半潛式平臺波浪砰擊測試方法與載荷特性研究

郭英豪，肖龍飛，盧文月，寇雨豐

（1.上海交通大學海洋工程國家重點實驗室，上海200240；2.高新船舶與深海開發裝備協同創新中心，上海200240）

0 引 言

近年來，由于海洋環境惡化等原因，很多海洋結構物遭遇了波浪砰擊載荷的襲擊，例如Valhall 生活平臺和COSL半潛式平臺等[1]。極端波浪砰擊是極具破壞性的，往往伴隨著很強的局部砰擊載荷，對海洋結構物的結構完整性而言是一個重大的威脅。因此，在設計海洋平臺等海洋結構物時，需要盡可能準確地估計波浪砰擊載荷。針對存在負氣隙的柱穩式平臺，挪威船級社（DNV）發布了技術指南OTG-14用于估算水平波浪砰擊載荷[2]。

海洋結構物的幾何復雜性和波浪砰擊載荷的強非線性使得很難用理論方法對砰擊過程進行描述，砰擊載荷的理論研究一直局限在楔形體等簡單物體的入水問題研究[3-4]，這些理論分析對于揭示砰擊載荷的物理機理具有重要的意義。但是要將這些結果直接用于工程設計仍然十分困難，而且由于理論分析做了相應的簡化，應用范圍也受到很大的限制。當波浪砰擊結構物時，會攜裹一部分的空氣，這使得波浪砰擊載荷具有隨機性，增加了理論研究波浪砰擊載荷的難度[5]。數值計算方面，基于勢流理論的計算無法考慮流體粘性的影響而且本質上很難模擬液面翻卷、波浪破碎等自由液面的大尺度變形[6-7]；基于計算流體力學（CFD）的方法雖然可以通過VOF等方法考慮波浪破碎以及空氣的影響，但依然需要解決計算量巨大、計算結果不可靠等棘手問題[8-9]，計算結果也有待利用試驗結果進行驗證。

目前，模型試驗是確定波浪砰擊載荷的最可靠方法。試驗中，當波浪砰擊海洋結構物模型時，取決于模型的結構特征，會或多或少地產生動力響應。測量得到的砰擊載荷易受到模型結構動力響應的影響，需要事前對這一問題進行考慮或者事后去除測量信號中的動力響應成分。本文針對半潛式平臺波浪砰擊模型試驗，對砰擊載荷測量方式及數據處理方法進行了詳細的描述，并根據試驗結果，對半潛式鉆井平臺的波浪砰擊載荷特性、浪向影響、空間分布以及前后立柱的波浪砰擊載荷差異性進行了分析。

1 模型試驗方案

半潛式平臺波浪砰擊模型試驗在上海交通大學海洋深水試驗池進行。水池主體長50 m，寬40 m，深10 m，水池中央深井直徑5 m，最大工作水深40 m，可模擬各種風浪流環境條件。

1.1 試驗模型

如圖1所示，半潛式平臺模型為雙浮筒、四矩形立柱、四圓形橫撐結構形式，波浪砰擊載荷主要發生在生存海況下，平臺在生存載況時的主要參數見表1，試驗縮尺比為1:60。

表1 半潛式平臺生存載況主要參數Tab.1 Main particulars and mass properties of the semi-submersible

如圖2所示，半潛式平臺模型通過水平系泊系統布置于水池中央，水平系泊系統由4根長度為2.5 m 的系泊纜組成，各系泊纜沿平臺對角線方向布置，導纜孔位于水線位置。單根系泊纜的剛度模型值為6.58 kg/m，在這個剛度下平臺水平方向的固有周期遠大于波浪以及平臺垂向運動的周期，對平臺垂向運動的耦合影響可以忽略。試驗開始前，系泊纜處于張緊狀態，預張力為0.6 kg（模型值）。

圖1 半潛式平臺試驗模型Fig.1 Test model of the semi-submersible

圖2 半潛式平臺模型試驗水平系泊布置Fig.2 Configuration of the horizontally-moored system

1.2 波浪環境參數

模型試驗水深為9.8 m。為系統地分析平臺可能遭受的波浪砰擊載荷，考慮90°、135°和180°三個浪向，6 種極端波浪，并采用Jonswap 譜生成隨機波浪序列。表2 給出了各波浪環境的有義波高Hs、譜峰周期Tp、譜峰因子γ以及相應的隨機序列數量。

