李 朋， 郭海燕， 張 莉， 張永波， 王 飛

(1. 山東科技大學(xué)土木建筑學(xué)院，山東 青島 266590; 2. 中國(guó)海洋大學(xué)工程學(xué)院，山東 青島 266100;3. 青島國(guó)家海洋科學(xué)研究中心，山東 青島 266100)

?

新型深水海洋輸液立管渦激振動(dòng)抑振裝置試驗(yàn)研究?

李 朋1， 郭海燕2， 張 莉1， 張永波3， 王 飛2

(1. 山東科技大學(xué)土木建筑學(xué)院，山東 青島 266590; 2. 中國(guó)海洋大學(xué)工程學(xué)院，山東 青島 266100;3. 青島國(guó)家海洋科學(xué)研究中心，山東 青島 266100)

本文設(shè)計(jì)一種新型渦輪擾流抑振裝置，并在風(fēng)-浪-流聯(lián)合水槽中通過(guò)試驗(yàn)研究了該抑振裝置對(duì)海洋立管渦激振動(dòng)的抑制效果。在試驗(yàn)中，針對(duì)該新型抑振裝置，提出了4種不同結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)，研究了在不同外流速下各種參數(shù)工況的抑制效果及振動(dòng)規(guī)律。試驗(yàn)結(jié)果表明:渦輪擾流抑振裝置不受來(lái)流方向的限制，有較強(qiáng)的適用性；同時(shí)，該抑振裝置能明顯降低立管由漩渦脫落引起的橫向振動(dòng)幅值，且流速越高，抑制效果越明顯，最大抑制效果可達(dá)80.2%；另外，試驗(yàn)結(jié)果還表明該抑振裝置對(duì)立管振動(dòng)的主頻率影響不大。

海洋立管；渦激振動(dòng)；抑振；渦輪擾流；試驗(yàn)研究

在深海油氣田開(kāi)發(fā)系統(tǒng)中，海洋立管是海上平臺(tái)與海底井口的連接管道，一個(gè)平臺(tái)上通常有十幾根立管，長(zhǎng)度可以達(dá)到幾千米，深水立管長(zhǎng)細(xì)比很大，除了上下端外中間部分再無(wú)其他任何固定支撐，使得立管具有工作環(huán)境惡劣、受力極為復(fù)雜、建設(shè)成本巨大等特點(diǎn)，因此它是深海工程的高科技工程設(shè)施，也是薄弱易損的工程設(shè)施之一。在波浪、海流等外部環(huán)境荷載作用下，立管會(huì)發(fā)生渦激振動(dòng)(VIV)，渦激振動(dòng)雖不會(huì)立刻使立管發(fā)生破壞，卻是立管疲勞損傷的主要誘因。而立管一旦發(fā)生破壞，將造成巨大的經(jīng)濟(jì)損失并引發(fā)嚴(yán)重的海洋污染和次生災(zāi)害。因此，在立管的設(shè)計(jì)時(shí)，如何減輕渦激振動(dòng)，延長(zhǎng)海洋立管的疲勞使用壽命，是各國(guó)工程界關(guān)注的熱點(diǎn)。

目前國(guó)際上主要采用在立管外側(cè)附加抑振裝置，即通過(guò)改變結(jié)構(gòu)物表面形狀或在結(jié)構(gòu)物表面附加其他裝置來(lái)破壞漩渦的形成，從而抑制渦激振動(dòng)[1]。各國(guó)學(xué)者都對(duì)此進(jìn)行了大量研究，并提出多種抑振裝置，Paolo[2]及Trim[3]都對(duì)螺旋抑振裝置進(jìn)行了試驗(yàn)研究，研究發(fā)現(xiàn)螺旋抑振裝置有著非常理想的抑振效果，能有效的減小立管的渦激振動(dòng)幅值。Jaiswal[4]對(duì)不同覆蓋率的抑振裝置Strakes和Farings進(jìn)行了研究，分析了它們的性能。Bearman[5]研究了半球形凸起對(duì)海洋立管渦激振動(dòng)的影響。Baarholm[6]將帶有繞流裝置的渦激振動(dòng)試驗(yàn)數(shù)據(jù)貫徹到理論模型中，通過(guò)修改升力系數(shù)和曳力系數(shù)來(lái)體現(xiàn)繞流裝置對(duì)渦激振動(dòng)的抑制作用。宋吉寧[7]對(duì)3根附屬控制桿抑振方法進(jìn)行了試驗(yàn)研究，可將立管位移標(biāo)準(zhǔn)差減小30%以上。王海青[8]對(duì)3種形式導(dǎo)流板進(jìn)行試驗(yàn)研究，表明干涉或改變漩渦發(fā)生的條件和尾流流態(tài)，能使立管振幅降低。李琳[9]通過(guò)拖曳橫向放置的7.9m長(zhǎng)的黃銅管，研究了螺距/螺高為17.5D/0.25D的三螺旋導(dǎo)板，在流速區(qū)間為0.2～3.0m/s的均勻流下的抑振效果。矯濱田[10]進(jìn)行了螺旋列板的海上實(shí)尺寸試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明抑振裝置的抑制效率達(dá)到80%以上。

