均匀来流下尾翼型抑振装置效果试验研究

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)

均匀来流下尾翼型抑振装置效果试验研究

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)

基于控制尾流，阻止立管尾流漩涡脱落转换路径的涡激振动抑制机理，设计三角形尾翼、片状尾翼及交错尾翼等三种抑振装置。三种抑振装置分别安装于立管模型表面，立管模型采用外径为18 mm的透明有机玻璃管。通过在均匀流场中进行安装有该抑振装置的立管模型涡激振动试验，研究三种抑振装置对立管涡激振动的抑制效率，并通过与配重裸管的涡激振动数据对比，分析抑振装置对立管动力响应的影响规律。研究结果表明，三种抑振装置均取得了明显的抑振效果，与配重裸管相比，安装片状尾翼及交错尾翼的立管模型抑制效率可达90%以上，安装三角形尾翼后立管模型振动频率略有减小，而安装片状尾翼及交错尾翼的立管模型没有明显的主导频率。

深水立管；涡激振动；尾翼；抑制效率；主导频率

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

海洋立管是深水油气勘探开发系统的主要组成部分，作为一种大长细比的细长型结构，立管在服役期间具有成本高、受力复杂、易破坏等工程特点[1-2]。随着油气开发水域水深的逐渐加大，在海流及波浪作用下产生的涡激振动成为立管疲劳损伤破坏的主要诱因，尤其当立管的自振频率与立管尾部漩涡脱落频率接近时产生的“锁频”现象，会大大加剧立管的疲劳破坏。立管一旦发生破坏，产生的损失是不可估量的[3]。因此，如何有效地削弱立管的涡激振动幅值，提高疲劳寿命成为近年来海洋工程界研究的热点。对于立管涡激振动的抑制，已有研究主要分为两大类：主动抑制和被动抑制[4]。主动抑制是通过外部激励输入来扰动流场，该方法成本高且实施难度大，有较多技术瓶颈。而被动抑制是通过改变立管表面形状或在立管外侧安装抑振装置，达到扰流抑振的目的。对于立管抑振装置，国内外已有较多研究成果[5-10]，多种基于不同扰流原理的抑振装置被研发，且已应用于多个深水油气田项目。

基于控制尾流，阻止立管尾流漩涡脱落转换路径的涡激振动抑制机理，本文设计三角形尾翼、片状尾翼及交错尾翼等三种抑振装置，利用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，通过制造不同流速的外流作用于立管模型，进行均匀来流下安装该抑振装置的立管模型涡激振动试验，研究尾翼型抑振装置对立管涡激振动的抑制效率，并通过与配重裸管的涡激振动数据对比，分析抑振装置对立管动力响应的影响规律；从试验的角度探索尾翼型抑振装置的适用性及不同设计参数及构型对抑制效率的影响，从而为深水立管的工程设计、应用及安全服役提供参考依据。

1 抑振装置设计

尾翼型抑振装置的抑制原理主要是基于控制尾流，阻止立管尾流漩涡脱落转换路径，阻断汇流点的转换，抑制漩涡脱落并将其分离点延伸到离立管下游较远区域，打乱漩涡脱落的连续性及相关性。依据此思路，本文设计了三角形尾翼、片状尾翼及交错尾翼等三种抑振装置。抑振装置均采用橡胶材料，三角形尾翼剖面呈三角形，沿流向具有流线型外形，内侧与立管连接处设计成内凹圆弧，內弧半径为0.5D(D为立管外径)，尾翼置于立管流向尾部，水下通长布置。片状尾翼采用橡胶薄片，高度为1D，水下通长布置；交错尾翼采用短橡胶薄片，长度为1.1D，尾翼沿立管截面对称安装，交错布置，间隔为100 mm，共布置9组，抑振装置设计如图1～图3所示，详细尺寸如表1所示。

图1 三角形尾翼设计Fig. 1 Triangular spoiler

图2 片状尾翼设计Fig. 2 Sheet spoiler

图3 交错尾翼设计Fig. 3 Staggered spoiler

抑振装置类型ahLR三角形尾翼0．75D0．8D8．5D0．5D片状尾翼0．1D1D8．5D＿交错尾翼0．1D1D1．1D＿

抑振装置通过预制模具，将橡胶材料压制成型，并用游标卡尺对成型材料尺寸进行检测。三角形尾翼及片状尾翼沿立管轴线分5段拼接，均沿水下通长布置于立管顺流向尾部。考虑到流向的敏感性，采用红外线定位仪对所安装抑振装置立管模型进行定位，以确保两种抑制装置轴线与顺流向平行。对于交错尾翼，确保正交布置的交错尾翼分别与顺流向平行和垂直。由于抑振装置和立管模型为非同性材料，并考虑安装方式对抑振装置实际抑制效率的影响，试验中采用粘贴方式，由于立管表面为曲面，且抑振装置接触面较小，为稳定的将抑振装置粘贴到立管表面并保证试验过程中的可靠性，通过对十几种粘接剂的强度检测，最终选用高强502为粘接剂，待粘贴牢固后选取试件进行强度拉拔检测，抑振装置的粘贴及立管装配模型如图4所示。

