凸起型螺旋导板扰流抑制试验研究

李　朋，郭海燕，王　飞，张永波

（1.山东科技大学　土木工程与建筑学院，山东　青岛　266590；2.中国海洋大学　工程学院，山东　青岛 266100；3.青岛国家海洋科学研究中心，山东　青岛　266071）

凸起型螺旋导板扰流抑制试验研究

李朋1，郭海燕2，王飞1，张永波3

（1.山东科技大学土木工程与建筑学院，山东青岛266590；2.中国海洋大学工程学院，山东青岛 266100；3.青岛国家海洋科学研究中心，山东青岛266071）

为深入研究安装螺旋导板的深水立管涡激振动规律，设计一种月牙凸起型螺旋导板抑振装置，月牙凸起采用橡胶材料，在凸起两端肋高最低处连接成螺旋状。通过变化螺旋导板的螺旋数、螺距及螺高等形状参数，在风-浪-流联合水槽中进行安装该抑振装置的立管涡激振动试验，研究该抑振装置对涡激振动的抑制效率及其对立管动力响应的影响规律。研究结果表明，凸起型螺旋导板可取得优异的抑制效率，有效地降低由漩涡脱落引起的横向振动幅值；随着螺旋数的增加，螺旋导板抑制效率有所提高，但增幅降低，增加螺距对抑制效率影响不大，而随着螺高的增加，抑制效率有较大增幅；同时该抑振装置能有效地扰乱立管振动的主导频率，各抑振立管模型在示波区间内基本没有出现明显的主导频率。

深水立管；涡激振动；月牙凸起；螺旋导板；形状参数

海洋立管是油气勘探开发不可或缺的设备之一，随着深水油气开发深度的不断加大，对其研究和应用有着更多的技术挑战，立管关键技术也成为深水油气开发的瓶颈［1-2］。由于水深的不断增大，平台的往复运动及波浪作用在立管疲劳破坏中的作用逐渐减小，而涡激振动成为主要原因［3］，也成为立管在服役期间的一个重要安全因素。立管的造价往往占据整个系统的一半以上，因此减小深水立管涡激振动有重要的工程价值和现实意义。作为被动抑制立管涡激振动的有效措施，螺旋导板的应用一直是深水油气田开发中的前沿技术，其研究已取得很多成果［4-8］，在墨西哥湾、北海及西非等深水油田项目中已得到了应用［9］。对于螺旋导板，影响其抑制效率的因素主要是导板的形状（螺高、螺距及螺旋数）、覆盖率及表面粗糙度。对螺高和螺距的优化设计研究是目前螺旋导板应用研究的热点方向。DNV规范定义了两种尺寸的三螺旋导板，一种为螺距17.5 D，螺高0.25 D；另一种为螺距5 D，螺高0.14 D；其中D为立管外径。螺旋导板一般都是覆盖在立管外流流速相对较大的上部区域，因此，覆盖率也是影响抑制效率的一个因素，而海洋浮游生物的附着对抑制效率的影响也是不容忽视的。

螺旋导板的抑制原理主要是通过沿立管纵向改变分离角，扰乱漩涡的连续性，减小漩涡关联长度，从而削弱漩涡强度，达到减小立管振幅、提高疲劳寿命的目的。已有的研究［10-13］表明，影响螺旋导板抑制效率最主要因素是导板形状，而螺高的影响尤为显著，增大螺高可显著地提高抑制效率，但同时会增大立管的投影面积，使拖曳力增大，降低立管疲劳寿命。

基于以上阐述，本文设计一种月牙凸起型螺旋导板，该抑振装置较传统的螺旋导板安装简单，且装置由若干离散的月牙凸起组成，整体仍呈螺旋状，每个凸起在两端月牙肋高最低处连接，能有效减小立管投影面积，在导流过程中可有效地扰乱漩涡脱落。本文通过立管模型在风-浪-流联合水槽中开展了涡激振动试验，试验过程中通过变化多级外流流速，变化螺距、螺高及螺旋数等形状参数，研究该新型抑振装置的抑制效率及其对立管动力响应的影响规律，为螺旋导板的设计和工程应用提供参考和科学依据。

1　试验概况

1.1试验方案

试验在中国海洋大学物理海洋教育部重点实验室风-浪-流联合水槽进行，水槽可实现最大流速0.8 m/s、最大水深0.8 m的均匀流场，满足本次试验要求，试验水槽如图1所示。

