波流作用下新型立管大水槽试验研究

2021-04-17金瑞佳陈松贵耿宝磊

天津大学学报(自然科学与工程技术版) 2021年7期

金瑞佳，郭泉, ，陈松贵，柳叶, ，耿宝磊

(1. 中国海洋大学工程学院，青岛 266100；2. 交通运输部天津水运工程科学研究院港口水工建筑技术国家工程实验室&工程泥沙交通行业重点实验室，天津 300456；3. 河海大学港口海岸与近海工程学院，南京210098；4. 天津大学水利工程仿真与安全国家重点实验室，天津 300072)

随着油气勘探开发走向深海，波浪和水流成为海洋结构物中最受关注的荷载来源，而当水流经过细长柔性的立管结构时会在其两侧形成交替脱落的漩涡，在横流向上产生周期性变化的力，进而引发立管的涡激振动(vortex-induced vibration，VIV)[1]．深海大长径比柔性立管的 VIV 特性已经引起了国内外学者广泛关注，陈伟民等[2]综述了国内外近几十年来立管等细长柔性结构的涡激振动的基础研究，包括机理认识和动响应分析等方面的进展．Wang 等[3]同样综述了圆柱的流固耦合现象，包括 VIV 现象、WIV(wakeinduced vibration)现象以及 FIV(flow-induced vibration)现象．Liu 等[4]综述了近些年来深海大长径比柔性立管涡激振动的基础性研究成果，其中包括多立管和斜立管涡激振动的研究进展、振荡流引起的间歇涡激振动等，各学者最后均对未来的研究方向做出了展望．在数值研究方面，早期研究采用一些半经验的计算模型，如尾流振子模型、模态叠加模型、统计模型等等，后续随着计算机的飞速发展，基于 CFD 的数值模型逐渐发展起来．Bourguet 等[5-6]数值上研究了柔性立管的涡激振动，并分析了 CF 向的对称和非对称振动．武磊等[7]针对不同浸没长度下的串列式双立管，使用基于Open FOAM 自主开发的深海柔性立管流固耦合求解器 viv-FOAM-SJTU，研究了其涡激振动现象；Sourav 等[8]在Re＝100 的低雷诺数下研究了大长径比棱柱体的无阻尼水弹性涡激振动，发现棱柱体最大响应的数量级类似于圆柱体，但当水流在零入射角入射时，棱柱体与圆柱体相比会有较大的偏差；李小超等[9]通过建立单自由度涡激振动模型，研究了质量比和阻尼比对高阻尼涡激振动的影响，发现频率锁定的发生及较大能量转换效率的无量纲流速范围主要受到质量比的控制，而最大能量转换效率则主要受质量(m)-阻尼(ζ)参数 m×ζ 控制，并且存在一个最优值；徐万海等[10]则建立了综合考虑流-固-土多场耦合作用的海底悬跨管道的涡激振动预报模型，并重点研究了跨肩管土作用时悬跨管道涡激振动的诸多特性．在物理模型研究方面，马凯等[11]针对不同约束条件下的双矩形断面，通过试验研究了其涡振性能，发现断面固定与否对下游断面的涡振影响更加显著；Song 等[12]通过室内水槽试验，研究了不同均匀流速下水平拖曳的柔性长立管的涡激振动；Xu 等[13]则在Song 等[12]的基础上进一步研究了倾斜拖曳的柔性长立管在不同水流夹角下的多模态涡激振动特性，发现当水流流向与立管夹角≥60°时，独立性原则的合理性将有待考证；Gu 等[14]则研究了内摩擦对涡激振动的影响，并利用光纤光栅应变传感器(FBG)测量了模型的涡激响应．Fan 等[15]通过物理模型试验和数值模拟系统地研究了长柔性立柱的 VIV 问题，通过较大范围约化速度的计算从机理上解决了长柔性立柱VIV 关键问题．

上述研究大多针对大长径比立管在水流作用下的VIV 特性，然而海洋深水立管经常会面对波浪、水流联合作用的台风工况，部分学者同样对台风环境下隔水立管系统的作业技术展开了相关研究[16-17]；其中Sullivan 等[18]建立了恶劣环境下隔水立管的轴向动力学分析方法，识别了隔水立管的轴向振动特性；鞠少栋等[19]建立了隔水立管悬挂作业的极限条件，在立管悬挂轴向动力学分析的基础上确定了隔水立管的悬挂作业窗口；孙友义等[20]初步探讨了深水钻井隔水管的避台风策略，并对硬悬挂与软悬挂模式下超深水隔水立管的轴向动力特性进行了研究，发现软悬挂模式相对于硬悬挂更为安全可靠，并推荐将隔水立管软悬挂于钻井船上来实施避台风撤离；陈黎明等[21]进一步开展了大长径比隔水立管的避台风撤离动力分析，并进行了隔水立管悬挂长度的优化，确定了隔水立管避台风撤离的作业窗口．在国外，Aker/Cameron 公司开发了一套防台风钻井隔水立管系统[22]，该系统主要采用了一种近水面脱离方案，和常规方案回收所有的隔水立管相比，该系统在台风来临时可以实现近海面脱离装置的紧急脱离，剩余的隔水立管系统可以依托浮筒的浮力自由站立在海底，台风过后脱离装置进行回接，即可继续开采作业．

