王春光，馬銀行，孫明鈺，張 璐，王有鏜

(1.山東理工大學(xué) 建筑工程學(xué)院，山東 淄博 255049；2.長(zhǎng)安大學(xué) 公路學(xué)院，陜西 西安 710064)

金屬材料與復(fù)合材料海洋立管的三維CFD渦激振動(dòng)模擬

王春光1，馬銀行1，孫明鈺2，張 璐1，王有鏜1

(1.山東理工大學(xué) 建筑工程學(xué)院，山東 淄博 255049；2.長(zhǎng)安大學(xué) 公路學(xué)院，陜西 西安 710064)

研究了流固耦合作用下，傳統(tǒng)金屬海洋立管與復(fù)合材料海洋立管的渦激振動(dòng)特性，并對(duì)比了雷諾數(shù)Re=7 500時(shí)，兩種海洋立管的動(dòng)力響應(yīng). 利用ANSYS-Transient模塊，采用等效模量法構(gòu)建兩種海洋立管模型；利用Fluent模塊建立流體場(chǎng)模型，并通過(guò)system-coupling模塊實(shí)現(xiàn)立管和流體場(chǎng)的流固耦合作用. 由于兩種海洋立管的外徑、支撐條件、雷諾數(shù)等相同，所以它們的尾渦云圖，速度矢量圖及升阻力系數(shù)特性基本相同. 但由于兩種海洋立管的材料屬性，頂張力等不同，它們的動(dòng)力特性明顯不同.相同流場(chǎng)條件下，復(fù)合材料海洋立管具有更大的變形及更小的應(yīng)力響應(yīng).

水下管道；渦激振動(dòng)；復(fù)合材料海洋立管；流固耦合；計(jì)算流體力學(xué)

海洋立管是海洋資源開(kāi)發(fā)中不可或缺的海洋結(jié)構(gòu). 由于傳統(tǒng)金屬立管的較大密度，隨著水深的增加，立管自重顯著增加，使其對(duì)頂張力的要求不斷增加，從而需要更大的海洋平臺(tái)或減少所連接立管的數(shù)量. 因此，金屬海洋立管的自重成為限制深水海洋資源開(kāi)發(fā)的一個(gè)重要因素. 由于纖維復(fù)合材料具有極佳的機(jī)械性能和較低密度，復(fù)合材料海洋立管將在很大程度上降低自重，并相應(yīng)地減少對(duì)現(xiàn)有海洋平臺(tái)的頂張力需求和運(yùn)營(yíng)成本，有利于深海石油及天然氣的開(kāi)發(fā)和輸送[1]. 此外，纖維復(fù)合材料還具有更好的保溫隔熱性，耐腐蝕性和抗疲勞性，從而可以減少維護(hù)和使用成本[2]. 因此，越來(lái)越多的國(guó)家、能源公司以及研究人員關(guān)注并重視復(fù)合材料海洋立管的研究和應(yīng)用. 目前，纖維復(fù)合材料在海洋工程中的應(yīng)用處在一個(gè)起步階段，而復(fù)合材料海洋立管也還處在實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)和模型測(cè)試階段. 從20 世紀(jì)90 年代開(kāi)始，多個(gè)國(guó)家先后開(kāi)展的復(fù)合材料立管項(xiàng)目，驗(yàn)證并肯定了復(fù)合材料立管優(yōu)良的基本力學(xué)特性，例如，美國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)與技術(shù)研究院(NIST)及先進(jìn)技術(shù)計(jì)劃局(ATP)的玻璃纖維與碳纖維復(fù)合材料立管項(xiàng)目，Airborne Composite Tubulars, MCS Advanced Sub-sea Engineering 和 OTM Consulting 開(kāi)展的熱塑性復(fù)合材料立管項(xiàng)目等[3-5].同時(shí)，Silva[6]，Wang[7]等人對(duì)復(fù)合材料海洋立管的優(yōu)化設(shè)計(jì)進(jìn)行了探索. 復(fù)合材料立管作為海洋立管的一種發(fā)展形式，其渦激振動(dòng)及疲勞性能分析是不可忽略的一個(gè)環(huán)節(jié)，也是推進(jìn)復(fù)合材料海洋立管應(yīng)用于實(shí)際工程中的必要環(huán)節(jié). 渦激振動(dòng)研究始于風(fēng)洞實(shí)驗(yàn). 之后，改進(jìn)的尾流振子模型被廣泛應(yīng)用到柔性細(xì)長(zhǎng)柱體的渦激振動(dòng)研究中：黃維平等[8]建立了考慮大變形的大柔性立管渦激振動(dòng)數(shù)學(xué)模型，而郭海燕等[9]則研究了立管內(nèi)流對(duì)海洋立管渦激振動(dòng)特性及頂張力的影響. 近年來(lái)，越來(lái)越多的研究者開(kāi)始轉(zhuǎn)向利用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD)技術(shù)解決VIV問(wèn)題[10-11]. 然而，相對(duì)于傳統(tǒng)金屬材料立管，復(fù)合材料立管的渦激振動(dòng)研究還處于起步階段[12-15]. 初步的研究大多采用經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ?，而忽略了?fù)合材料立管與流體之間的流固耦合作用. 由此，本文利用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD)方法，在考慮流固耦合作用的前提下，模擬并對(duì)比了傳統(tǒng)金屬海洋立管與復(fù)合材料海洋立管渦激振動(dòng)的特征及典型區(qū)別.

