李 朋，郭海燕，王 飛，張永波

(1. 山東科技大學 土木工程與建筑學院，山東 青島 266590; 2. 中國海洋大學 工程學院，山東 青島 266100; 3 青島國家海洋科學研究中心，山東 青島 266071)

均勻來流下尾翼型抑振裝置效果試驗研究

李 朋1，郭海燕2，王 飛1，張永波3

(1. 山東科技大學 土木工程與建筑學院，山東 青島 266590; 2. 中國海洋大學 工程學院，山東 青島 266100; 3 青島國家海洋科學研究中心，山東 青島 266071)

基于控制尾流，阻止立管尾流漩渦脫落轉(zhuǎn)換路徑的渦激振動抑制機理，設(shè)計三角形尾翼、片狀尾翼及交錯尾翼等三種抑振裝置。三種抑振裝置分別安裝于立管模型表面，立管模型采用外徑為18 mm的透明有機玻璃管。通過在均勻流場中進行安裝有該抑振裝置的立管模型渦激振動試驗，研究三種抑振裝置對立管渦激振動的抑制效率，并通過與配重裸管的渦激振動數(shù)據(jù)對比，分析抑振裝置對立管動力響應的影響規(guī)律。研究結(jié)果表明，三種抑振裝置均取得了明顯的抑振效果，與配重裸管相比，安裝片狀尾翼及交錯尾翼的立管模型抑制效率可達90%以上，安裝三角形尾翼后立管模型振動頻率略有減小，而安裝片狀尾翼及交錯尾翼的立管模型沒有明顯的主導頻率。

深水立管；渦激振動；尾翼；抑制效率；主導頻率

Abstract: Based on the VIV suppression mechanism of wake control and prevent switching path of vortex shedding, the suppression devices of triangular spoiler, staggered spoiler and sheet spoiler were designed. These suppression devices were stick on the surface of the risers. Model materials were made of lucid plexiglass pipe with external diameters of 18 mm. In order to verify the effect of these suppression devices for VIV of the riser, an experiment was carried out in a wind-wave-current flume. According to the comparison with the data of VIV of the bare riser, the effect of suppression devices for dynamic response of the riser was analyzed. The results show that these three suppression devices have obvious suppressing efficiency for VIV of the riser. Compared with the bare riser, the suppressing efficiency of riser model with staggered spoiler and sheet spoiler gets up to 90%. The vibration frequency of riser model with triangular spoiler has a slight decrease and the riser model with staggered spoiler and sheet spoiler does not appear dominant frequency.

Keywords: deep-sea riser; vortex-induced vibration; spoiler, suppressing efficiency; dominant frequency

海洋立管是深水油氣勘探開發(fā)系統(tǒng)的主要組成部分，作為一種大長細比的細長型結(jié)構(gòu)，立管在服役期間具有成本高、受力復雜、易破壞等工程特點[1-2]。隨著油氣開發(fā)水域水深的逐漸加大，在海流及波浪作用下產(chǎn)生的渦激振動成為立管疲勞損傷破壞的主要誘因，尤其當立管的自振頻率與立管尾部漩渦脫落頻率接近時產(chǎn)生的“鎖頻”現(xiàn)象，會大大加劇立管的疲勞破壞。立管一旦發(fā)生破壞，產(chǎn)生的損失是不可估量的[3]。因此，如何有效地削弱立管的渦激振動幅值，提高疲勞壽命成為近年來海洋工程界研究的熱點。對于立管渦激振動的抑制，已有研究主要分為兩大類：主動抑制和被動抑制[4]。主動抑制是通過外部激勵輸入來擾動流場，該方法成本高且實施難度大，有較多技術(shù)瓶頸。而被動抑制是通過改變立管表面形狀或在立管外側(cè)安裝抑振裝置，達到擾流抑振的目的。對于立管抑振裝置，國內(nèi)外已有較多研究成果[5-10]，多種基于不同擾流原理的抑振裝置被研發(fā)，且已應用于多個深水油氣田項目。