本文設(shè)計(jì)了一種新型渦輪擾流抑振裝置，該裝置不受來(lái)流方向的限制，對(duì)復(fù)雜深水環(huán)境有較好的適應(yīng)性。在外流作用時(shí)，通過(guò)自由旋轉(zhuǎn)來(lái)達(dá)到擾動(dòng)流場(chǎng)、降低立管振動(dòng)幅值、提高疲勞壽命的目的。試驗(yàn)在大型風(fēng)-浪-流聯(lián)合水槽內(nèi)進(jìn)行，通過(guò)變化該新型抑振裝置的不同結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)，研究了它對(duì)海洋立管渦激振動(dòng)的抑制效果及其振動(dòng)規(guī)律，為工程實(shí)際應(yīng)用提供參考。

1 試驗(yàn)方案

1.1 試驗(yàn)設(shè)備及儀器

本次試驗(yàn)在中國(guó)海洋大學(xué)物理海洋實(shí)驗(yàn)室風(fēng)-浪-流聯(lián)合水槽進(jìn)行，水槽可造最大均勻流速為0.8m/s，由于水槽內(nèi)部無(wú)任何依附設(shè)施，且水槽兩側(cè)邊壁為透明玻璃，操作不當(dāng)極易對(duì)水槽造成破壞，因此根據(jù)水槽的結(jié)構(gòu)尺寸及本次試驗(yàn)要求，設(shè)計(jì)了寬1.2m，高1.75m的鋁合金支架用于固定立管模型。

為防止由于在外流作用下支架也隨立管產(chǎn)生振動(dòng)，產(chǎn)生數(shù)據(jù)采集誤差，將試驗(yàn)支架采用高強(qiáng)螺栓與水槽連接固定，在支架沿來(lái)流向固定立管一側(cè)經(jīng)過(guò)特殊設(shè)計(jì)，可實(shí)現(xiàn)支架固定不動(dòng)的前提下更換不同工況立管模型，減小了由于設(shè)備吊裝本身帶來(lái)的定位及安裝誤差。同時(shí)，為避免支架對(duì)水槽邊壁造成破壞以及吊裝過(guò)程中對(duì)立管模型及傳感器造成破壞，吊裝時(shí)采用柔性材料對(duì)水槽及立管模型進(jìn)行保護(hù)。

圖1 試驗(yàn)總體布置圖Fig.1 Diagram of experimental general arrangement

試驗(yàn)采用螺旋手動(dòng)式SLJ型張力計(jì)對(duì)立管施加頂部張力，試驗(yàn)中立管上下端均采用鉸接形式，立管頂部支座施加張力處采用卡緊裝置，可以使頂部初始張力保持穩(wěn)定不變，試驗(yàn)總體布置見(jiàn)圖1。試驗(yàn)中采用多譜勒測(cè)速儀來(lái)測(cè)量外流速見(jiàn)圖2。

圖2 多譜勒測(cè)速儀Fig.2 Doppler velocimeter

1.2 立管模型參數(shù)

試驗(yàn)立管模型采用透明有機(jī)玻璃材料，立管外徑為12mm，壁厚2mm，試驗(yàn)中立管兩端采用鉸接支座，從而可使立管在橫向及順流向自由振動(dòng)，立管有效長(zhǎng)度為1.5m，長(zhǎng)細(xì)比為125，長(zhǎng)度的50%處于水面以下。