1 數(shù)值模型

1.1 材料屬性及結(jié)構(gòu)尺寸

本文對(duì)滿足相同功能要求的金屬及復(fù)合材料海洋立管[7]進(jìn)行了基于流固耦合作用的三維CFD渦激振動(dòng)模擬. 物理模型在縮尺理論的基礎(chǔ)上進(jìn)行簡(jiǎn)化，復(fù)合材料海洋立管的結(jié)構(gòu)構(gòu)造為22層的[liner/90/(0/90)10]，兩種立管的長(zhǎng)細(xì)比均為50. 兩種立管及相應(yīng)流場(chǎng)的參數(shù)見(jiàn)表1.

表1 海洋立管幾何尺寸及材料屬性

立管類型外徑/m壁厚/mm長(zhǎng)度/m密度/kg·m-3彈性模量/GPa泊松比頂張力/NRe流場(chǎng)密度/kg·m3流速/m·s-1金屬立管0.021.2178502070.380750010240.4復(fù)合材料立管0.020.9611500300.360750010240.4

對(duì)于復(fù)合材料海洋立管，其彈性模量需考慮各纖維層的材料屬性，纖維角度，層疊方式等因素，可采用公式(1)-(6)進(jìn)行計(jì)算.

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

1.2 流體場(chǎng)與立管模型

海洋立管兩個(gè)模型分別采用金屬材料和各向同性復(fù)合材料，其材料參數(shù)、尺寸參數(shù)及頂張力參數(shù)見(jiàn)表1. 立管上部鉸接，下部固接，其模型節(jié)點(diǎn)數(shù)為2 840，單元數(shù)為400. 圖1展示了立管模型.

流體區(qū)域水平投影為18D32D的長(zhǎng)方形(D為立管外徑)，立管周圍6D6D的范圍內(nèi)設(shè)置動(dòng)網(wǎng)格并進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化，入口邊界距離立管9D，兩側(cè)邊界距離立管9D. 流體場(chǎng)網(wǎng)格數(shù)量約為22萬(wàn)個(gè). 進(jìn)口邊界設(shè)為速度入口(inlet)，u=0.4m/s，湍流強(qiáng)度I=0.052 4(公式7)，水力直徑取為0.02m. 出口邊界為自由出流(outflow)，上下邊界和流固耦合面設(shè)為無(wú)滑移壁面(wall)，左右面設(shè)為對(duì)稱面(symmetry). 采用湍流模型LES(大渦模擬)和二階中心差離散格式進(jìn)行模擬. 流場(chǎng)模型見(jiàn)圖2.

