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(1.大連理工大學(xué)船舶工程學(xué)院， 遼寧 大連 116023；2. 海洋石油工程(青島)有限公司， 山東 青島 266000)

基于CFD的張力腿平臺拖航阻力數(shù)值分析

張志康1，林焰1,劉廣輝2,李強(qiáng)2,郭寧2

(1.大連理工大學(xué)船舶工程學(xué)院，遼寧大連116023；2.海洋石油工程(青島)有限公司，山東青島266000)

張力腿平臺(Tension Leg Platform， TLP)在出塢、建造和安裝定位過程中，常常有拖航需求，為確定經(jīng)濟(jì)性好的拖帶方案，通過雷諾平均法(Reynods Averaged Navier-Stocks, RANS)結(jié)合k-ε湍流模型對張力腿平臺拖航阻力進(jìn)行研究，基于CATIA軟件二次開發(fā)功能快速建立計(jì)算域模型，用STAR-CCM軟件生成多面體網(wǎng)格，用Fluent軟件對不同平臺吃水、航速和拖航角度下的拖航阻力、阻力系數(shù)和流場分布等特性進(jìn)行數(shù)值模擬分析。利用回歸分析提出張力腿平臺拖航阻力的經(jīng)驗(yàn)公式，實(shí)現(xiàn)張力腿平臺拖航阻力的快速預(yù)報，為平臺拖航施工提供指導(dǎo)。

張力腿平臺；拖航阻力；阻力系數(shù)；Fluent

(1. Dalian University of Technology, Dalian 116024, Liaoning, China;2.Offshore Oil Engineering Co., Ltd., Qingdao 266000, Shandong, China)

0 引 言

張力腿平臺(Tension Leg Platform， TLP)是深水平臺的主要型式之一，目前國際上在役和在建的TLP共有24座，工作水深為300～2 000 m[1]。TLP的運(yùn)輸及安裝操作工序復(fù)雜，對環(huán)境和海上操作的要求較高，費(fèi)用高且風(fēng)險大，因此，安裝前需要進(jìn)行全面細(xì)致的分析。典型張力腿平臺建成后，釆用半潛船干拖運(yùn)輸至距離安裝地點(diǎn)較近的港口附近，主體結(jié)構(gòu)浮卸后，將上部組塊吊裝到主體結(jié)構(gòu)上組裝成一體，濕拖到安裝地點(diǎn)[2]。為了濕拖的安全性和經(jīng)濟(jì)性，還要根據(jù)海況條件計(jì)算拖航阻力，合理選配拖船，確定適宜的拖航方案。

在張力腿平臺建造和安裝過程中，需要對平臺主體或整個平臺進(jìn)行濕拖作業(yè)，拖航性能是計(jì)算張力腿平臺拖航經(jīng)濟(jì)性及效率的一項(xiàng)重要指標(biāo)，如何快速準(zhǔn)確地預(yù)報拖航阻力成為難點(diǎn)。研究海洋結(jié)構(gòu)物拖航阻力比較直接的辦法是采用水池或風(fēng)洞模型試驗(yàn)，但費(fèi)用高、時間長。工程上常見的做法是采用經(jīng)驗(yàn)公式法(如CCS《海上拖航指南》[3]中的估算公式)。TLP與常規(guī)船型結(jié)構(gòu)物不同，其水下部分為非流線型且其形狀較復(fù)雜，采用經(jīng)驗(yàn)公式法難以準(zhǔn)確評估這類復(fù)雜繞流特性結(jié)構(gòu)的拖航阻力。