基于控制尾流，阻止立管尾流漩渦脫落轉(zhuǎn)換路徑的渦激振動抑制機理，本文設(shè)計三角形尾翼、片狀尾翼及交錯尾翼等三種抑振裝置，利用中國海洋大學物理海洋教育部重點實驗室風-浪-流聯(lián)合水槽，通過制造不同流速的外流作用于立管模型，進行均勻來流下安裝該抑振裝置的立管模型渦激振動試驗，研究尾翼型抑振裝置對立管渦激振動的抑制效率，并通過與配重裸管的渦激振動數(shù)據(jù)對比，分析抑振裝置對立管動力響應的影響規(guī)律；從試驗的角度探索尾翼型抑振裝置的適用性及不同設(shè)計參數(shù)及構(gòu)型對抑制效率的影響，從而為深水立管的工程設(shè)計、應用及安全服役提供參考依據(jù)。

1 抑振裝置設(shè)計

尾翼型抑振裝置的抑制原理主要是基于控制尾流，阻止立管尾流漩渦脫落轉(zhuǎn)換路徑，阻斷匯流點的轉(zhuǎn)換，抑制漩渦脫落并將其分離點延伸到離立管下游較遠區(qū)域，打亂漩渦脫落的連續(xù)性及相關(guān)性。依據(jù)此思路，本文設(shè)計了三角形尾翼、片狀尾翼及交錯尾翼等三種抑振裝置。抑振裝置均采用橡膠材料，三角形尾翼剖面呈三角形，沿流向具有流線型外形，內(nèi)側(cè)與立管連接處設(shè)計成內(nèi)凹圓弧，內(nèi)弧半徑為0.5D(D為立管外徑)，尾翼置于立管流向尾部，水下通長布置。片狀尾翼采用橡膠薄片，高度為1D，水下通長布置；交錯尾翼采用短橡膠薄片，長度為1.1D，尾翼沿立管截面對稱安裝，交錯布置，間隔為100 mm，共布置9組，抑振裝置設(shè)計如圖1～圖3所示，詳細尺寸如表1所示。

圖1 三角形尾翼設(shè)計Fig. 1 Triangular spoiler

圖2 片狀尾翼設(shè)計Fig. 2 Sheet spoiler

圖3 交錯尾翼設(shè)計Fig. 3 Staggered spoiler

抑振裝置類型ahLR三角形尾翼0．75D0．8D8．5D0．5D片狀尾翼0．1D1D8．5D＿交錯尾翼0．1D1D1．1D＿

抑振裝置通過預制模具，將橡膠材料壓制成型，并用游標卡尺對成型材料尺寸進行檢測。三角形尾翼及片狀尾翼沿立管軸線分5段拼接，均沿水下通長布置于立管順流向尾部?？紤]到流向的敏感性，采用紅外線定位儀對所安裝抑振裝置立管模型進行定位，以確保兩種抑制裝置軸線與順流向平行。對于交錯尾翼，確保正交布置的交錯尾翼分別與順流向平行和垂直。由于抑振裝置和立管模型為非同性材料，并考慮安裝方式對抑振裝置實際抑制效率的影響，試驗中采用粘貼方式，由于立管表面為曲面，且抑振裝置接觸面較小，為穩(wěn)定的將抑振裝置粘貼到立管表面并保證試驗過程中的可靠性，通過對十幾種粘接劑的強度檢測，最終選用高強502為粘接劑，待粘貼牢固后選取試件進行強度拉拔檢測，抑振裝置的粘貼及立管裝配模型如圖4所示。

