流花4－1油田海域近海面風場特性分析

杜 宇，武文華＊，岳前進，李 鋒，謝日彬，李 平

（1.大連理工大學 工業裝備結構分析國家重點實驗室，遼寧 大連 116024；2.中海油深圳分公司，廣東 深圳 518067）

0 引 言

風荷載是海洋結構主要設計荷載之一，在海洋結構抗風設計中認為風荷載由靜力項和脈動項組成.在近海固定式平臺的設計中，由于平臺結構剛度相對較大，在設計中通常只考慮靜風荷載的影響，而忽略脈動項.隨著海洋資源開發逐漸向深遠海發展，大型浮式海洋結構得到廣泛應用，風荷載中脈動項對浮式結構的定位能力，以及對平臺管道、拉索和薄壁等附屬結構產生的顫振、抖振和渦激振動等問題愈發顯著，使得海洋結構中脈動風特性的研究受到了廣泛的重視.

目前國內外針對各類結構已經開展了大量風場特性實測研究，包括對超高層結構脈動風場特性研究［1－3］，近地面脈動風場特性研究［4－6］，大跨橋梁脈動風場特性研究［7－8］等.然而針對海洋結構近海面風場特性研究開展的工作相對較少.Ahmad等對張力腿平臺的脈動風特性開展了研究，對海洋平臺結構在動風荷載激勵下6個自由度響應特征進行了分析［9］；Morandi等在北海Hutton TLP平臺上開展了臺風實測研究，捕獲了強臺風Lili過境時的風場信息，以此對該海域強風天氣下的風場特性開展了研究［10］；Korps等利用北海一處油田實測獲得的1年期風要素信息，對此油田的風分布特點和脈動特性進行分析，以此作為發展風力驅動平臺的可行性分析基礎［11］.歐進萍等對我國渤海海域1965～1986年間12個氣象站的監測數據進行統計，給出了渤海海域的風場特性統計［12］；肖儀清等基于近海海面實測數據的分析，對臺風黑格比的脈動風特性進行了分析，對臺風過境過程進行了研究［13］；Hu等在南海奮進號FPSO 上進行了現場監測工作，獲得了長期的風參數信息［14］.

上述工作大都只是針對海岸和淺海位置的風特性研究，在南海開展的工作也沒有考慮到脈動風對海洋結構物產生的影響.近年來我國對于南海海洋資源開發需求日趨迫切，為保證大型海洋資源開發裝備的安全，在我國南海深遠海開展實測脈動風特性的研究，進而促進南海海洋結構抗風性能的研究是十分必要的.

本文基于在我國南海流花4－1油田海域進行的現場原型監測工作，通過對風要素樣本進行選擇與分析，由典型原型實測數據獲得流花4－1海域脈動風速、湍流強度和湍流積分尺度等風特性信息，并對各類風特性隨平均風速變化的分布特點和相互之間的相關性進行討論.最后對分析樣本中1h 的風數據進行風譜擬合，并與NPD 和API 規范中給出的風譜以及Davenport 譜、Kaimal譜及von Karman譜進行比較.基于實測數據的脈動風特性分析，不但可以為新海洋結構抗風設計提供依據，也可以作為對在役海洋結構抗風行為預測的參考.

1 南海流花4－1油田海域風要素測量

流花4－1油田位于香港以東215km，如圖1所示，作業水深300m，是我國南海重要的深水油田.該海域地處亞洲季風區，夏季受臺風影響，冬季受長期的冬季季風影響.2006年流花4－1油田海域遭受超強臺風作用，導致一艘FPSO 系泊失效，因此對該海域風特性的研究是十分必要的.

圖1 南海流花4－1油田位置Fig.1 Location of LH4－1oil field in South China Sea

本文在流花4－1油田半潛平臺上建立了風荷載測量系統.風速測量采用的是英國Gill公司的WindMaster Pro超聲風速儀，它可以測量定點三維風速風向信息，靈敏度為0.01 m／s，測量精度優于0.1m／s，以北向為0°方向.布置位置為平臺船艉吊機燈臺上（如圖2所示），是平臺除火炬塔外的高點，通過GPS測量該位置的平均海拔高度為39m.實測風數據通過自主研發的自適應采集器進行采集和存儲.