圖3 應(yīng)變計(jì)黏貼示意圖Fig.3 Cross-section of the riser model

沿立管長(zhǎng)度布置2組應(yīng)變計(jì)，每組4個(gè)，成90°角布置，粘貼詳圖見(jiàn)圖3，立管模型及傳感器布置見(jiàn)圖4。在X軸上的2個(gè)應(yīng)變計(jì)用來(lái)測(cè)量立管順流向應(yīng)變，Y軸上的2個(gè)用來(lái)測(cè)量立管橫向應(yīng)變。

應(yīng)變計(jì)黏貼完畢后涂抹防水膠；試驗(yàn)中，采用YD-28A型動(dòng)態(tài)電阻應(yīng)變儀及信號(hào)采集分析儀對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行采集。

圖4 立管模型示意圖Fig.4 Sketch of the riser model

1.3 渦輪擾流抑振裝置設(shè)計(jì)

渦輪擾流抑振裝置采用聚氯乙烯復(fù)合材料，每段裝置長(zhǎng)度為100mm，在水下沿立管長(zhǎng)度分4段均勻布置，該裝置兩端與立管之間采用軸承連接，以滿足來(lái)流時(shí)能夠自由旋轉(zhuǎn)，從而達(dá)到擾流抑振的目的，渦輪擾流抑振裝置的設(shè)計(jì)見(jiàn)圖5、6。

圖5 詳細(xì)尺寸設(shè)計(jì)參數(shù)

圖6 整體裝配示意圖

其中：a1為渦輪擾流抑振裝置葉片截面根部寬度；a2為葉片截面頂部寬度；L1為葉片截面總長(zhǎng)度；L2為葉片截面根部長(zhǎng)度；α為葉片與管道在改點(diǎn)處切線方向的夾角。另外：h表示葉片沿立管的長(zhǎng)度；D表示立管外徑。在本次試驗(yàn)中，分別變換L1、L2的長(zhǎng)度以及α的角度值，進(jìn)行立管抑振試驗(yàn)，并進(jìn)行了一組無(wú)抑振裝置的配重裸管試驗(yàn)，通過(guò)對(duì)比分析，研究該渦輪擾流抑振裝置對(duì)立管渦激振動(dòng)的影響規(guī)律及抑制效果，探索該抑振裝置最優(yōu)化的尺寸設(shè)計(jì)參數(shù)，具體試驗(yàn)工況見(jiàn)表1。

表1 渦輪擾流抑振裝置設(shè)計(jì)參數(shù)表Table 1 Detailed parameters of the suppression device

根據(jù)試驗(yàn)設(shè)計(jì)工況，對(duì)渦輪擾流抑振裝置進(jìn)行了加工制作，在每個(gè)抑振裝置的兩端采用與立管尺寸匹配的軸承進(jìn)行裝配，并在水槽中進(jìn)行了初步驗(yàn)證試驗(yàn)，以保證試驗(yàn)設(shè)備，儀器，特別是這種新型抑振裝置與立管共同工作的效果，抑振裝置及裝配后模型見(jiàn)圖7。

圖7 渦輪擾流抑振裝置及實(shí)體裝配模型

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

為防止外流不穩(wěn)定對(duì)立管振動(dòng)特性的影響，在每級(jí)外流穩(wěn)定后開(kāi)始采樣。對(duì)配重裸管及帶渦輪擾流抑振裝置的4種模型分別在外流速為0.4、0.5、0.6m/s3種均勻流作用下的振動(dòng)規(guī)律進(jìn)行了研究和分析，經(jīng)過(guò)初步計(jì)算，對(duì)所有工況立管模型的初始頂部張力設(shè)定為50N。