圖4 尾翼型抑振裝置及立管裝配模型Fig. 4 The spoiler suppression device and riser model

2 試驗概況

試驗在風浪流聯(lián)合水槽進行，水槽長65 m，寬1.2 m，高1.75 m，最大流速0.8 m/s，最大波高0.4 m，波的頻率范圍在0.125～8 Hz之間。試驗中，通過自主開發(fā)的試驗裝置固定立管，使立管處于均勻流場中。試驗裝置由鋁合金支撐裝置、張力計、邊界支座及橫向支撐組成。支撐裝置置于水槽中用于固定依附立管，整體結(jié)構(gòu)選用標準型材進行設(shè)計，采用不同角度的插槽對應相應插塊的結(jié)構(gòu)，通過螺栓對插塊進行固定，從而實現(xiàn)在水槽蓄水的情況下，快速、方便地換裝不同工況的立管。采用COSMOS軟件對支撐裝置框架進行受力分析，滿足試驗所需的變形要求。立管模型兩端通過焊接于支撐裝置上的鉸接支座連接，支撐裝置頂部焊接兩道橫向支撐用以固定張力計，用以對立管施加初始頂張力，試驗整體布置如圖5所示。

圖5 試驗總體布置Fig. 5 Diagram of experimental general arrangement

試驗水槽可提供滿足試驗目的的最大為0.8 m/s的均勻流，多普勒流速計安裝于水槽內(nèi)部，可精確采集時間步內(nèi)的外流流速。通過力學性能試驗，選用外徑為18 mm透明有機玻璃管為立管模型，立管有效長度為1 500 mm，上部750 mm處于空氣中，下部750 mm處于均勻流場中。立管兩端有效長度外預留50 mm，分別與焊接于支撐裝置上下兩側(cè)的鉸接支座相連，立管模型參數(shù)如表2所示。

表2 試驗立管模型詳細參數(shù)Tab. 2 Detailed parameters of the riser

試驗采用動態(tài)電阻應變測試技術(shù)，由YD-28A型動態(tài)電阻應變儀、數(shù)據(jù)采集儀、DASP數(shù)據(jù)處理軟件組成數(shù)據(jù)采集分析系統(tǒng)。沿水面以上50 mm、250 mm兩處位置布置傳感器，如圖6所示。每個測點間隔90°布置兩組應變計，每組兩個，分別沿順流向和橫向布置，測量順流向和橫向應變。應變計外涂防水膠并用704膠密封，待密封膠強度穩(wěn)定后包裹聚四氟乙烯，立管模型橫截面如圖7所示，應變計粘貼如圖8所示。

圖6 試驗模型示意Fig. 6 Layout of the experiment

圖7 立管橫截面Fig. 7 Cross-section of the riser

圖8 應變計粘貼Fig. 8 Strain gauges attached detailing

3 試驗結(jié)果分析

為了研究尾翼型抑振裝置對立管渦激振動的抑制效率及其對立管動力響應影響規(guī)律，試驗主要進行安裝三種不同尾翼立管的渦激振動試驗。試驗施加多級外流流速，最大為0.8 m/s。分別將各抑振管的動力響應規(guī)律同配重裸管進行對比研究。已有研究表明，渦激振動是立管產(chǎn)生疲勞破壞的主要原因，特別是當旋渦脫落頻率與立管固有頻率接近時，旋渦的脫落過程將被結(jié)構(gòu)的振動所控制，發(fā)生“鎖頻(lock-in)”共振現(xiàn)象，由于結(jié)構(gòu)阻尼的影響，“鎖頻”現(xiàn)象的產(chǎn)生一般不會馬上對立管產(chǎn)生破壞，但會大大加劇立管的疲勞破壞。

對于立管的渦激振動“鎖頻”區(qū)間，已有的研究表明[11-12]，發(fā)生“鎖頻”的約化速度區(qū)間約為Vr∈[4.5 10]，對比配重裸管的渦激振動規(guī)律，在外流流速為0.6 m/s時，約化速度Vr=5.6，在此速度范圍內(nèi)立管振幅相比較低的外流流速發(fā)生突變，振動強烈，因此本文以外流流速0.6 m/s進行分析。圖9、圖10為配重裸管在采樣區(qū)間內(nèi)的橫向及順流向微應變時程曲線及功率譜密度圖，作為參考，在圖9(b)、圖10(b)中將0～2 s范圍內(nèi)的微應變數(shù)據(jù)單獨列出。

圖9 外流流速U=0.6 m/s時配重裸管橫向微應變時程曲線及頻譜Fig. 9 Time history curves of the CF microstrain and power spectrum density of the risers under U=0.6 m/s