圖2 平臺上的超聲風速儀Fig.2 Ultrasonic anemometer on platform

2 實測數據風特性分析

分析樣本取自監測周期內風速較大、風向穩定并來自船艉的2011－09－22全天24h的數據，以10min為基本時距做平均的樣本風速和風向曲線如圖3所示.所取樣本測得最大瞬時風速20.03 m／s，以10 min 為基本時距測得最大平均風速16.73m／s，10min平均風速基本穩定在10～15 m／s，屬于強風天氣.樣本風向變化較小，穩定在148°左右，與船艉方向一致，認為風數據沒有受到火炬塔影響.

圖3 2011－09－22的10min平均風速風向曲線Fig.3 Mean wind speed and direction per 10min recorded in 2011－09－22

2.1 脈動風速分析

對風特性的分析采用矢量分解法，以10min為基本時距確定主風向，再通過矢量分解法獲得脈動風速.設水平平均風速和風向角分別為U和，ux（t）和uy（t）分別為測量獲得的水平風速分量，則根據矢量分解法有

同時給出垂向風的脈動風速計算公式，W為基本時距內垂向風平均風速，uw（t）為測得垂向風風速，則垂向脈動風速

通過式（1）～（5）可以確定選取的測量樣本3個方向的脈動風速，得到的脈動風速曲線如圖4～6所示.

2.2 湍流強度與陣風因子

湍流強度定義為風的脈動分量平均變化幅值（即脈動風標準差）與標準時距平均風速的比值.計算方法如下：

圖4 縱向脈動風速Fig.4 Longitudinal fluctuating wind speed

圖5 橫向脈動風速Fig.5 Lateral fluctuating wind speed

圖6 垂向脈動風速Fig.6 Vertical fluctuating wind speed

圖7 平均風速與湍流強度關系曲線Fig.7 Relation curve between turbulence intensity and mean wind speed

其中Iu、Iv和Iw分別為3個方向脈動風的湍流強度，σu、σv和σw分別為3個方向脈動風的標準差.圖7為湍流強度隨平均風速的變化關系，縱向和橫向湍流強度隨平均風速增大而明顯減小，垂向湍流強度基本維持在0.05左右.在風速增大超過15m／s時，縱向和橫向湍流強度逼近垂向湍流強度.3個方向平均湍流強度如表1所示.

表1 3個方向平均湍流強度Tab.1 Mean turbulence intensity of 3directions

將3個方向平均湍流強度換算成為三維湍流強度比為Iu∶Iv∶Iw＝1∶0.498 9∶0.204 4，測量結果與陸地建筑規范中規定的1∶0.88∶0.50比值存在比較大的差別，因此在海洋結構物抗風設計時需要特別關注與陸地不同的湍流強度比.

為了研究最大陣風對結構的影響，對用于表述陣風持續期內最大風速與標準時距內平均風速比值的陣風因子Gi（tg）（i＝u，v，w）進行實測分析.根據規范要求，tg取值3s.

圖8～10分別為3個方向上陣風因子與平均風速之間的關系，由圖可以看出，3個方向的陣風因子都隨著平均風速的增加而略微減小，同時可以看出，縱向脈動風的陣風因子在3個方向中最大，說明縱向脈動風波動性最強.

2.3 湍流積分尺度

湍流運動中不同湍流漩渦參與程度不同，湍流積分尺度是脈動風中湍流漩渦的平均尺寸的度量，用于反映脈動風速空間相關性的強度.對于空間風場，可以定義9個湍流積分尺度，以縱向脈動速度相關的縱向湍流積分尺度Lxu為例：

其中Ru1u2（x）表達空間兩不同位置縱向脈動風速u1＝u（x1，y1，z1，t）和u2＝u（x2，y2，z2，t）的互協方差函數，t為時間.由于對空間中不同位置進行風速測量難以實現，通常都是利用單點測量估計整個風場，因此對計算湍流積分尺度應用比較廣泛的方法是基于Taylor假設，簡化為單點測量的分析.假設湍流漩渦以平均風速U在風向上進行遷移，則湍流積分尺度計算簡化為

其中Ru（τ）為脈動風速的自相關函數，τ為積分的時間尺度，通常積分上限取為Ru（τ）減小到0.05處的τ值.

利用Taylor法對被測樣本湍流積分尺度的分析，得出了縱向、橫向和垂向湍流積分尺度平均值分別為291.9、234.0和79.0m，最大值分別為1 185.3、1 130.0和760.0 m.由于海面空曠，通過平均值和最大值可以發現，湍流積分尺度在縱向和橫向之間區別并不大，但是明顯大于垂向的積分尺度.此外與陸地和近海海面其他監測結果比較［1，7，13］，可以發現在相同計算方法下流花4－1油田海域具有相對比較大的湍流積分尺度.