基于上述研究发现，目前国内外针对大长径比深海立管 VIV 特性的研究，不论是物理模型还是数值模型，都是将立管简化为两端固定或简支的梁结构，而针对新型自由站立立管运动特性却鲜有研究；同时，针对立管外界激励主要集中在了均匀流上，少有学者考虑波流联合作用，另外在隔水立管防台风策略的研究上又往往集中于技术层面，并未对水动力作用下立管的动力学响应机理问题深入发掘．为进一步研究波流联合作用下的大长径比悬臂式海洋立管的VIV 特性，本文参考 Aker/Cameron 公司开发的新型防台风隔水立管模型，该模型立管下方沉入海底，受海床强约束作用，当台风来临时，立管通过浮力块自由站立在水中，并结合大比尺波浪水槽的尺寸和造波造流能力，设计了新型防台近水面脱离隔水立管的物理模型试验(隔水立管的概化模型见图 1)，研究其在水流及波流联合作用下，不同浮筒净浮力时的运动响应和运动轨迹，本研究成果可以为新型防台风隔水立管的浮筒设计提供参考．

4) 母舰减速制动不影响其所拖曳的多分枝线列阵的线阵声学段的安全保障性能及工作稳定性，但若减速度过大或减速冲时过少，会导致阵列自身的摆动加剧从而使得分支阵列难以保持平衡，无法精确预报拖曳线列阵声纳的位置和构型姿态，出现阵型畸变后探测性能下降、甚至无法工作的状态。

图1 深水防台风钻井隔水立管模型Fig.1 Typhoon proof drilling riser model in deep water

1 试验设置

1.1 试验设备

试验于交通运输部天津水运工程科学研究所的大比尺波浪水槽进行，水槽长 456 m，宽 5 m，试验段水深 8 m．由于实际工程中立管下方受到海床强约束作用，试验立管下部与水槽固接在一起；上端模拟台风浪条件下立管与上部平台脱离而自由运动的工况．测波系统采用大型动态电容式波高测量系统，流速采用 Vectrino+小威龙进行测量，同时利用光纤光栅传感器测量隔水管应变，光纤光栅传感器体积微小，直径仅有 0.3 mm，无论对外部流场还是对结构本身都不会产生明显的影响作用[23]．

1.2 试验坐标系

试验设定x 轴沿水流反方向(IL 向)为正，z 轴沿隔水立管轴线向上为正，y 轴以右手法则定义，即横流向(CF 向)，坐标原点 O 位于隔水立管的底端基线处；为了测量隔水立管的应变，在立管一周布置 24个光纤光栅传感器，如图 2 所示；另外，根据估算的结构模态，考虑悬臂结构可能发生的阵型变化，在各个关键点布置了光纤光栅传感器，具体传感器沿z 向的具体安装位置见表1，其中L 为立管长度．

图2 试验坐标系与传感器安装位置Fig.2 Test coordinate system and sensor system installation location

表1 光纤光栅传感器安装位置Tab.1 FBG sensor installation position

1.3 比尺选择

自由站立在水面下的隔水立管可以简化为悬臂状态的 Bernoulli-Euler 梁，此时以 CF 向的振动为例，对于长度为 L 的隔水立管，根据结构动力学理论，可以将隔水立管模型的振动位移y(z，t)按模态分解为

表2 模型设计参数Tab.2 Model design parameters table

试验中，采用 PE 管、铝管、铅棒的组合套管(见图 3(a))来保证抗弯刚度相似，通过四点法对组合套管抗弯刚度进行测量，具体测量方法和结果见第 2.1节．在组合套管外侧套上有机玻璃管(见图 3(b))来保证拖曳外径尺寸相似，并通过内法兰将力传递到组合套管中，使用三段固体漂浮材料(材料密度 0.21×103kg/m3)模拟浮筒为隔水套管提供浮力．

图3 隔水套管组合图片Fig.3 Images of watertight casing assembly

1.4 试验工况

试验根据实际需要采用 8.0 m 水深，考虑纯水流作用和波流联合作用，分别针对不同的浮筒净浮力403.5 N(浮筒全浮力)、322.8 N(浮筒提供 80% 浮力)、242.1 N(浮筒提供 60%浮力)进行试验，其中试验使用的波浪和水流波浪参数见表3．

通过解此方程组(8)可以得到权重函数 ωn(t)的时间过程线，然后将权重函数 ωn(t)代入式(1)便可以得到隔水立管上各点处的位移时间历程线．

表3 水流波浪参数Tab.3 Current and wave parameters

1.5 试验数据处理方法

试验过程中，隔水管在不同工况下均会发生振动响应，通过光纤光栅应变传感器，可以实时观测到隔水立管模型在振动过程中的应变变化，然后通过模态分解的方法，将测量的应变信号转换成位移响应，进而研究涡激振动的物理规律．