目前對張力腿平臺拖航阻力的相關(guān)研究尚處于初步階段，其繞流特性及流體性能預(yù)報可參考資料少，一般借鑒其他平臺相關(guān)成果進(jìn)行研究。劉為民等[4]采用Fluent對半潛式平臺在不同來流下的拖航阻力、阻力系數(shù)和流場分布等特性進(jìn)行研究。杜慶貴等[5]分析半潛式平臺6種常見的浮箱端部形式對拖航阻力的影響。ABRISHAMCHI等[6]分別采用LES和Unsteady RANS法對張力腿平臺水動力載荷進(jìn)行三維計(jì)算，自由液面采用VOF法進(jìn)行模擬，研究張力腿平臺0°和45°來流下升阻力系數(shù)的特性。孫海曉等[7]對SPAR平臺進(jìn)行模型濕拖阻力試驗(yàn)，提出SPAR平臺濕拖阻力快速預(yù)報公式。本文借鑒國內(nèi)外學(xué)者研究經(jīng)驗(yàn)，采用雷諾平均法(Reynolds Averaged Navier-Stocks, RANS)結(jié)合k-ε湍流數(shù)值模擬法對不同吃水、航速和拖航角度下的拖航阻力進(jìn)行計(jì)算，對變化規(guī)律及其原因進(jìn)行討論與總結(jié)，并對流場特性進(jìn)行分析。

1 數(shù)值方法

流體控制方程包括連續(xù)性方程和RANS方程，即質(zhì)量和動量守恒方程：

式中：u為速度分量；μ為黏性系數(shù)；ρ為密度；t為時間；p為壓力。

基于計(jì)算精度及成本等考慮，本文采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε兩方程湍流模型：

湍流動能k為

湍流動能耗散率ε為

式中：Prk和Prε為對應(yīng)k和ε的Prandtl數(shù)；Pk為由于剪切力影響而引起的湍流動能的體積產(chǎn)生率；Gb為由于重力隨密度變化而引起的湍流動能k的體積產(chǎn)生率。

2 水動力模型

2.1建立模型

本文以某TLP作為研究對象，該平臺為典型第一代張力腿平臺，平臺模型如圖1所示。該平臺船體包括4個圓形立柱和4個浮箱，為方便研究對其立柱和浮箱進(jìn)行編號及尺寸符號定義，如圖2所示。平臺主尺度見表1。全局直角坐標(biāo)系定義在流場內(nèi)，平臺拖航時沿著x正方向前進(jìn)，拖航角度θ為平臺船艏方向與前進(jìn)方向的夾角，圖2中拖航角度θ為0°。

圖1 某TLP 圖2 平臺船體布置

表1 張力腿平臺主尺度

2.2邊界條件

對長方體計(jì)算流域的6個面進(jìn)行邊界條件[4]定義，如圖3所示。

(1) 左邊界面：速度入口邊界條件velocity-inlet，速度為v的流體從此邊界均勻流入。

(2) 右邊界面：自由出流邊界條件outflow，流體從此邊界自由流出

(3) 上邊界面：對稱邊界條件symmetry，此邊界上垂直方向分量為0。

(4) 下邊界面：壁面邊界條件wall，流體從壁面無滑移流過。

(5) 前、后邊界面：對稱邊界條件symmetry，此邊界上垂直流向分量為0。

(6) 平臺表面：壁面邊界條件wall，流體從壁面無滑移繞過。

圖3 流域計(jì)算模型

2.3網(wǎng)格劃分

劃分網(wǎng)格時采用局部加密方法，對平臺周圍局部區(qū)域采取加密處理，該區(qū)域采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格(四面體網(wǎng)格)劃分(如圖4a)所示)，并向外部流域過渡，過渡區(qū)域采用三棱柱網(wǎng)格(如圖4b)所示)，外部流域采用長方體網(wǎng)格(如圖4c)所示)。

圖4 平臺局部區(qū)域的網(wǎng)格劃分

計(jì)算采用非定常黏性湍流模型，壓力速度耦合采用SIMPLE算法，初試時間步長取0.01 s，在計(jì)算過程中不斷調(diào)整。

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1不同工況下阻力分析

參考《海上拖航指南》對平臺拖航航速及吃水的要求，并結(jié)合該TLP實(shí)際工況，選取航速v的范圍為1～4 m/s，吃水d的范圍為9～17 m，由于平臺船體呈中心對稱，確定拖航角度為0°～45°進(jìn)行研究。首先分析拖航角度θ=0°時，TLP不同吃水及航速下的拖航阻力Fx，計(jì)算結(jié)果見表2，阻力的變化曲線如圖5和圖6所示。由表2、圖5和圖6可以看出：平臺阻力隨著航速的增加而快速上升。通過回歸分析，阻力與速度呈二次函數(shù)關(guān)系，符合海洋結(jié)構(gòu)物流阻力理論，初步驗(yàn)證了計(jì)算的可靠性。另外，同一航速下隨著吃水的增加，平臺阻力呈線性上升，這是由于浮箱一直處于水下，吃水變化只影響立柱的迎流面積，而對流場影響較小。