图1　试验水槽

试验立管模型采用站立姿态，考虑到水槽内壁为光滑玻璃且无固定装置，设计了宽1.2 m、高1.75 m的铝合金支撑装置用来固定立管，立管上下端通过焊接于支撑装置上的铰接支座连接，铰接支座根据支架尺寸由机械制造企业加工制作，在靠近支撑装置顶部固定立管处焊接两道横向支撑安装张力计用以施加顶部张力。支撑装置通过预埋高强螺栓与水槽相连，试验总体布置如图2所示。

图2　试验总体布置图

在更换不同工况立管模型过程中，为了避免支撑装置的安装定位误差，在支撑装置迎流面设计了可滑动槽道，并布置若干插槽，从而实现在不移动支撑装置的情况下方便地更换不同工况立管模型。在水槽外侧距离下端支座约500 mm处布置摄像机，用以在试验过程中记录立管的振动状态。

在来流向立管模型前方约15 m处布置多普勒流速计用以测量外流流速，本次试验变化多级外流流速，最大流速0.8 m/s。在流速施加过程中，动态应变仪处于示波状态，待每级目标流速稳定后开始采样，采样时间为40 s。为防止对均匀流场产生扰动，将所有导线沿水面上方玻璃侧壁引出，考虑温度及电磁信号对数据采集的影响，试验中导线采用屏蔽电缆，应变计引出线与屏蔽电缆之间焊接后做防水保护，并在试验开始前充分示波。

通过对多种管材的力学性能测试，结合本文试验目的进行优化，选取外径为18 mm的透明有机玻璃作为立管模型，同批次的立管模型均进行力学性能试验，以保证立管模型工况的一致性。模型两端与铰接支座连接，并采用金属套箍在上下两端铰接支座外侧进行固定，试验立管模型详细参数如表1所示。

表1　立管模型参数表

立管模型有效长度为1.5 m，其中下部0.75 m处于均匀流场中，上部0.75 m处于空气中，沿立管轴向由顶端支座向下500 mm、700 mm两处位置布置应变计，如图3所示。每组应变计4个，顺流向为1#和3#应变计，横向为2#和4#应变计，沿顺流向和横向对称粘贴，分别用来测量横向和顺流向应变，如图4所示。应变计粘贴完毕后涂抹防水胶，试验采用YD-28A型动态电阻应变仪及信号采集分析仪对数据进行采集分析。试验正式开始前进行检测性试验，以检测顶张力施加、外流流速测量、应变计数据采集等试验系统各组成部分的性能。

图3　应变计布置示意图

图4　应变计粘贴示意图

1.2凸起型螺旋导板设计

凸起型螺旋导板由若干离散的月牙凸起组成，月牙凸起采用橡胶材料，考虑到其尺寸及质量较小，可忽略其对立管刚度的影响。凸起由机械加工模具制造，为减小模具加工对月牙凸起尺寸造成的误差，在加工成型后分批采用游标卡尺测量，剔除成型尺寸不符合要求的批次，月牙凸起设计如图5所示，详细尺寸如表2所示。

图5　月牙凸起设计及成型图

表2　月牙凸起详细尺寸（D-立管外径）

与传统螺旋导板不同的是，该抑振装置是由多个离散的月牙凸起在两端肋高最低处对接组成，整体仍呈螺旋状，对比实际海洋工程中立管抑振装置的布置以及导板形状特性，试验中凸起型螺旋导板均布置在立管水下部分。由于扰流抑振装置与立管模型为非同性材料，为使两者能牢固粘贴，选取多种粘接剂在试验前进行粘接强度测试，最后选用高强502为粘接剂。强度检测结果表明，使用该粘接剂，两者粘贴牢固，满足要求。各抑振管详细布置如图6所示。

图6　凸起型螺旋导板及立管整体装配模型

考虑螺旋导板的抑振效率主要影响因素，本次试验共设计了两种螺高的凸起型螺旋导板，螺高为0.25 D时变化6种工况，采用3种螺旋数及变化6种不同螺距。为保证与带抑振装置立管模型工况的一致性，裸管内部增加配重块。作为对比，螺高为0.17 D时采用两种螺距，同时在相同外流流速工况下进行配重裸管的涡激振动试验，试验工况设计如表3所示。

表3　立管模型试验工况设计表

2　试验结果分析

为了研究新型该抑振装置对立管涡激振动的抑制效率及其对立管动力响应影响规律，试验主要进行螺距为0.25 D的6组工况，在6组工况中变化3种螺旋数及6种螺距。同时作为对比，进行了2组螺高为0.17 D，螺距分别为15 D，17.5 D的工况。试验施加多级流速，最大为0.8 m/s。分别将各抑振管的微应变幅值及振动频谱依据不同设计工况进行对比分析，同时将各抑振管的动力响应规律同配重裸管进行对比讨论。

