基于CFD的半潜式钻井服务支持平台拖航阻力数值分析

刘为民，谷家扬，卢燕祥

(江苏科技大学船舶与海洋工程学院，江苏镇江212003)

半潜式海洋平台拥有抗风能力强、适应水深范围大、性能优越等优点，已成为当今世界主要海洋油气开采装备之一［13］.半潜式海洋平台主要结构为平台主体、平台上体及平台锚泊系统等.半潜式平台建造工艺为:将半潜式平台各结构件在船厂建造完成后，分别运输至安装地点，首先对平台主体进行安装，然后再对上体和系泊系统进行安装等工作.平台主体的运输安装过程又分为以下两阶段:首先采用运输船将平台主体运输至安装海域附近，其次将平台主体通过拖轮湿拖至安装地点.拖航性能是计算半潜式海洋平台拖航成本及工作效率的一项重要指标.目前国内对半潜式海洋平台湿拖阻力的相关研究仍处于初步阶段，相关技术尚未成熟.文献［4］中对某自升式平台进行了静水拖航阻力试验、不规则波下拖航阻力试验及风阻力试验，得到了不同拖航速度下拖航阻力及纵摇角值.文献［5］采用Fluent软件对6种常见端部形式(半圆形、导圆角形、尖角形和加导流段形等)的浮箱的拖航阻力进行了计算并研究了不同端部形式对拖航阻力性能的影响.结果表明:半圆形和加导流段形状的浮箱的拖航阻力性能优于其它几种.文献［6］中采用Fluent对某半潜式海洋平台深吃水拖航工况进行了数值模拟，并与浅水工况下的拖航阻力进行了比较分析.结果表明:深吃水拖航阻力约为浅吃水拖航阻力的2～3倍;在拖航速度2m/s下，深吃水拖航阻力约为1 000 kN，其中浮箱约占50%，立柱和横撑约各占25%.文献［7］采用Fluent软件研究了横撑间距对拖航阻力影响.研究表明:横撑间距小于5m时，2根横撑的拖航阻力接近单根横撑拖航阻力.文献［8］中进行了低傅汝德数下的模型拖航试验，对SPAR模型湿拖阻力的构成情况进行了分析，并提出了SPAR平台湿拖阻力的近似估算方法.文献［9］中通过时域Rankine方法对非规则波下船舶时域附加阻力进行了数值模拟计算并与试验值进行了比较，结果表明上述方法与试验结果吻合较好.文献［10］中通过不同方法对波浪中船体的附加阻力进行了研究，并与试验结果进行了比较.

国内外学者主要研究了拖航速度、吃水以及平台本身结构形式等对拖航阻力影响，但不同拖航角度对拖航阻力影响的研究甚少，因此，文中采用DES湍流数值模拟法对不同拖航角度下的拖航阻力进行计算，并对变化规律及其原因进行讨论与分析.

1 数值计算模型

1.1 DES湍流数值模拟法

文中数值计算方法采用分离涡数值模拟法(detached eddy simulation，DES)，其基本思想为在边界层近壁区采用非稳定雷诺时均法(RANS)，在分离区采用大涡模拟法.流动控制方程如下［11］:

湍动粘度方程:

式(5，6)中各项如下:

式中常数如下:

式中:y为网格点距壁面垂直距离;Δ为网格尺度，定义如下:

其中CLES=0.65［12］.

1.2 计算模型与边界条件

表1 平台主体主尺度Table1 M ain parameters of platform m

图1 平台示意Fig.1 Plot of p latform

图2 边界条件Fig.2 Boundary condition

将整个流域分为若干区域进行网格划分，以保证网格质量和数量.为对复杂边界进行精确模拟，平台各壁面附近及尾流场区域采用精细网格，并保证第一层网格位于粘性底层内.除平台周围和尾流区域加密外，其他区域均采用较疏网格以控制网格数量.平台表面网格如图3，平台周围网格如图4所示，不同来流方向下网格数目见表2.