图4 尾翼型抑振装置及立管装配模型Fig. 4 The spoiler suppression device and riser model

2 试验概况

试验在风浪流联合水槽进行，水槽长65 m，宽1.2 m，高1.75 m，最大流速0.8 m/s，最大波高0.4 m，波的频率范围在0.125～8 Hz之间。试验中，通过自主开发的试验装置固定立管，使立管处于均匀流场中。试验装置由铝合金支撑装置、张力计、边界支座及横向支撑组成。支撑装置置于水槽中用于固定依附立管，整体结构选用标准型材进行设计，采用不同角度的插槽对应相应插块的结构，通过螺栓对插块进行固定，从而实现在水槽蓄水的情况下，快速、方便地换装不同工况的立管。采用COSMOS软件对支撑装置框架进行受力分析，满足试验所需的变形要求。立管模型两端通过焊接于支撑装置上的铰接支座连接，支撑装置顶部焊接两道横向支撑用以固定张力计，用以对立管施加初始顶张力，试验整体布置如图5所示。

图5 试验总体布置Fig. 5 Diagram of experimental general arrangement

试验水槽可提供满足试验目的的最大为0.8 m/s的均匀流，多普勒流速计安装于水槽内部，可精确采集时间步内的外流流速。通过力学性能试验，选用外径为18 mm透明有机玻璃管为立管模型，立管有效长度为1 500 mm，上部750 mm处于空气中，下部750 mm处于均匀流场中。立管两端有效长度外预留50 mm，分别与焊接于支撑装置上下两侧的铰接支座相连，立管模型参数如表2所示。

表2 试验立管模型详细参数Tab. 2 Detailed parameters of the riser

试验采用动态电阻应变测试技术，由YD-28A型动态电阻应变仪、数据采集仪、DASP数据处理软件组成数据采集分析系统。沿水面以上50 mm、250 mm两处位置布置传感器，如图6所示。每个测点间隔90°布置两组应变计，每组两个，分别沿顺流向和横向布置，测量顺流向和横向应变。应变计外涂防水胶并用704胶密封，待密封胶强度稳定后包裹聚四氟乙烯，立管模型横截面如图7所示，应变计粘贴如图8所示。

图6 试验模型示意Fig. 6 Layout of the experiment

图7 立管横截面Fig. 7 Cross-section of the riser

图8 应变计粘贴Fig. 8 Strain gauges attached detailing

3 试验结果分析

为了研究尾翼型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，试验主要进行安装三种不同尾翼立管的涡激振动试验。试验施加多级外流流速，最大为0.8 m/s。分别将各抑振管的动力响应规律同配重裸管进行对比研究。已有研究表明，涡激振动是立管产生疲劳破坏的主要原因，特别是当旋涡脱落频率与立管固有频率接近时，旋涡的脱落过程将被结构的振动所控制，发生“锁频(lock-in)”共振现象，由于结构阻尼的影响，“锁频”现象的产生一般不会马上对立管产生破坏，但会大大加剧立管的疲劳破坏。

对于立管的涡激振动“锁频”区间，已有的研究表明[11-12]，发生“锁频”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的外流流速发生突变，振动强烈，因此本文以外流流速0.6 m/s进行分析。图9、图10为配重裸管在采样区间内的横向及顺流向微应变时程曲线及功率谱密度图，作为参考，在图9(b)、图10(b)中将0～2 s范围内的微应变数据单独列出。

图9 外流流速U=0.6 m/s时配重裸管横向微应变时程曲线及频谱Fig. 9 Time history curves of the CF microstrain and power spectrum density of the risers under U=0.6 m/s

图10 外流流速U=0.6m/s时配重裸管顺流向微应变时程曲线及频谱Fig. 10 Time history curves of the IL microstrain and power spectrum density of the risers under U=0.6 m/s

由图9、图10分析可以发现，无论是横向还是顺流向，立管振动微应变时程曲线在示波区间内比较稳定，顺流向微应变约为横向的十分之一。对于立管的横向振动，立管模型以二阶主导频率振动，其它阶参与极少，主导频率为6.03 Hz，由Strouhal规律(St=0.2)计算得漩涡脱落频率为6.69 Hz，与立管模型的主导频率接近，而顺流向振动主导频率为12.08 Hz，约为横向振动频率的2倍。

图11、图12为外流流速0.6 m/s时配重裸管及各尾翼型抑振管横向及顺流向微应变时程对比曲线。由图11分析可知，对于横向振动，各抑振管均有明显的抑振效果，特别是片状尾翼和交错尾翼，抑制效率均达90%以上，其中抑制效率最好的为片状尾翼，抑制效率达95%，对于本次试验设计的三角形尾翼，抑制效率相对较差，仅为72%，这与其所采用的尾翼高度相对较小有关。从采样区间内的示波规律可以看出，配重裸管的变化比较稳定，而三角形尾翼仍有一定规律，但示波已出现不稳定状态，而片状尾翼和交错尾翼将这种示波的不稳定性体现得更加明显，这也反映出时域信号组成比较复杂，而这一规律通过顺流向的抑振管振动曲线也可明确体现。