表2 不規則波參數Tab.2 Parameters of irregular waves

2 波浪砰擊載荷測量

圖3 波浪砰擊載荷測量單元頻率響應函數Fig.3 Frequency response function of the wave impact load measurement unit

圖4 波浪砰擊載荷測量單元安裝位置示意圖Fig.4 Layout of wave impact measurement units

當波浪砰擊平臺模型時，產生的結構動力響應會干擾波浪砰擊載荷的直接測量，需要盡量避免和去除。針對所研究的半潛式鉆井平臺，試驗時專門設計了測量單元用于測量波浪砰擊載荷，并通過楔形體入水試驗對其性能和可靠性進行了驗證[10]。通過測試，獲得測量單元的頻率響應函數如圖3 所示，可以看出測量單元的第一階固有頻率在3 000 Hz以上，遠離砰擊載荷能量分布的主要頻率范圍，避免了傳感器的共振。同時，在加工制作半潛式平臺模型時，在砰擊載荷的測量位置進行了局部加強。

如圖4所示，為了測量半潛式平臺立柱和甲板的水平波浪砰擊載荷，在平臺前后立柱和箱型甲板上布置了31個測量單元，沿平臺高度方向共8排，最上面3排單元布置在箱型甲板上，其余單元布置在立柱上。每個單元的測量面積為0.02×0.02 m2，對應實尺度為1.20×1.20 m2。波浪砰擊載荷的作用時間特別短，模型尺度下通常在ms 級。為了準確捕捉這樣的瞬態信號，采集試驗數據時需要采用很高的采樣頻率，試驗中取為20 kHz。

3 試驗結果與分析

3.1 典型波浪砰擊載荷特征

由于采樣頻率極高，試驗測到的原始砰擊載荷數據中不可避免地含有較多的噪聲成分，在對結果進行分析之前需要將其剔除。波浪砰擊載荷是典型的非平穩信號，采用基于傅里葉分析的濾波方法進行降噪會明顯削減載荷峰值。小波分析在時頻分析領域擁有出色的表現，是一種用于處理非平穩信號的強大工具。因此，這里采用了小波分析的方法進行降噪[11]。如圖5所示，與原始數據比較，去除噪聲后的砰擊載荷的時歷和峰值沒有失真。

圖5 波浪砰擊載荷信號噪聲處理Fig.5 Example showing the removal of noises

圖6 波浪砰擊載荷的不同類型Fig.6 Different types of wave impact loads

觀察試驗結果，根據是否受到模型結構動力響應或者空氣影響，可以將波浪砰擊載荷分為三類。第一類如圖6（a）所示為未受到結構動力響應或者空氣影響的砰擊載荷，該類的砰擊載荷具有光滑的時歷曲線，對時歷曲線進行時頻分析得到反映能量結構的小波譜，可以看出這類砰擊載荷的能量主要集中在較低頻率范圍內；第二類砰擊載荷如圖6（b）所示，受到測量單元結構動力響應的影響，曲線呈現一定程度的振蕩特征，從能量上來看，分布范圍比第一類更廣，在測量單元的固有頻率附近具有部分能量；第三類如圖6（c）所示，較之前兩類，該砰擊載荷具有更明顯的振蕩特點。與第二類砰擊載荷相比，除了具有更寬的頻率范圍以及測量單元固有頻率附近的振蕩外，第三類砰擊載荷還體現了另外一種振蕩成分，其頻率比測量單元的固有頻率低，但是能量密度更高。通過觀察試驗錄像可以發現，第三類砰擊載荷主要是因為波浪砰擊測量單元時，在波浪與測量單元之間形成了一個氣室，氣室的壓縮與擴張造成了砰擊載荷的振蕩。

3.2 不同浪向下的波浪砰擊載荷

在不同的浪向下，半潛式平臺具有不同的運動性能，與入射波之間會呈現不同的相對姿態，波浪砰擊的角度、砰擊時的相對速度也會有變化。這里選取平臺前立柱以及箱型甲板上的測量單元，研究不同浪向下半潛式平臺的波浪砰擊載荷分布規律。將砰擊載荷峰值大于100 kPa 的砰擊定義為有效砰擊事件，對半潛式平臺在90°、135°和180°三個不同浪向下的砰擊載荷進行統計分析，圖7（a）為不同浪向下波浪砰擊載荷發生次數隨有義波高的變化情況，圖7（b）以箱型圖的形式給出了不同浪向下波浪砰擊載荷的相關統計值(中位數、最大值、最小值、上四分位數以及下四分位數)隨有義波高的變化情況，而圖7（c）為不同浪向下砰擊載荷沖量的相關統計值隨有義波高的變化情況。可以看出：