表2 θ=0°，不同吃水及航速下的拖航阻力 kN

圖5 θ=0°，不同吃水下阻力隨航速的變化曲線 圖6 θ=0°，不同航速下阻力隨吃水的變化曲線

d=11 m,v=2 m/s,不同拖航角度下的平臺受力計(jì)算結(jié)果如圖7和表3所示。分析可知：在拖航角度θ=15°和30°時，平臺拖航阻力有所增加，且所受橫向力較大，這是由于平臺周圍流場不對稱性?；趯?shí)際工程考慮，張力腿平臺不適合在0°<θ<45°的工況下進(jìn)行拖航作業(yè),故本文僅針對v=2 m/s，不同吃水下θ=0°和45°時的平臺阻力進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果見表4，可以看出：不同吃水下θ=45°時的平臺阻力相比0 °時均有所增加，這是因?yàn)橥虾浇嵌茸兇笤黾恿似脚_迎流面積，但增加幅度有限，故拖航角度θ的影響小于航速v。

通過分析航速、吃水及拖航角度對TLP拖航阻力的影響，建議在滿足平臺穩(wěn)性及施工周期的條件下，選取拖航角度為0 °且航速較小、吃水較淺的拖航工況，以降低平臺濕拖阻力，減少拖船租用費(fèi)用等成本。

表3 d=11 m，v=2 m/s，不同拖航角度下的平臺受力

圖7 d=11 m，v=2 m/s時平臺受力隨拖航角度的變化曲線

表4 θ=0°和45°時不同吃水下的平臺阻力 kN

3.2拖航阻力經(jīng)驗(yàn)公式

三維海洋結(jié)構(gòu)物的阻力定義為

式中：Fd為結(jié)構(gòu)物所受阻力；Cd為阻力系數(shù)；ρ為流體密度；A為結(jié)構(gòu)物迎流面積。

摩擦阻力在平臺拖航阻力中所占比例非常小，絕大部分為黏壓阻力，而黏壓阻力由結(jié)構(gòu)物形狀決定，即由阻力系Cd的大小體現(xiàn)。結(jié)構(gòu)物流阻力預(yù)報的難點(diǎn)就在于其Cd未知，工程上一般由試驗(yàn)確定。本文利用數(shù)值計(jì)算方法，通過對表2中拖航角度θ=0°時的各算例進(jìn)行阻力系數(shù)計(jì)算，根據(jù)不同航速下的阻力值可回歸出該吃水下的阻力系數(shù)。不同平臺吃水下的阻力系數(shù)見表5。隨著平臺吃水增加，拖航阻力呈線性增長，但由于相應(yīng)地加大了迎流面積，故阻力系數(shù)Cd并非滿足線性增長關(guān)系，而是在1.3～1.4的范圍內(nèi)小幅波動，呈先增長后降低的趨勢?；诠こ虘?yīng)用考慮，保守地選取張力腿平臺阻力系數(shù)Cd=1.4，另外由于張力腿平臺船體均存在幾何相似關(guān)系，所以提出如下張力腿平臺拖航阻力經(jīng)驗(yàn)公式：

式中：F總為張力腿平臺拖航總阻力；平臺阻力系數(shù)Cd=1.4；V0為平臺拖航航速；ρ海水為海水密度，取1.02 5 t/m3；ATLP為平臺船體水下部分迎流面積，根據(jù)平臺主尺度計(jì)算得出；F風(fēng)為考慮上層建筑的風(fēng)阻力，可依據(jù)《海上拖航指南》確定。

3.3表面壓力分布及流場分析

表5 不同平臺吃水下阻力系數(shù)