圖10 外流流速U=0.6m/s時配重裸管順流向微應變時程曲線及頻譜Fig. 10 Time history curves of the IL microstrain and power spectrum density of the risers under U=0.6 m/s

由圖9、圖10分析可以發(fā)現(xiàn)，無論是橫向還是順流向，立管振動微應變時程曲線在示波區(qū)間內(nèi)比較穩(wěn)定，順流向微應變約為橫向的十分之一。對于立管的橫向振動，立管模型以二階主導頻率振動，其它階參與極少，主導頻率為6.03 Hz，由Strouhal規(guī)律(St=0.2)計算得漩渦脫落頻率為6.69 Hz，與立管模型的主導頻率接近，而順流向振動主導頻率為12.08 Hz，約為橫向振動頻率的2倍。

圖11、圖12為外流流速0.6 m/s時配重裸管及各尾翼型抑振管橫向及順流向微應變時程對比曲線。由圖11分析可知，對于橫向振動，各抑振管均有明顯的抑振效果，特別是片狀尾翼和交錯尾翼，抑制效率均達90%以上，其中抑制效率最好的為片狀尾翼，抑制效率達95%，對于本次試驗設(shè)計的三角形尾翼，抑制效率相對較差，僅為72%，這與其所采用的尾翼高度相對較小有關(guān)。從采樣區(qū)間內(nèi)的示波規(guī)律可以看出，配重裸管的變化比較穩(wěn)定，而三角形尾翼仍有一定規(guī)律，但示波已出現(xiàn)不穩(wěn)定狀態(tài)，而片狀尾翼和交錯尾翼將這種示波的不穩(wěn)定性體現(xiàn)得更加明顯，這也反映出時域信號組成比較復雜，而這一規(guī)律通過順流向的抑振管振動曲線也可明確體現(xiàn)。

雖然各抑振管的振幅較小，但示波規(guī)律是極不穩(wěn)定的。對于立管順流向的振動規(guī)律，由圖12可以看出，包括配重裸管在內(nèi)，振幅均較小，各抑振管的振動微應變值均接近個位數(shù)。從試驗現(xiàn)象上來看，安裝三角形尾翼的立管模型在外流場中仍有振動，但幅度明顯小于配重裸管，而片狀尾翼和交錯尾翼在試驗過程中幾乎觀察不到振動，由此也可體現(xiàn)出裝置優(yōu)異的抑制效率。

圖11 外流流速U=0.6 m/s時配重裸管及各抑振管橫向微應變時程曲線Fig. 11 Time history curves of the CF microstrain of the risers under U=0.6 m/s

圖12 外流流速U= 0.6 m/s時配重裸管及各抑振管順流向微應變時程曲線Fig. 12 Time history curves of the IL microstrain of the risers under U=0.6 m/s

為了研究抑振裝置對立管動力響應的影響規(guī)律，圖13、圖14給出了外流流速為0.6 m/s時配重裸管及各尾翼型抑振管橫向及順流向頻譜曲線。由兩圖整體分析可知，各安裝抑振裝置的立管模型頻譜規(guī)律差別較大。但無論橫向還是順流向振動，各抑振管頻譜幅值均小于配重裸管，特別是片狀尾翼和交錯尾翼，相差多個數(shù)量級。由圖13分析可知，對于橫向振動，配重裸管處于“鎖頻”區(qū)間，以二階自振頻率為主導頻率，其它階參與較少。相比配重裸管，三角形尾翼仍有明顯主導頻率，但頻譜幅值明顯減小，頻率值略有減小且呈現(xiàn)多階頻率參與振動。交錯尾翼和片狀尾翼振動沒有呈現(xiàn)明顯的主導頻率，而其示波過程也最不穩(wěn)定，其抑制效率也是最好的，這與圖11所示的微應變時程曲線體現(xiàn)的規(guī)律是一致的。對于順流向振動，配重裸管主導頻率約為橫向的2倍，三角形尾翼相比配重裸管略有減小，而片狀尾翼和交錯尾翼均無明顯的主導頻率。