图7　外流流速为0.6 m/s时配重裸管及各抑振管横向微应变时程对比曲线

对于立管的涡激振动“锁振”区间，已有的研究表明［14-15］，在水中发生“锁振”的约化速度区间约为Vr∈［4.5，10］，对比配重裸管的涡激振动规律，在外流流速为0.6 m/s时，约化速度Vr=5.6，在此速度范围内立管振幅相比较低外流流速发生突变，振动强烈，因此本文以外流流速为0.6 m/s时进行分析。图7为外流流速为0.6 m/s时配重裸管及各抑振管横向微应变时程对比曲线，作为参考，将各抑振管在0～1 s范围内的微应变数据单独列出。在外流流速较小时，通过试验现象和数据分析发现，各抑振管振动幅度微弱，有些工况几乎观察不到振动。由图7分析可以发现，外流流速在0.6 m/s时配重裸管处于锁振区间，振幅远大于各抑振管的振幅，且配重裸管的微应变时程曲线在示波区间内比较稳定，各抑振管振幅均较小但幅值变化不稳定。由应变幅值分析可知，各抑振管均取得优异的抑制效率，能有效抑制立管的横向振动，特别是螺高为0.25 D的工况CB-1-3、CB-1-4、CB-1-5及CB-1-6（螺距分别为10 D，12.5 D，15 D及17.5 D），抑制效率达90%以上，工况CB-1-6取得最高的抑制效率，达到98.1%。上述抑振管工况在该流速区间内通过观察也发现，立管振动非常微弱，特别是工况CB-1-6，几乎观察不到振动。由此可见，凸起型螺旋导板作为一种离散型的螺旋线状抑振装置，对立管的涡激振动可起到非常好的抑制作用。

为准确分析凸起型螺旋导板的形状参数对立管涡激振动抑制效率及立管动力响应的影响，分别取各抑振管示波区间内微应变极值的均值和立管振动主导频率（Dominant Frequency）与配重裸管进行对比分析。

图8　不同螺旋导板形状参数的抑振管微应变图

图9　外流流速为0.6 m/s时配重裸管及各抑振管功率谱密度图

图9为外流流速为0.6 m/s时配重裸管及各抑振管功率谱密度图。由图9分析可以发现，带螺旋导板的抑振管功率谱峰值与配重裸管相比大幅减小，整体上相差约3个数量级，由此也可看出，螺旋导板对立管涡激振动的抑制效果在示波区间内比较稳定。对于配重裸管，由频谱分析可知，曲线存在两个峰值，对应频率分别为2.1 Hz和6.1 Hz，根据涡激振动锁振区间约化速度分布范围，结合上图，2.1 Hz对应峰值相比6.1 Hz极小，立管模型以二阶主导频率振动，其他阶参与极少，主导频率为6.1 Hz，由Strouhal规律（St=0.2）计算得漩涡脱落频率为6.7 Hz，与立管模型的主导频率接近。

而对各抑振管的频谱分析可知，所有工况的抑振管振动频率中，单螺旋抑振管（CB-1-1）的主导频率为6.3 Hz，略大于配重裸管的主导频率，而其他抑振管均没有出现明显的主导频率，这也体现出时域区间内，示波的组成较为复杂，这一点由图6抑振管的示波曲线也可明确体现。振动频率的变化，也说明该抑振装置能有效地扰乱立管的主导频率，这一点对装置的抑制效率来说是至关重要的。由频谱曲线的分布离散规律也可以发现，三螺旋抑振管（螺高0.25 D、螺距17.5 D）的扰流抑制效果最好。

3　结论

本文设计了一种月牙凸起型螺旋导板抑振装置，通过变化螺旋导板的螺旋数、螺距及螺高等形状参数，在风-浪-流联合水槽中试验研究该抑振装置对立管涡激振动的抑制效率及其对立管动力响应的影响规律，主要得到以下结论：

（1）凸起型螺旋导板可取得优异的抑制效率，有效地降低由漩涡脱落引起的横向振动幅值；三螺旋抑振管（螺高0.25 D、螺距17.5 D）的扰流抑制效果最好，达98.1%。

（2）随着螺旋数的增加，螺旋导板抑制效率有所提高，但增幅降低，增加螺距对抑制效率影响不大，而随着螺高的增加，抑制效率有较大增幅。

（3）该抑振装置能有效扰乱立管的主导频率，各抑振立管模型在示波区间内基本没有出现明显的主导频率，这一点对抑振装置的抑制效率来说是至关重要的。

［1］陈云水，王德禹.深水立管的若干结构力学研究进展［J］.中国海洋平台，2009，22（5）：1-5.