（1）三個浪向下，砰擊載荷的發生頻率總體上隨有義波高的增加而增加，而波浪砰擊載荷的幅值則體現了更強的非線性特征。具體表現為：波浪砰擊載荷并不隨著有義波高的增加而增加，在較小的有義波高（Hs=9.6 m）時會產生較為嚴重的波浪砰擊，而較大的有義波高（Hs=13.8 m）卻可能產生較小的砰擊載荷；最大的砰擊載荷不一定發生在有義波高最大的海況下，90°浪向時最大的波浪砰擊載荷發生在Hs=16.9 m 的海況下，在15.8 m 的海況下也產生了極大的波浪砰擊載荷，而180°浪向時這兩種有義波高下的波浪砰擊載荷卻相對較小，最大砰擊載荷發生在最大有義波高下（Hs=20.0 m）；

圖7 不同浪向下的波浪砰擊載荷Fig.7 Comparison of wave impact loads under different wave headings

（2）圖7（a）表明三個浪向下波浪砰擊發生的頻率較為接近，相較而言，180°浪向更為嚴重。結合圖7（b）可以發現，雖然135°浪向砰擊頻率較高，但是砰擊載荷幅值比另外兩個浪向小很多，大部分的砰擊載荷來自于離水線較近的測量單元。在135°浪向下，波浪作用于平臺立柱時，水體會沿著立柱的兩個側面流動，可類比為大斜度楔形體的入水問題，不會產生嚴重的波浪砰擊載荷。而在90°和180°浪向下，波浪與平臺相遇時，平臺對入射水體具有強烈的阻滯效應，這種情況下，高速運動水質點的動能轉化為更具破壞性的波浪砰擊載荷；

（3）圖7（b）的箱型圖具有很長的上觸須線，表明砰擊載荷具有明顯的隨機性和發散性，最大的幾個砰擊載荷偏離大部分砰擊數據，為了獲取可靠的設計載荷，并用于海洋平臺的結構設計，需要進行大量隨機波浪序列的模型試驗建立收斂的概率分布模型；

（4）與砰擊壓力峰值不同，圖7（c）的箱體分布范圍更寬，觸須線相對較小，表明砰擊載荷沖量的分布比較穩定，隨機性和發散性小于砰擊壓力峰值，因此應該作為研究砰擊載荷的重要物理量。總體上，砰擊載荷沖量隨著有義波高的增加而增加。從中位數來看，135°浪向下的砰擊載荷沖量要大于180°浪向和90°浪向，而從最大值來看，90°浪向下的砰擊載荷沖量要大于其他兩個浪向（Hs=16.9 m 的海況除外）。

海洋平臺在遭受波浪砰擊時，不同位置遭受的砰擊嚴重程度會不一樣，這既取決于波浪的高度，又取決于平臺的運動。圖8 為三個浪向下波浪砰擊載荷沿立柱高度的分布情況，圖中給出了所有的砰擊載荷以及各高度處對應的q = 0.99的分位數值，灰色虛線為立柱和箱型甲板分界線。圖中顯示：

（1）沿平臺高度方向，立柱與箱型甲板連接處（第3～5 排測量單元）的砰擊載荷最大，三個浪向均是如此，在進行平臺的結構設計時，應對此處的平臺結構進行重點關注；

（2）不同浪向的砰擊載荷分布情況有所差別，90°和135°浪向時，砰擊載荷主要分布在平臺立柱上，箱型甲板上所有砰擊載荷較小，而在180°浪向時，除了立柱，箱型甲板也有很大的砰擊載荷，尤其是靠近立柱的位置，其所受砰擊載荷最大可達2.5 MPa左右，與立柱所受載荷在同一量級；90°浪向下，雖然砰擊載荷的作用位置較低，但是作用在立柱上的砰擊載荷比180°浪向大；

（3）圖（8）進一步體現了砰擊載荷的發散特性和隨機特性，大部分砰擊載荷分布在1.0 MPa以下，部分嚴重的砰擊載荷偏離這些數據很多。

圖8 不同浪向下波浪砰擊載荷的空間分布Fig.8 The spatial distributions of wave impact loads under different wave headings