由于拖航角度θ=0°時各吃水和航速下的平臺表面壓力分布及流場特性規(guī)律類似，本文僅列舉v=2 m/s，d=15 m時拖航角度分別為0°和45°的計(jì)算結(jié)果，如圖8和圖9所示。由圖中可以看出：0°和45°拖航角度下平臺表面的壓力和速度分布大致以x軸對稱，壓力和航速梯度較大。0°拖航角度下作為主要迎流構(gòu)件的浮箱P1所受流向力較大，附近流速也較低，上游立柱兩側(cè)流速較高，流體繞過上游立柱C1和C2后，流體力減弱，所以作用在下游立柱C3和C4上的壓力較小，另外由于下游立柱的阻擋作用，在浮箱P2和P4上表面產(chǎn)生了明顯的回流現(xiàn)象，流體沿著x軸正方向流動。45°拖航角度下平臺迎流面積增大，所受總阻力也隨之增加，不過各浮箱和立柱的受力較為均為，上游立柱對流體的屏蔽效應(yīng)降低，因此下游浮箱及立柱受力有所增加。

圖8 v=2 m/s，d=15 m，不同拖航角度下張力腿平臺表面壓力分布

圖9 v=2 m/s，d=15 m，不同拖航角度下張力腿平臺表面流場分布

4 結(jié) 論

本文利用數(shù)值模擬方法針對TLP的拖航阻力進(jìn)行研究，計(jì)算和分析平臺不同吃水、航速和拖航角度下的拖航阻力，并探討了平臺表面壓力分布和流場特性，最終得到如下結(jié)論：

(1) 航速對TLP的拖航阻力影響最大，吃水和拖航角度對TLP的拖航阻力影響次之。拖航角度為15°和30°時平臺橫向力較大，不適合于濕拖作業(yè)，建議平臺濕拖作業(yè)時盡量采用低航速、淺吃水和拖航角度為0°的方案，以降低平臺拖航阻力。

(2) 基于計(jì)算結(jié)果回歸分析平臺流阻力系數(shù)，確定平臺流阻力系數(shù)為1.4，并以此提出平臺拖航阻力經(jīng)驗(yàn)公式，用于快速地預(yù)報平臺濕拖阻力，具有重大的工程應(yīng)用價值。

(3) 壓力分布與流場航速分布體現(xiàn)了TLP的拖航時的受力分布情況及流場特性，迎流面浮箱和立柱總阻力比最大，立柱兩側(cè)速度較大，拖航角度為0°時下游浮箱與立柱交界處有明顯的回流現(xiàn)象。

[1] 孫偉英，梁學(xué)先，樊之夏，等. 典型張力腿平臺濕拖分析[J]. 中國造船，2012(S2)：255-265.

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[4] 劉為民，谷家揚(yáng)，盧燕祥. 基于CFD的半潛式鉆井服務(wù)支持平臺拖航阻力數(shù)值分析[J]. 江蘇科技大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版)，2014(02): 103-108.

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[7] 孫海曉,徐慧,樊之夏,等. SPAR平臺濕拖阻力試驗(yàn)研究[J]. 中國海洋平臺,2011(05):33-37，46.

NumericalAnalysisforTowageResistanceofTensionLegPlatform
BasedonCFDMethod

ZHANG Zhikang1, LIN Yan1, LIU Guanghui2, LI Qiang2, GUO Ning2

The towing maybe encountered in the process of dock, construction and installation location for Tension Leg Platform(TLP) . So it’s necessary to determine an economical solution.The drag force of TLP is studied based on Reynolds Averaged Navier-Stocks(RANS) withk-εturbulence model. The geometry is built up quickly by secondary development of CATIA software. Computational grid is set up by STAR-CCM software and imported into Fluent for calculations. The drag force, drag coefficient and flow field on surface of the platform are researched under different draft, velocity and angle. The empirical formula of platform’s drag force is raised up by regression analysis according to the results. It is helpful for the quick prediction of TLP’s drag force and the towage operation.

Tension Leg Platform(TLP); drag resistance; drag coefficient; Fluent

F總

U351

A

2015-12-17

張志康(1991-)，男，碩士研究生

1001-4500(2017)05-0029-06