圖8 平均風速與縱向陣風因子關系曲線Fig.8 Relation curve between longitudinal gust factor and mean wind speed

圖9 平均風速與橫向陣風因子關系曲線圖Fig.9 Relation curve between lateral gust factor and mean wind speed

圖10 平均風速與垂向陣風因子關系曲線Fig.10 Relation curve between vertical gust factor and mean wind speed

為了詳細分析湍流積分尺度變化特點，繪制了時間尺度下的縱向和橫向湍流積分尺度曲線，如圖11、12所示.縱向、橫向湍流積分尺度發生最大位置在9h左右，其后風速變化劇烈，引起比較強的湍流積分尺度變化，此時并不是風速最大位置，類似的發生在18h和21h左右，因此可以發現湍流積分尺度并不與風速呈現簡單的線性關系.

圖11 縱向湍流積分尺度隨時間變化Fig.11 Time domain of longitudinal integral scale of turbulence

圖12 橫向湍流積分尺度隨時間變化Fig.12 Time domain of lateral integral scale of turbulence

圖13為平均風速與湍流積分尺度關系，可以印證之前的結論，整體上湍流積分尺度隨著平均風速的增加而呈增加趨勢，但是體現出了一定的離散性，最大值也并不發生在風速最大處.隨著風速的增加，離散性愈發強烈，沒有固定的規律.因此在海洋結構抗風性能設計時，應當根據不同海域的實測結果作為參考.

2.4 脈動風功率譜密度

脈動風功率譜是海洋結構抗風設計的重要參量，表征了不同頻率湍流漩渦的貢獻.目前大量的風譜形式被廣泛應用，比較普遍的有von Karman譜、Kaimal譜和Davenport譜等.選擇合適的風譜對結構抗風性能的設計具有重要的意義.

圖13 平均風速與湍流積分尺度關系Fig.13 Integral scale of turbulence versus mean wind speed

根據文獻［9］的建議，脈動風功率譜可以表達為量綱一的形式：

式中：a＝u，v，w；n為脈動風頻率；Sa為脈動風功率譜密度函數；u＊為摩阻速度；fz＝nz／U，為莫寧坐標.分析中，u＊可由下式得出：

式中：k為馮卡門常數，取為0.4；z為測點高度，39 m；z0為粗糙度長度，按照Ⅰ類粗糙度類別取0.001m.

圖14 縱向脈動風功率譜密度Fig.14 Longitudinal fluctuating wind power spectral density

圖15 橫向脈動風功率譜密度Fig.15 Lateral fluctuating wind power spectral density

選取樣本數據中1h的數據進行實測脈動風功率譜的擬合，選取數據為11：30～12：30響應比較強烈的樣本數據，平均風速14 m／s，平均風向156.34°，u＊＝0.325 5.圖14和15分別為縱向脈動風功率譜密度和橫向脈動風功率譜密度以及與其他風譜的比較.從比較中可以發現，Davenport譜對實測譜能量存在明顯的低估；Kaimal譜對縱向脈動風功率譜擬合比較好，但是對橫向脈動風功率譜擬合則存在能量低估的問題；Kaimal譜雖然整體擬合較好，但是對橫向脈動風功率譜擬合依然存在高頻能量低估問題.由此可見，對南海流花4－1油田附近海域，在抗風設計中可以考慮使用von Karman譜，但是使用基于實測數據擬合脈動風功率譜進行結構抗風設計更為準確.

3 結 論

（1）實測湍流強度和陣風因子隨平均風速增加而下降.3個方向湍流強度在風速大于14m／s時逐漸趨于一致.

（2）實測湍流強度比值為Iu∶Iv∶Iw＝1∶0.498 9∶0.204 4，與陸地和近海實測結構有比較大的區別，在海洋結構抗風設計中應予以特殊考慮.

（3）實測縱向、橫向和垂向湍流積分尺度平均值為291.9、234.0和79.0m，大于一般陸地測量值，縱向和橫向積分尺度差別不大.積分尺度隨平均風速增加呈增加趨勢.

（4）比較了擬合實測脈動風功率譜和各類型風譜，其中von Karman譜擬合最好，其他譜均存在能量低估問題；在實際抗風設計中，需要對被測海域長期測量數據進行分析，獲得該海域實測脈動風功率譜.

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