圖1 海洋立管模型及網(wǎng)格劃分

圖2 流體場(chǎng)模型

(7)

利用ANSYS-Transient模塊，采用等效模量法構(gòu)建兩種海洋立管模型，利用Fluent模塊建立流體場(chǎng)模型，并通過(guò)system-coupling模塊實(shí)現(xiàn)立管和流體場(chǎng)的流固耦合作用.

2 兩種海洋立管的結(jié)果對(duì)比

本節(jié)給出了雷諾數(shù)Re=7 500，均勻來(lái)流速度為u=0.4m/s的情況下，兩種海洋立管的尾渦云圖、速度矢量圖、升阻力系數(shù)圖以及立管振動(dòng)特性的數(shù)值模擬結(jié)果，并進(jìn)行對(duì)比.

2.1 兩種海洋立管尾渦云圖特性

圖3到圖5展示了兩種海洋立管渦激振動(dòng)尾渦渦量云圖隨時(shí)間的發(fā)展過(guò)程. 從圖中可以看出，兩個(gè)海洋立管的尾渦特征相似，即：尾渦云圖隨著時(shí)間的推移，尾渦逐漸發(fā)展，最后趨于動(dòng)態(tài)的穩(wěn)定，成為周期性交替泄放的紊流漩渦，這是典型的次臨界階段(300≤Re≤3×105)的紊流漩渦. 對(duì)比三種不同高度平面(z=0.25m，z=0.5m，z=0.75m)的尾渦云圖，可以看出在立管小變形的情況下，各高度的尾渦發(fā)展形勢(shì)差別不大.

2.2 兩種海洋立管速度矢量圖特性

圖6到圖8展示了兩種海洋立管的速度矢量圖隨時(shí)間的發(fā)展過(guò)程，可以看出，水流在流經(jīng)立管后，速度場(chǎng)發(fā)生變化，在立柱兩側(cè)，速度將大于來(lái)流速度，并向后以波浪形狀發(fā)展，在立管的后側(cè)，速度將小于來(lái)流速度，并向后程波浪形狀發(fā)展. 流場(chǎng)穩(wěn)定后，流場(chǎng)動(dòng)態(tài)平衡呈現(xiàn)周期性.

2.3 兩種海洋立管升阻力系數(shù)圖特性

圖9可以看出兩種海洋立管的升阻力隨時(shí)間變化的曲線基本一致，且升阻力系數(shù)的周期性很明顯，兩種海洋立管升力系數(shù)變化的頻率均約為3.12Hz.

(a)金屬立管 (b)復(fù)合材料立管圖3 T=1s時(shí)的兩種海洋立管漩渦脫落圖

(a)金屬立管 (b)復(fù)合材料立管圖4 T=2s時(shí)的兩種海洋立管漩渦脫落圖

(a)金屬立管 (b)復(fù)合材料立管圖5 T=5s時(shí)的兩種海洋立管漩渦脫落圖

2.4 兩種海洋立管的動(dòng)力特性

圖10展示了兩種海洋立管的最大位移. 從圖中可以看到兩種海洋立管的總位移都較小，金屬海洋立管的最大位移值為2.076×10-5m，復(fù)合材料海洋立管最大位移值約為1.43×10-4m，二者的最大位移均發(fā)生在立管中部. 復(fù)合材料海洋立管的位移約為金屬海洋立管的7倍.

圖11展示了兩種海洋立管總位移最大點(diǎn)的順流向及橫流向位移時(shí)程曲線，金屬海洋立管總位移最大點(diǎn)的順流向位移不大于2.0×10-5m，橫流向位移不大于1×10-5m；復(fù)合材料海洋立管總位移最大點(diǎn)的順流向位移不大于1.4×10-4m，橫流向位移不大于8×10-5m.