圖8～10分別為外流速在0.4、0.5、0.6m/s時(shí)裸管及各工況抑振立管的橫向微應(yīng)變時(shí)程曲線。將各工況抑振管的橫向微應(yīng)變幅值與同級(jí)外流速下裸管的橫向微應(yīng)變幅值對(duì)比，可得不同外流速下各工況的抑制效果，結(jié)果見(jiàn)表2。從圖中可以很明顯發(fā)現(xiàn)，帶有渦輪擾流抑振裝置的立管與無(wú)抑制措施的裸管相比，在每一級(jí)流速下，其振動(dòng)幅值都有明顯的減小。由此可見(jiàn)，該抑振裝置對(duì)立管的橫向振動(dòng)起到了明顯的抑制作用。同時(shí)，由圖分析可知，對(duì)于無(wú)抑制措施的裸管而言，隨著外流速的增加，其振動(dòng)幅值有明顯增加；而對(duì)于帶有渦輪擾流抑振裝置的立管而言，則呈現(xiàn)不同的振動(dòng)規(guī)律。在外流速為0.4m/s時(shí)，流速相對(duì)較小，配重裸管的振幅相比其他幾個(gè)流速下的振幅也較小，但此級(jí)外流速下帶有渦輪擾流抑振裝置的立管其抑制效果整體上明顯小于在外流速為0.5、0.6m/s時(shí)；以Turbine1為例進(jìn)行分析，在0.4m/s時(shí)，其抑制效果為35.6%，在0.5m/s時(shí)，其抑制效果為65.4%，在0.6m/s時(shí)，其抑制效果為70.1%。由此可見(jiàn)，在較高的外流速條件下，該抑振裝置抑制效果更為明顯。

為了探索該抑振裝置不同的尺寸設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)抑制效果的影響，本文共采取了4種不同的設(shè)計(jì)工況，分別變化不同的葉片截面總長(zhǎng)度，葉片截面根部長(zhǎng)度以及葉片與管道在改點(diǎn)處切線方向的夾角，通過(guò)對(duì)比在不同外流速下的抑制效果，對(duì)該抑振裝置的參數(shù)敏感性進(jìn)行研究。

圖8 外流速為0.4m/s時(shí)配重裸管及各抑振管橫向微應(yīng)變時(shí)程曲線

圖9 外流速為0.5m/s時(shí)配重裸管及各抑振管橫向微應(yīng)變時(shí)程曲線

圖10 外流速為0.6m/s時(shí)配重裸管及各抑振管橫向微應(yīng)變時(shí)程曲線

工況①外流速②U/m·s?1抑制效果③/%工況①外流速②U/m·s?1抑制效果③/%渦輪1Turbine10．435．6渦輪2Turbine20．430．80．565．40．563．10．670．10．665．4渦輪3Turbine30．450．9渦輪4Turbine40．450．10．566．20．568．70．670．70．680．2

Note：①Working condition; ②External flow velocity; ③Suppression efficiency

根據(jù)圖8～10分析可知，對(duì)于本次試驗(yàn)，葉片截面總長(zhǎng)度及葉片截面根部長(zhǎng)度變大，抑制效果變化不明顯，在外流速為0.4m/s時(shí)，Turbine3的抑制效果反而小于Turbine1，隨著外流速變大，葉片截面總長(zhǎng)度及葉片截面根部長(zhǎng)度變大，抑制效果增大，但幅度并不大。如在外流速為0.6m/s時(shí)，Turbine1的抑制效果為70.1%，而Turbine3的抑制效果為70.7%；夾角的變化在外流速較小時(shí)，對(duì)立管抑制效果的影響并不明顯，隨著外流速的增加，影響逐漸顯著。如外流速為0.6m/s時(shí)，Turbine3的抑制效果為70.7%，而Turbine4的抑制效果為80.2%。整體分析，工況Turbine4的尺寸組合取得最佳的抑制效果，在外流速為0.4、0.5、0.6m/s時(shí)對(duì)應(yīng)的抑制效果分別為50.1%、68.7%、80.2%。

作為反映立管模型振動(dòng)幅度的另外一個(gè)重要參數(shù)，均方根值可以反映在采樣時(shí)間內(nèi)立管總體的振動(dòng)情況。圖11為不同外流速時(shí)各工況立管的微應(yīng)變均方根圖，由圖分析可得，隨著外流速的增加，各工況抑振立管的均方根值都有所增加，但增加幅度較小，且遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于同級(jí)流速下配重裸管的增加幅度，由該圖分析也可發(fā)現(xiàn)，在流速較高的條件下，該抑振裝置抑制效果更為突出。