图3 平台表面网格Fig.3 M eshes on surface of p latform

图4 平台周围网格Fig.4 M eshes around Platform

表2 不同来流方向下的模型网格数Table2 M esh number of different incidence angles

2 计算结果与分析

2.1 不同来流方向下拖航阻力分析

表3为不同来流角度下平台各构件阻力占平台总阻力的百分比.从整体进行分析，在平台拖航过程中，下浮体和立柱阻力值处于主要地位.下浮体阻力在总阻力中的百分比随来流角度的增大而逐渐增大;尤其是下浮体PR的占比，随来流角度的增大出现较大幅度的增加.这主要是因为:随来流角度的增大，下浮体PR迎流面积逐渐增大，从而导致阻力越来越大.下浮体PL的受力随来流角度的增大而增大.下浮体PL的阻力系数的占比随来流角度的变化而变化:0°～60°来流角下，下浮体PL的阻力系数占比随来流角度增加有所增加，但增加幅度较小.60°～90°来流角下，PL阻力占比有所减少.这是因为随来流角的增大，下浮体PR的尾流“屏蔽区”不断增大，导致下浮体PL逐渐完全处于下浮体PR的尾流中.在来流角0°时，下游立柱位于上游立柱“屏蔽区”，使得下游立柱所受来流冲击减小，导致上游立柱C1和C4的阻力系数比下游立柱C2和C3的阻力系数大.随来流角度增大，立柱C1和C2所受阻力越来越小，这是由于C1，C2位于C3，C4尾流“屏蔽区”越来越大的缘故.由于流场的复杂作用，立柱C3和C4所受阻力随来流角度的变化趋势不明显，但存在一定的振荡变化现象.横撑BF和BB所占百分比随来流角度的变化几乎可以忽略不计，30°来流下，横撑BF的阻力为0°时的1/3，横撑BB的阻力为0°时的1/2.由于横撑位置较为特殊，90°来流下，横撑BF和BB的阻力所占百分比接近0，主要是由很小部分的粘性力引起的.

表3 不同来流方向下平台各部分阻力所占百分比Table3 Percent ratio of each structure under different incidence angles %

2.2 阻力系数及升力系数分析

三维结构物阻力系数CD及升力系数CL定义如下:

式中:FD和FL分别为结构物所受阻力和升力;ρ为流体密度;A为结构物迎流面面积.

图5为0°来流下阻力系数和升力系数的时历曲线图.从图5可看出，平台阻力系数及升力系数时历曲线变化紊乱、无规则，这是因为采用DES模拟法的缘故.DES一方面对近壁区采用非稳定雷诺时均法，对壁面附近小涡进行统计计算，另一方面对分离区采用LES法进行模拟.由于横向力对尾涡形成有一定推动作用，从而升力系数比阻力系数的周期性变化现象更为明显.从升力系数时历变化可分析，平台尾部有低频大涡形成，同时在一个大涡的释放过程中，又有大量高频小涡产生，从而导致升力系数变化具有一定周期性和“脉动性”的特点.

图5 0°来流阻力系数时历曲线和升力系数时历曲线Fig.5 Time history of drag coefficient and lift coefficient at incidence angle of 0°

不同拖航角度下各构件所受阻力见表4，图6为不同来流方向下平台总阻力系数C及各构件阻力系数的变化图.从图6可以看到，平台总阻力系数在来流角度θ为0°～60°时几乎不变，而60°～90°来流角时阻力系数有减小趋势.比较平台各构件的阻力系数:不同来流角度下立柱阻力系数比横撑阻力系数大，横撑阻力系数较下浮体阻力系数小，下浮体阻力系数较立柱阻力系数小，下浮体阻力系数在某值附近来回振荡.立柱阻力系数变化与其上述阻力占比变化趋势近似，这是立柱纵横向间距相等的缘故.横撑阻力系数随来流角度增大而减小，这是由横撑的特殊位置所决定的，随来流角度增大，横撑受到的流体冲击力逐渐减小，是受到部分粘性力的缘故.

图6 不同来流角度下阻力系数变化曲线Fig.6 Drag coefficient of different structures under different incidence angles

表4 各工况计算结果Table4 Results of different incidence angles

2.3 流场分布图

图7～10为不同来流方向下平台表面附近流场分布图，从图7可分析，平台各构件表面附近流场分布不尽相同.平台表面基本流向为沿x轴正方向，流体流经立柱时，流体绕向两边与其它流场相互作用.下浮体上表面水流沿x负方向流动，这是缘于下游立柱的作用，导致立柱间回流产生.横撑附近有大量涡，尤其是上游横撑，上游横撑附近有明显涡流，而下游横撑周围流线较均匀.另外，横撑、立柱与下浮体附近流场相当复杂，流体流向具有向各个方向的可能性.下浮体尾后为小速度场，即为压强较大处，意味着此区域附近有大量涡，导致阻力有所减弱.从图8可分析，立柱C1和C4表面流体分别向两个对角流动;C2和C3附近主要向尾流流动，背面包含小速度流场，流向较为复杂，含有大量涡旋流动.横撑表面流动较为均匀地流向尾后，还有大量尾流沿着横撑流动.下浮体两顶端处产生大量回流，导致部分阻力消失.整个流场，主要流动中又含有大量逆方向流动，可以抵消部分阻力.从图9可分析，迎流面下浮体PR表面有大范围小速度流场，意味着大量小涡产生，而下浮体PL附近有大量大涡产生，向逆方向流动，尤其是C2与横撑交界处有大涡产生.并且此角度下有大量流沿下浮体法向流动，降低了部分阻力;下浮体背面有大范围小速度流场.位于下浮体PR尾流中的横撑，一部分附近有大量小速度流;且沿着横撑流动，另一部分为高速度流，主要是缘于交界处的作用.从图10可分析，横撑几乎完全位于下浮体PR尾流中，此时横撑附近流场有大量小速度涡，沿着横撑进行交互运动.两下浮体背面均包含大量小速度涡，下浮体迎流面流体向下运动，背面流体呈漩涡形状，方向不定，底部流体逆流向，有利于阻力降低.立柱迎流面流向主要为两边，而背流面为小速度流场.由于下浮体逆向流范围较大，导致下浮体90°时的阻力较0°时的阻力小.