圖12展示了兩種海洋立管跨中截面運(yùn)動(dòng)軌跡. 從圖中可以看出，由于升力和阻力的作用，立管橫流向振動(dòng)和順流向振動(dòng)都會(huì)受到影響: 立管先從原來(lái)初始位置，先向x向產(chǎn)生一個(gè)大的位移，然后在此位置做順流向小位移周期振動(dòng)及橫流向大位移周期振動(dòng)，運(yùn)動(dòng)軌跡呈現(xiàn)不規(guī)則的8字形狀.

圖13為兩種材料海洋立管的應(yīng)力及應(yīng)變最值的時(shí)程曲線，復(fù)合材料海洋立管的最大應(yīng)變大約是金屬海洋立管最大應(yīng)變的5倍；而相對(duì)金屬海洋立管而言，復(fù)合材料的應(yīng)力相對(duì)較小.

(a)金屬立管 (b)復(fù)合材料立管圖6 T=1s時(shí)的兩種海洋立管速度矢量圖

(a)金屬立管 (b)復(fù)合材料立管圖7 T=2s時(shí)的兩種海洋立管速度矢量圖

(a)金屬立管 (b)復(fù)合材料立管圖8 T=5s時(shí)的兩種海洋立管速度矢量圖

(a)金屬立管 (b)復(fù)合材料立管圖9 兩種海洋立管的升阻力系數(shù)時(shí)程圖

(a)金屬立管 (b)復(fù)合材料立管圖10 兩種海洋立管的最大位移對(duì)比

(a)順流向 (b)橫流向圖11 兩種海洋立管的順流向及橫流向位移時(shí)程曲線

(a)金屬立管 (b)復(fù)合材料立管圖12 兩種海洋立管跨中截面運(yùn)動(dòng)軌跡

(a)應(yīng)變時(shí)程曲線 (b)應(yīng)力時(shí)程曲線圖13 兩種海洋立管的順流向及橫流向位移時(shí)程曲線

3 結(jié)論

以等效彈性模量法為基礎(chǔ)，建立了金屬海洋立管與復(fù)合材料海洋立管模型，并利用基于流固耦合作用的三維CFD渦激振動(dòng)模擬，探索并對(duì)比了兩種海洋立管的渦激振動(dòng)特征：

(1)兩種海洋立管在渦激振動(dòng)影響下的漩渦脫落狀態(tài)均為典型的2S型，且橫流向振動(dòng)具有明顯的周期性. 渦激振動(dòng)作用下，兩種立管均先沿來(lái)流向產(chǎn)生一個(gè)大的位移，然后在此位置做沿來(lái)流向小位移振動(dòng)及橫流向大位移周期振動(dòng)，運(yùn)動(dòng)軌跡呈現(xiàn)不規(guī)則的8字形狀.

(2)由于兩種海洋立管的外徑，支撐條件，雷諾數(shù)等相同，它們的尾渦云圖，速度矢量圖及升阻力系數(shù)特性基本相同.

(3)由于兩種海洋立管的材料屬性，頂張力等不同，它們的動(dòng)力特性具有明顯不同：相同流場(chǎng)條件下，復(fù)合材料海洋立管具有更大的變形及更小的應(yīng)力響應(yīng).

[1] OCHOA O O, SALAMA M M. Offshore composites: transition barriers to an enabling technology[J]. Compos Sci Technol, 2005, 65(15-16): 2588-2596.

[2]SALAMA M M, MARTINUSSEN E, SPENCER B, et al. Composite risers are ready for field applications-status of technology, field demonstration and life cycle economics[C]//DOT. Proceedings of the 13th Annual Deep Offshore Technology Conference. Brazil: PennWell, 2001:1-18.

[3]SALAMA M M, JOHNSON D B, LONG J R. Composite production riser-testing and qualification[J]. SPE Prod Facil, 1998, 13(3): 170-177.