為體現(xiàn)示波區(qū)間內(nèi)頻率烈度變化以及渦激振動主導頻率變化情況，能夠更直觀地觀察到外部因素影響下渦激振動頻率在時間序列上的不穩(wěn)定性，對于應變傳感器所得時域過程，通過小波變換后可得時頻尺度圖。圖15為通過小波分析所得外流流速為0.6 m/s時立管模型橫向振動時頻尺度。

圖13 外流流速U=0.6 m/s時配重裸管及各抑振管橫向振動頻譜Fig. 13 Power spectrum density of CF direction of the risers under U=0.6 m/s

圖14 外流流速U=0.6 m/s時配重裸管及各抑振管順流向振動頻譜Fig. 14 Power spectrum density of IL direction of the risers under U=0.6 m/s

由圖13、圖14可知，當外流流速U=0.6 m/s時，立管處于“鎖頻”區(qū)間，以二階自振頻率為主導頻率，以上分析通過圖15可得到較好的體現(xiàn)。配重裸管振動烈度強而均勻，出現(xiàn)多處連續(xù)性好、振動強烈的紅色區(qū)域。對于三角形尾翼，仍有明顯的主導頻率，振動烈度較弱且在時間序列上體現(xiàn)出較大不均勻性，并在區(qū)間內(nèi)出現(xiàn)多處間斷。交錯尾翼和片狀尾翼振動沒有呈現(xiàn)明顯的主導頻率，在時頻尺度圖中振動烈度極弱且離散性大，這與其示波過程的不穩(wěn)定性也是對應的。

圖15 外流流速0.6 m/s時立管模型通過小波分析所得橫向振動時頻尺度Fig. 15 The CF time frequency plots for external velocity 0.6 m/s, which were obtained using the wavelet analysis

4 結(jié) 語

本文設(shè)計了三角形尾翼、片狀尾翼及交錯尾翼等三種抑振裝置，通過在均勻流場中進行安裝有該抑振裝置的立管模型渦激振動試驗，研究三種抑振裝置對立管渦激振動的抑制效率，并通過與配重裸管的渦激振動數(shù)據(jù)對比，分析抑振裝置對立管動力響應的影響規(guī)律，得到主要結(jié)論如下：

1) 三種抑振裝置均取得了明顯的抑振效果，特別是片狀尾翼和交錯尾翼，抑制效率均達90%以上，片狀尾翼較交錯尾翼安裝更為簡單，具有更好的應用性；而三角形尾翼抑制效率相對較差為72%。安裝抑振裝置立管模型示波的不穩(wěn)定狀態(tài)，反映出時域信號組成比較復雜。

2) 各安裝抑振裝置的立管模型頻譜規(guī)律差別較大，相比配重裸管，安裝三角形尾翼立管模型振動頻率略有減小，片狀尾翼和交錯尾翼振動主導頻率不明顯。

3) 尾翼型抑振裝置具有單向性，僅對單向來流有效，在實際的立管工程中需將其安裝在可自由轉(zhuǎn)動的推力套環(huán)上，能夠按照流場的情況自動調(diào)整方向，成為全向性抑振裝置。

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Experimental study on turbulence suppression of spoiler suppression device in a uniform current

LI Peng1, GUO Haiyan2, WANG Fei1, ZHANG Yongbo3

(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 266071, China)

1005-9865(2017)02-0089-09

P751

A

10.16483/j.issn.1005-9865.2017.02.013

2015-12-10

國家自然科學基金資助項目(51279187)；山東省優(yōu)秀中青年科學家科研獎勵基金資助項目(BS2015HZ017)；山東省土木工程防災減災重點實驗室開放課題基金資助項目(CDPM2013ZR01)；山東省高等學校科技計劃資助項目(J16LH04)；青島市博士后研究人員應用研究資助項目(01020120406)

李 朋(1984-)，男，博士，講師，主要從事海洋工程結(jié)構(gòu)動力分析、設(shè)計及防災減災技術(shù)研究。 E-mail：lipeng@sdust.edu.cn