［2］黄旭东，张海，王雪松.海洋立管涡激振动的研究现状、热点与展望［J］.海洋学研究，2009，27（4）：95-101.

［3］杨加栋，张晓灵，杜宝银，等.螺旋列板—深水立管涡激振动抑制装置［J］.海洋技术，2010，29（4）：88-92.

［4］吴浩，孙大鹏.深海立管涡激振动被动抑制措施的研究［J］.中国海洋平台，2009，24（4）：1-8.

［5］高云，付世晓，宋磊建.柔性立管涡激振动抑制装置试验研究［J］.振动与冲击，2014，33（14）：77-83.

［6］郭海燕，李相环，张永波，等.海洋立管抑振装置优化布置的实验研究［J］.中国海洋大学学报，2012，42（6）：126-132.

［7］Shan Huang，AndySworn.Hydrodynamic Coefficients ofTwoFixed Circular Cylinders Fitted with Helical Strakes at Various Staggered and TandemArrangements［J］.Applied Ocean Research，2013，43:21-26.

［8］Lee K Q，Aminudin A，Naomi K，et al.Investigation on the Effectiveness of Helical Strakes in Suppressing VIV of Flexible Riser［J］.Applied Ocean Research，2014，44:82-91.

［9］矫滨田，贾旭，曹静，等.深水立管涡激振动抑振装置的研制［J］.中国海上油气，2012，24（3）：70-75.

［10］盛磊祥，陈国明.螺旋列板绕流流场CFD分析［J］.中国造船，2010，51（1）：79-83.

［11］沙勇，曹静，张恩勇，等.抑制涡激振动的螺旋列板设计参数研究［J］.海洋工程，2013，31（1）：43-48.

［12］孙丽萍，王亚非，吴梓鑫.螺旋侧板的高度对VIV影响的CFD分析［J］.船舶工程，2015，37（1）：91-94.

［13］TrimAD，Braaten H，Lie H，et al.Experimental Investigation ofVortex-Induced Vibration ofLongMarine Risers［J］.Journal ofFluids and Structures，2005，21:335-361.

［14］CarberryJ，Sheridan J，Rockwell D.Forces and Wake Modes ofan Oscillating Cylinder［J］.Journal ofFluid s and Structure，2001，15（3-4）:523-532.

［15］张永波，郭海燕，孟凡顺，等.基于小波变换的顶张力立管涡激振动规律实验研究［J］.振动与冲击，2010，30（2）：149-154.

Experimental Study on the Turbulence Suppression of Helical Strakes with Crescent Bulge

LI Peng1，GUO Hai-yan2，WANG Fei1，ZHANG Yong-bo3
1.College of Architecture and Civil Engineering，Shandong University of Science and Technology，Qingdao 266590，Shandong Province，China；
2.College of Engineering，Ocean University of China，Qingdao 266100，Shandong Province，China；
3.National Oceanographic Center of Qingdao，Qingdao 266071，Shandong Province，China

To further improve the understanding of the VIV performance of deep-sea risers with helical strakes，a new type of helical strake with crescent bulge is designed in this paper.The crescent bulge is made of rubber，and its both ends are linked with helix.In order to verify the effect of this suppression device on the VIV of the riser，an experiment was carried out in a wind-wave-current flume by changing the shape parameters of the helical strake，including spiral number，screw pitch and screw height.The results show that the helical strakes with crescent bulges have excellent suppressing efficiency for curbing the VIV of the riser.In addition，this suppression device can effectively reduce the transverse vibration amplitude of the riser which is induced by vortex shedding.The results have also verified that with increasing spiral number，the suppressing efficiency is enhanced to some extent but the amplitude decreases.The screw pitch has small effect on the suppressing efficiency of the device，which gradually and obviously increases with increasing screw height.Meanwhile，this suppression device can effectively disturb the dominant frequency of the riser，which means that most riser models don't have a dominant frequency during the wave range.

deep-sea riser；vortex-induced vibration；crescent bulge；helical strakes；shape parameters

P751

A

1003-2029（2016）02-0097-07

10.3969/j.issn.1003-2029.2016.02.018

2015-11-13

国家自然科学基金资助项目（51279187）；山东省优秀中青年科学家科研奖励基金资助项目（BS2015HZ017）；山东省土木工程防灾减灾重点实验室开放课题基金资助项目（CDPM2013ZR01）；山东科技大学人才引进科研启动基金资助项目（2013RCJJ032）；青岛市博士后研究人员应用研究项目资助（01020120406）

李朋（1984-），男，博士，讲师，主要研究方向为海洋工程结构动力分析、设计及防灾减灾技术。E-mail：lipeng@sdust.edu.cn