為研究渦輪擾流抑振裝置對(duì)立管振動(dòng)頻率的影響，分別計(jì)算了不同外流速下的功率譜密度。圖12給出了外流速為0.4、0.5、0.6m/s時(shí)立管模型的渦激振動(dòng)功率譜密度。從圖中可以看出，帶渦輪擾流抑振裝置的立管模型，其功率譜峰值與無(wú)抑制措施的裸管相比有明顯的減?。徽w分析，不同外流速下，渦輪擾流抑振裝置對(duì)立管振動(dòng)主頻率的影響不大，振動(dòng)主要由二階模態(tài)控制；如圖12所示，外流速為0.4m/s時(shí)，抑振裝置的施加對(duì)立管振動(dòng)頻率的影響不大，立管的振動(dòng)由二階模態(tài)控制；隨著外流速的增加，在外流為0.5m/s時(shí)，三階振動(dòng)的作用開(kāi)始出現(xiàn)；在外流速繼續(xù)增大到0.6m/s時(shí)，這種現(xiàn)象變得更加明顯；不同的是，在外流速到達(dá)0.5m/s以后，工況Turbine4振動(dòng)主頻率不明顯。

圖11 不同外流速時(shí)配重裸管及各抑振管微應(yīng)變均方根圖Fig.11 Microstrain RMS of the risers with different external flow velocity

3 結(jié)論

本文設(shè)計(jì)了一種新型渦輪擾流抑振裝置，通過(guò)水槽試驗(yàn)，研究了該裝置對(duì)海洋立管渦激振動(dòng)的抑制作用，以及不同外流速時(shí)和抑振裝置不同設(shè)計(jì)參數(shù)工況時(shí)的振動(dòng)規(guī)律，主要得到以下結(jié)論：

(1)渦輪擾流抑振裝置對(duì)立管渦激振動(dòng)有明顯的抑制效果，特別在較高外流速時(shí)，抑制效果更為顯著，最大可達(dá)80.2%。

(2)該裝置不受來(lái)流方向的限制，有較好的適應(yīng)性；對(duì)于本次試驗(yàn)，葉片截面總長(zhǎng)度及葉片截面根部長(zhǎng)度改變，對(duì)抑制效果有一定影響，但幅度不大；而夾角對(duì)立管抑制效果的影響隨著外流速的增加變得顯著。

(3)立管采用該抑振裝置后，其振動(dòng)主頻率沒(méi)有發(fā)生明顯變化，不同的是，隨著外流速的增加，更高階模態(tài)參與振動(dòng)。

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責(zé)任編輯 陳呈超

Experimental Investigation on a New Device for Suppressing Vortex-Induced Vibration of Deep-Water Marine Risers

LI Peng1, GUO Hai-Yan2, ZHANG Li1, ZHANG Yong-Bo3, WANG Fei2

(1. College of Architecture and Civil Engineering, Shandong University of Science and Technology, Qingdao 266590, China； 2. College of Engineering, Ocean University of China, Qingdao 266100, China； 3. National Oceanographic Center of Qingdao, Qingdao 266100, China)

In this paper, we designed a new type of turbine flow disruption suppression device. In order to verify the effect of this suppression device for VIV of the marine risers, a series of experiments were conducted in a wind-wave-current flume. In the experiment, by changing four different structural parameters, the suppression effects of the suppression device were observed and the vibration rules were summerized under different external flow velocities. The experimental results show that this suppression device is not sensitive to the flow direction, which means it has better applicability for practical engineering. And this device remarkably reduced the transverse vibration amplitude of the risers which was induced by vortex shedding. The results have also verified that the suppression effect of the device gradually increased with external flow velocity increased, and the optimal suppression efficiency of the suppression devices is 80.2 percent. In additon, this suppression device did not affect the dominant frequency of the risers obviously.

marine riser; vortex-induced vibration; suppression; turbine flow disruption; experimental investigation

國(guó)家高技術(shù)研究發(fā)展計(jì)劃項(xiàng)目(2010AA09Z303)；國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51279187)；山東科技大學(xué)人才引進(jìn)科研啟動(dòng)基金項(xiàng)目(2013RCJJ032)資助

2013-11-12；

2014-06-12

李 朋(1984-)，男，講師。E-mail: lipeng@sdust.edu.cn

P751

A

1672-5174(2015)09-109-07

10.16441/j.cnki.hdxb.20130460