虽然各抑振管的振幅较小，但示波规律是极不稳定的。对于立管顺流向的振动规律，由图12可以看出，包括配重裸管在内，振幅均较小，各抑振管的振动微应变值均接近个位数。从试验现象上来看，安装三角形尾翼的立管模型在外流场中仍有振动，但幅度明显小于配重裸管，而片状尾翼和交错尾翼在试验过程中几乎观察不到振动，由此也可体现出装置优异的抑制效率。

图11 外流流速U=0.6 m/s时配重裸管及各抑振管横向微应变时程曲线Fig. 11 Time history curves of the CF microstrain of the risers under U=0.6 m/s

图12 外流流速U= 0.6 m/s时配重裸管及各抑振管顺流向微应变时程曲线Fig. 12 Time history curves of the IL microstrain of the risers under U=0.6 m/s

为了研究抑振装置对立管动力响应的影响规律，图13、图14给出了外流流速为0.6 m/s时配重裸管及各尾翼型抑振管横向及顺流向频谱曲线。由两图整体分析可知，各安装抑振装置的立管模型频谱规律差别较大。但无论横向还是顺流向振动，各抑振管频谱幅值均小于配重裸管，特别是片状尾翼和交错尾翼，相差多个数量级。由图13分析可知，对于横向振动，配重裸管处于“锁频”区间，以二阶自振频率为主导频率，其它阶参与较少。相比配重裸管，三角形尾翼仍有明显主导频率，但频谱幅值明显减小，频率值略有减小且呈现多阶频率参与振动。交错尾翼和片状尾翼振动没有呈现明显的主导频率，而其示波过程也最不稳定，其抑制效率也是最好的，这与图11所示的微应变时程曲线体现的规律是一致的。对于顺流向振动，配重裸管主导频率约为横向的2倍，三角形尾翼相比配重裸管略有减小，而片状尾翼和交错尾翼均无明显的主导频率。

为体现示波区间内频率烈度变化以及涡激振动主导频率变化情况，能够更直观地观察到外部因素影响下涡激振动频率在时间序列上的不稳定性，对于应变传感器所得时域过程，通过小波变换后可得时频尺度图。图15为通过小波分析所得外流流速为0.6 m/s时立管模型横向振动时频尺度。

图13 外流流速U=0.6 m/s时配重裸管及各抑振管横向振动频谱Fig. 13 Power spectrum density of CF direction of the risers under U=0.6 m/s

图14 外流流速U=0.6 m/s时配重裸管及各抑振管顺流向振动频谱Fig. 14 Power spectrum density of IL direction of the risers under U=0.6 m/s

由图13、图14可知，当外流流速U=0.6 m/s时，立管处于“锁频”区间，以二阶自振频率为主导频率，以上分析通过图15可得到较好的体现。配重裸管振动烈度强而均匀，出现多处连续性好、振动强烈的红色区域。对于三角形尾翼，仍有明显的主导频率，振动烈度较弱且在时间序列上体现出较大不均匀性，并在区间内出现多处间断。交错尾翼和片状尾翼振动没有呈现明显的主导频率，在时频尺度图中振动烈度极弱且离散性大，这与其示波过程的不稳定性也是对应的。

图15 外流流速0.6 m/s时立管模型通过小波分析所得横向振动时频尺度Fig. 15 The CF time frequency plots for external velocity 0.6 m/s, which were obtained using the wavelet analysis

4 结 语

本文设计了三角形尾翼、片状尾翼及交错尾翼等三种抑振装置，通过在均匀流场中进行安装有该抑振装置的立管模型涡激振动试验，研究三种抑振装置对立管涡激振动的抑制效率，并通过与配重裸管的涡激振动数据对比，分析抑振装置对立管动力响应的影响规律，得到主要结论如下：

1) 三种抑振装置均取得了明显的抑振效果，特别是片状尾翼和交错尾翼，抑制效率均达90%以上，片状尾翼较交错尾翼安装更为简单，具有更好的应用性；而三角形尾翼抑制效率相对较差为72%。安装抑振装置立管模型示波的不稳定状态，反映出时域信号组成比较复杂。

2) 各安装抑振装置的立管模型频谱规律差别较大，相比配重裸管，安装三角形尾翼立管模型振动频率略有减小，片状尾翼和交错尾翼振动主导频率不明显。

3) 尾翼型抑振装置具有单向性，仅对单向来流有效，在实际的立管工程中需将其安装在可自由转动的推力套环上，能够按照流场的情况自动调整方向，成为全向性抑振装置。

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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

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)；山东省高等学校科技计划资助项目(J16LH04)；青岛市博士后研究人员应用研究资助项目(01020120406)

李 朋(1984-)，男，博士，讲师，主要从事海洋工程结构动力分析、设计及防灾减灾技术研究。 E-mail：lipeng@sdust.edu.cn