3.3 前后立柱波浪砰擊載荷對比

由于平臺運動、浮筒淺化效應以及前后立柱的相互干擾等影響，半潛式平臺前后立柱所受波浪砰擊載荷會呈現不同的特性。試驗中，在前后立柱的5個相同高度上都布置了測量單元，用來對比研究180°浪向時前后立柱受到的波浪砰擊載荷。

圖9所示為前后立柱的波浪砰擊次數、砰擊壓力峰值以及砰擊沖量的對比情況。從砰擊次數看，所有海況下后立柱處波浪砰擊發生的頻率均遠高于前立柱。除了Hs=9.6 m 的情況，后立柱處的波浪砰擊載荷統計特征值也大于前立柱。可以從浮筒的淺化效應對這一現象進行解釋：波浪經過前立柱和后立柱之間時會受到水下浮筒的抬升作用，相當于局部水深變淺，增加了波浪的非線性程度，從而使得波浪變得更陡，更接近破碎狀態，更易于產生波浪砰擊，原本在前立柱不會產生砰擊的波浪也可能在后立柱產生砰擊。圖9（c）表明，前立柱的砰擊載荷沖量要大于后立柱的砰擊載荷沖量，這主要是因為沖量除了與載荷大小有關，還取決于載荷的作用時間，通常較大的砰擊載荷作用時間較短，尤其是載荷的上升時間。

圖9 前后立柱的波浪砰擊載荷對比Fig.9 Comparison of wave impact loads between the front column and the back column

圖10 所示為不同海況下半潛式平臺前后立柱的波浪砰擊載荷沿立柱高度的分布情況對比。總體而言，在波浪較小時，前立柱的砰擊載荷主要分布在較低的位置，而隨著波浪高度的增加，砰擊載荷的作用位置逐漸上移。與前立柱不同，各海況下，后立柱的砰擊載荷隨著垂向位置的升高而變大，主要作用在靠近甲板底部的位置。與圖8 一樣，圖10 也用點劃線給出了前后立柱所承受砰擊載荷在不同高度處q = 0.99的分位數值。如果以q = 0.99的砰擊載荷作為設計載荷，可以看出，除了最大的海況（Hs=20.0 m），后立柱上的砰擊載荷要大于前立柱上的砰擊載荷，與圖9所得結論一致。而在Hs=20.0 m的海況下，前立柱的砰擊載荷要大于后立柱，這主要是因為在此海況下，波浪達到前立柱時已經很大，并在前立柱處產生了砰擊，在砰擊前立柱后繼續向后傳播時，能量已經耗散了很多，對后立柱的砰擊則相對減弱很多。

圖10 前后立柱的波浪砰擊載荷空間分布對比Fig.10 Comparison of spatial distributions of wave impact loads between the front column and the back column

4 結 論

通過模型試驗，研究了半潛式鉆井平臺前后立柱和箱型甲板遭遇的水平波浪砰擊載荷。對典型的波浪砰擊載荷特性、不同浪向下砰擊載荷隨波高的變化規律、砰擊載荷的空間分布以及前后立柱的砰擊載荷差異性進行了分析。得到如下結論：

（1）采用小波分析的方法能夠有效剔除試驗測量砰擊載荷中的噪聲信號，受到結構動力響應或者空氣影響，波浪砰擊載荷可以分為三類，分別具有不同的時歷特征和能量結構；

（2）平臺在90°和180°浪向下，砰擊較為嚴重，135°浪向較弱；砰擊載荷的發生頻率和砰擊載荷沖量總體上隨有義波高的增加而增加，而波浪砰擊載荷的幅值則體現了更強的非線性特征，與有義波高之間沒有明顯的線性關系；

（3）從壓力峰值來看，砰擊載荷具有明顯的隨機性和發散性，最大的幾個砰擊載荷偏離大部分砰擊數據。為了可靠地估計設計載荷用于海洋平臺的結構設計，需要進行大量隨機波浪序列的模型試驗來建立收斂的概率分布模型。砰擊沖量的分布比較穩定，隨機性和發散性小于砰擊壓力峰值，因此應該作為研究砰擊載荷的重要物理量；

（4）沿平臺高度方向，立柱與箱型甲板連接處的砰擊載荷最大，尤其是180°浪向時箱型甲板靠近立柱的位置；由于前后立柱之間水下浮筒的淺化效應，平臺后立柱砰擊頻率比前立柱更高；在波高很高的海況下，前立柱上的砰擊壓力大于后立柱上的砰擊壓力，而其他的海況下，后立柱上的砰擊壓力更大。