定義無因次爬升因子Ar=η/A，其中η為平均波高，如圖6所示。

圖5 立柱波浪爬升現象

圖6 β=90°，H*=0.06 m，T*=1.0 s波高歷時曲線

為進一步說明波高對波浪爬升的影響，定義波浪爬升放大因子ε=Ar(6)/Ar(3)，其中，Ar(6)表示入射波高H=6.0 m時各測點爬升因子，Ar(3)表示入射波高H=3.0 m時各測點爬升因子。

氣隙定義為海洋平臺下層甲板底部至波面間的垂直距離(見圖7)，即

圖7 氣隙變量定義示例

δ(t)=δ0-ηrel(t)=δ0-[ξ(t)-z(t)]

(1)

式中：δ0為平臺初始氣隙，本平臺取8.7 m；ηrel(t)為下甲板任意P點處相對波高升高值；ξ(t)為P點處正下方波高時歷；z(t)為P點處的瞬時垂向位移。試驗時該值由浪高儀w1～w13測得。半潛式平臺(見圖8)由于體型較大，下浮體與甲板之間通過若干立柱支撐，波浪與平臺之間的耦合運動將使波浪的非線性效應顯著加強，相應的氣隙模型相比固定式平臺更為復雜。

圖8 極限海況波形

2.1 半潛式平臺四立柱波浪爬升分析

圖9給出入射波高H=3.0 m和H=6.0 m時不同散射參數下立柱波浪爬升圖。由圖9可知：(1)入射波波高不影響立柱波高爬升分布規律，但對立柱爬升因子大小存在一定的影響。(2)在迎浪狀態β=0°時，迎浪的前立柱R1和R3具有顯著的爬升效應，受到前立柱的遮蔽效應，后立柱R5和R7的爬升因子小于1；由于兩側立柱對入射波浪的擠壓作用，內部流體加速，2個前立柱內側邊緣形成低壓區，當波浪傳播至后立柱時，受到波浪的疊加效應，2個后立柱內側R6、R8的爬升因子普遍大于前立柱內側R2、R4(當散射參數SkR=0.41和0.32時，反之)；當SkR=0.41(λw/L=1.1)時，前立柱迎浪面爬升因子最大Ar=2.15，后立柱迎浪面爬升因子最大Ar=0.81，前立柱內側面爬升因子最大Ar=1.48，后立柱內側面爬升因子最大Ar=0.54。(3)在斜浪狀態β=45°時，測點處于立柱斜側面位置，測點處波浪爬升不顯著，處于內側面的R5和R7爬升因子明顯小于其他位置。(4)在橫浪狀態β=90°時，R4和R8位于迎浪前立柱后緣，R2和R6位于迎浪后立柱前緣(受到前立柱遮蔽效應)波浪爬升不顯著，波浪爬升因子約1.0；R1和R3位于立柱外側面，R5和R7位于立柱內側面，波浪爬升因子小于1.0，但外側面波高明顯大于內側面。

圖9 不同散射參數下立柱波浪爬升

圖10給出立柱波浪爬升放大因子圖。由圖10可知：(1)在迎浪狀態下，立柱R5和R7放大因子變化趨勢為前立柱對后立柱的遮蔽效應隨著入射波高的增加越大越明顯，隨著入射波長增加而減弱；放大因子在長周期波浪時出現最大值，由于在長周期波浪激勵下，大波高時平臺運動幅值明顯大于小波高狀態，大波高時平臺受到系泊系統的約束作用增強，導致波浪爬升明顯，當散射參數SkR=0.18時，波浪爬升放大因子εmax=1.37。(2)在斜浪狀態下，由于波浪爬升不顯著，除R5和R7測點外，其余測點放大因子約1.0；由于R5和R7位于立柱內側面，易受到四立柱內場波浪疊加效應影響，當SkR≥0.41時ε>1.0，當SkR<0.41時ε<1.0。(3)在橫浪狀態下，放大因子的分布規律與迎浪狀態有相似之處，但R1和R3位于立柱外側面不受四立柱內場波浪疊加響應影響，其放大因子大于R5和R7位于立柱內側面。

圖10 立柱波浪爬升放大因子

2.2 半潛式平臺內場氣隙分布分析

通過實測四立柱內場相對波面升高、平臺運動和初始氣隙，按照式(1)計算得到對應測點的氣隙歷時曲線，選取波高H=6.0 m時不同波陡下各測點氣隙最小值，繪制圖11不同波陡參數下氣隙分布圖。

圖11 不同波陡參數下氣隙分布

圖12給出典型極限海況不規則波狀態下氣隙分布圖。由圖12可知：(1)在試驗測試中所有工況測點位置均未出現負氣隙現象，表明下甲板不會出現強烈波浪砰擊現象，滿足平臺設計要求。(2)在迎浪和橫浪狀態下，后立柱附近出現入射波、反射波及平臺輻射波互相疊加，波面抬升明顯，是最小氣隙出現區域，極限海況橫浪狀態出現最小氣隙δmin=0.72 m。(3)在斜浪狀態下，四立柱內場干涉效應較弱，在平臺所在區域內波面未出現明顯疊加現象，氣隙分布較為均勻。(4)當迎浪和斜浪狀態下波陡參數δkA=0.15(λw/L=1.4)，橫浪狀態下波陡參數δkA=0.12(λw/L=1.5)時，平臺邊緣處氣隙量較小，對應工況平臺在波浪入射周期激勵下出現較大幅度的橫搖和縱搖運動，平臺大幅橫、縱搖運動降低了平臺邊緣氣隙。

圖12 典型極限不規則波狀態下氣隙分布

3 結 論

基于海洋結構物在波浪中的相似準則，開展系泊模式下半潛式平臺水池模型試驗，獲取平臺瞬態運動響應、立柱壁面波浪爬高、內場氣隙分布等測量參數，系統地分析不同波陡參數、散射參數對平臺立柱波浪爬升與內場氣隙分布特性。主要結論如下：

(1)采用電阻式鉭絲布置于立柱表面和采用浪高儀固結于平臺內場位置測量相對波高的方式可以有效解決平臺立柱波浪爬升與氣隙的試驗測試問題。

(2)與波浪爬升相比，在平臺立柱內部區域波浪干涉效應引起波面升高是小量，由于波浪爬升沿立柱壁爬升效應，在立柱邊緣處易出現最小氣隙量，甚至出現砰擊現象，在設計中需要關注。

(3)在迎浪狀態β=0°時，當散射參數SkR=0.41(λw/L=1.1)時，前立柱迎浪面爬升因子最大Ar=2.15，后立柱迎浪面爬升因子最大Ar=0.81，前立柱內側面爬升因子最大Ar=1.48，后立柱內側面爬升因子最大Ar=0.54。

(4)平臺大幅、縱搖運動對氣隙的影響不可忽略，迎浪和斜浪狀態在δkA=0.15(λw/L=1.4)附近，橫浪狀態在δkA=0.12(λw/L=1.5)附近氣隙較小，平臺橫搖和縱搖運動幅值較大。