图7 0°来流下平台表面附近流场分布Fig.7 Flow field distribution on surface of platform at incidence angle of 0°

图8 30°来流下平台表面附近流场分布Fig.8 Flow field distribution on surface of platform at angle of 30°

图9 60°来流下平台表面附近流场分布Fig.9 Flow field distribution on surface of platform at incidence angle of 60°

3 结论

1 )不同来流方向下平台各构件所受阻力各不相同，下浮体占据总阻力比最大(尤其是90°来流下)，其次为立柱.

2 )阻力系数及升力系数时历曲线变化具有“脉动性”.

3 )通过对平台表面附近流场分布分析可知，由于不同结构间周围流体相互作用，导致回流产生，因而极易产生小尺度漩涡.

4 )平台受力特性为平台表面受到流体的冲击作用，即为正压力;上游尾后流场“屏蔽”作用，下游结构受到一定负压力作用;各结构表面形成的边界层具有吸附力.

5 )“屏蔽”、回流作用及涡流各向相异性作用等使不同拖航方向下平台总阻力相异，0°～60°下，拖航阻力有所增大，但增长率较小;而60°～90°下，拖航阻力明显减小，尤其是在90°下达到最小.

References)

［1］ 苗玉坤，赵学峰.我国海洋石油装备现状及市场前景［J］.石油矿场机械，2011，40(9):2932.

Miao Yukun，Zhao Xuefeng.Situation and market prospect for offshore petroleum equipment in China［J］.Oil Field Equipment，2011，40(9):2932.(in Chinese)

［2］ 赵洪山，刘新华，白立业.深水海洋石油钻井装备发展现状［J］.石油矿场机械，2010，39(5):6874.

Zhao Hongshan，Liu Xinhua，Bai Liye.Development tendency of offshore petroleum drilling equipment in deep-water［J］.Oil Field Equipment，2010，39(5):6874.(in Chinese)

［3］ 刘军鹏，段梦兰，罗晓兰，等.深水浮式平台选择方法及其在目标油气田的应用［J］.石油矿场机械，2011，40(12):7075.

Liu Junpeng，Duan Menglan，Luo Xiaolan，et al.Selection of deepwater floaters and applicability in development of target oilfield［J］.Oil Field Equipment，2011，40 (12):7075.(in Chinese)

［4］ 侯金林，勾莹.自升式平台拖航阻力试验研究［J］.中国海洋平台，2011，26(6):3134.

Hou Jinlin，Gou Ying.Modelexperiment study of towage resistance of self-elevation platform［J］.China Offshore Platform，2011，26(6):3134.(in Chinese)

图10 90°来流下平台表面附近流场分布Fig.1 0 Flow field distribution on surface of platform at angle of 90°

［5］ 杜庆贵，冯玮，宴绍枝，等.半潜式钻井平台不同形状浮箱拖航阻力研究［J］.中国海洋平台，2013，28 (2):3944.

Du Qinggui，Feng Wei，Yan Shaozhi，et al.The research to the towage resistance of the pontoons with different shapes of a semi-submersible drilling platform［J］.China Offshore Platform，2013，28(2):3944.(in Chinese)

［6］ 杜庆贵，冯玮，宴绍枝，等.半潜式钻井平台拖航阻力数值分析［J］.石油矿场机械，2012，41(9):2327.

Du Qinggui，Feng Wei，Yan Shaozhi，et al.Numerical simulations for towing resistance of semi submersible drillng platform［J］.Oil Field Equipment，2012，41(9): 2327.(in Chinese)

［7］ 杜庆贵，冯玮，宴绍枝，等.深水半潜式钻井平台横撑间距对拖航阻力的影响分析［J］.中国海上油气，2012，24(4):7175.

Du Qinggui，FengWei，Yan Shaozhi，et al.Analysis on impact of brace interspacing on towing resistance of a semi-submersible drillng platform［J］.Oil Field Equipment，2012，24(4):7175.(in Chinese)

［8］ 孙海晓，徐慧，樊志夏，等.SPAR平台湿拖阻力试验研究［J］.中国海洋平台，2011，26(5):3337.

Sun Haixiao，Xu Hui，Fan Zhixia，et al.Resistance of SPAR wet towing［J］.China Offshore Platform，2011，26 (5):3337.

［9］ Kim K H，Kim Y H.Numerical study on added resistance of ships by using a time-domain Rankine panel method［J］.Ocean Engineering，38(13):13571367.

［10］ Arribas F P.Some methods to obtain the added resistance of a ship advancing in waves［J］.Ocean Engineering，34(7):946955.

［11］ Spalart P R.Comments on the feasibility of LES for wings and on a hybrid RANS.Advances in DNS/LES［M］.Columbus USA:Greyden Press，1997.

［12］ PiomelliU.The inner-outer interface in large-eddy simulationswith wall-layermodels［J］.International Journal of Heat and Fluid Flow，2003，24:538550.