[4]SMITH K L, LEVEQUE M E, Ultra-deepwater production systems [R]. Houston: ConocoPhillips Company, 2005.

[5]PICARD D, HUDSON W, BOUQUIER L, et al. Composite carbon thermoplastic tubes for deepwater application[C]//OTC. Proceedings of Offshore Technology Conference. Houston: OTC, 2007: OTC 19111.

[6]SILVA R F, ROCHA I, PARENTE E, et al. Optimization of laminated tubes using finite element analysis [J]. Mecánica Computacional, 2010, 29: 1761-1781.

[7]WANG C G, SHANKAR K, MOROZOV E V. Tailored local design of deep sea FRP composite risers[J]. Adv Compos Mater, 2015, 24(4): 375-397.

[8] 吳學(xué)敏, 黃維平. 考慮大變形的大柔性立管渦激振動(dòng)模型[J]. 振動(dòng)與沖擊, 2013, 32(18): 21-25, 30.

[9] 郭海燕, 趙偉, 王飛. 內(nèi)流對(duì)立管頂張力影響規(guī)律的試驗(yàn)研究[J]. 中國(guó)海洋大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2015, 45(1): 102-109.

[10] 及春寧, 陳威霖, 黃繼露, 等. 串列雙圓柱流致振動(dòng)的數(shù)值模擬及其耦合機(jī)制[J]. 力學(xué)學(xué)報(bào), 2014, 46(6): 862-870.

[11] 劉景偉, 郭海燕, 趙婧. 等直徑串列雙圓柱體繞流的數(shù)值模擬[J]. 中國(guó)海洋大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2013, 43(12): 92-97.

[12] LI Z M, LIN Z Q. Non-linear buckling and postbuckling of shear deformable anisotropic laminated cylindrical shell subjected to varying external pressure loads[J]. Compos Struct, 2010, 92(2): 553-567.

[13] TAN L B, CHEN Y, JAIMAN R K, et al. Coupled fluid-structure simulations for evaluating a performance of full-scale deepwater composite riser[J]. Ocean Eng, 2015, 94: 19-35.

[14] HUANG K Z. Composite TTR design for an ultradeepwater TLP[C]//OTC. Proceedings of Offshore Technology Conference. Houston: OTC, 2005: OTC 17159.

[15] CHEN Y, TAN L B, JAIMAN R K, et al. Global-local analysis of a full-scale composite riser during vortex-induced vibration[C]//ASME. Proceedings of the ASME 2013 32nd International Conference on Ocean, Offshore and Arctic Engineering. France: ASME, 2013: 1-8.

(編輯：姚佳良)

3D simulation of vortex-induced vibration for steel and composite risers

WANG Chun-guang1，MA Yin-hang1，SUN Ming-yu2， ZHANG Lu1，WANG You-tang1

(1. School of Civil and Architectural Engineering, Shandong University of Technology, Zibo 255049, China；2. School of Highway, Chang′an University, Xi′an 710064, China)

The Vortex-induced vibration (VIV) features of steel and composite risers are investigated with fluid to structure interaction (FSI) and their dynamic responses are compared withRe=7 500. ANSYS-Transient and Fluent are utilized to model the risers and flow field, respectively. The FSI is achieved by system-coupling. The trailing vortex, velocity vector and CL&CDof the two types of risers are quite similar, for their outside diameters, support conditions andReare the same. However, as their material properties and top-tension force are different, their dynamic responses are different. In the same flow field, composite riser has larger displacement and smaller stress.

underwater riser；vortex induced vibration；composite riser；fluid to structure interaction；CFD

2016-09-28

山東省優(yōu)秀中青年科學(xué)家科研獎(jiǎng)勵(lì)基金項(xiàng)目 (BS2014SF013)

王春光, 男, cgwang@sdut.edu.cn; 通信作者：王有鏜, 男, wyt@sdut.edu.cn

1672-6197(2017)05-0035-07

P756.2

A