根据原型隔水套管参数，结合水槽尺寸，确定几何比尺λ＝21，为了可以准确模拟隔水立管受到的水动力荷载和变形特征，需要根据实际结构依靠重力相似和几何尺寸相似设计，依据上述比尺，具体换算如表 2 所示．立管长度 7.5 m，材料外径 0.025 m，得到该柔性立管的长细比为300．

山东琦泉目前投产运行6个项目，装机容量290MW，占全国总投产项目规模的6%左右；在建4个项目，装机容量320MW。琦泉秸秆直燃发电厂主要分布在山东地区，逐步向广西拓展[26]。

“件”的定义独立一体。旧规则2.3将“件”的定义及构成作为一个条款进行阐述；新规则将“件”的定义单独列出，在3.3将件简单定义为“归档文件的整理单位”，表述简单明了，“件”的构成在5.1.1中详细说明。

其中

位移的空间二阶偏导数可以写成

根据几何关系，曲率ρ 的计算公式可以表示为

（2）超级奥氏体不锈钢UNS N08367焊接接头的抗腐蚀性能是焊接工艺控制的重点。选择超合金化的焊接材料，遵循“高匹配”的原则，选择Mo含量达到9%的NiCrMo合金，在保证焊接接头强度的同时，提高焊接接头的抗腐蚀性能。

CaCO3（分析纯），天津市大茂化学试剂厂；高纯氮气（纯度99.999%），广州盛盈气体有限公司；飞行时间质谱仪SPIMS-1000，广州禾信分析仪器有限公司。

第六次：1957年“中华人民共和国粮食部军用粮定额支票”（面粉、大米、粗粮、马料各“伍拾斤”“壹佰斤”“壹仟斤”“伍仟斤”版）。

为保证立管在进行试验时抗弯刚度满足设计要求，取 1 m 组合套管进行抗弯刚度测试，具体测试方式采用四点法测试，如图 4(a)所示，在悬挂砝码处采用 LVDT 位移传感器测量该位置的挠度，图 4(b)为不同挂重下的位移值曲线，同构拟合并根据式(9)得到了组合套管的抗弯刚度，与设计值相比，误差小于5%，满足要求，同时略小于设计抗弯刚度，保证结果更加安全．

若实验在隔水管的 Z1, Z2, …, ZM点处共布置M个应变传感器来测量应变响应值，隔水管的振动位移取N 个模态函数近似，且N ≤ M．式(7)可以写成方程组的形式，即

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2 试验结果与分析

2.1 结构抗弯刚度EI 测试结果

联立式(4)、(6)可得

图4 抗弯刚度测试示意及测试结果Fig.4 Sketch of flexural stiffness test and results

2.2 纯水流作用分析

自由站立式隔水立管在纯水流作用下，会沿着水流方向(IL 向)发生一定的偏移，且沿着立管从下至上偏移幅值越来越大，同时在垂直水流方向(CF 向)由于漩涡脱落发生涡激振动，同样沿着立管从下至上运动幅值越来越大．

计算得到上述各测点 CL 向的 SK 数分别为-0.70、-0.66、-0.41 和-0.17，均不等于 0，证明存在不对称振动．

随着浮筒净浮力减小，两方向上各测点的响应幅值均表现出了明显的增长趋势；此时分析频谱图发现，在IL 向和CF 向0.1 Hz 附近出现了明显峰值，且随着浮筒提供的净浮力减小，所激发出的响应频率也减小，这是因为随着浮筒净浮力减小，立管结构的整体刚度在变小，所对应的固有频率也减小，因此当浮筒提供 80% 浮力时，其结构的固有频率偏移至0.085 Hz；故针对此类新式隔水立管结构，可以通过调整浮筒净浮力来改变立管结构的整体固有频率，避免与外界环境荷载的激励频率发生锁定，从而避免共振现象的发生．

式中：ε 为应变；R 为圆管材料半径．

图5 水流作用下隔水立管各测点的位移时程曲线与频谱图(100%浮筒净浮力)Fig.5 Displacement time histories and frequency spectrum of each measuring point of the riser under the current action in the case of 100% buoyancy

图6 水流作用下隔水立管各测点的位移时程曲线与频谱图(80%浮筒净浮力)Fig.6 Displacement time histories and frequency spectrum of each measuring point of the riser under the current action in the case of 80% buoyancy

通过图 5(b)、(d)和图 6(b)、(d)的频谱图可以发现，除了在一阶频率处有明显的峰值，在其 4 倍频处同样出现峰值，主要原因是结构的复杂性与外部流场发生了复杂的耦合作用导致了一些非对称的振动，从而激发了一阶频率的偶数倍频率的振动，笔者分析0.23L、0.33L、0.57L 和 0.80L 处的运动轨迹(如图 7所示)，证明了确实横流向的振动幅值是非对称的．

图7 新型立管不同测点位置的运动轨迹Fig.7 Motion traces of different measuring points in the new-type riser

通过类比波浪的不对称性对振动的不对称性进行分析，具体表达式为

图 5～图 6 分别给出了浮筒净浮力为 100%和80%的条件下，流速为 0.137 m/s 时各测点的位移时程曲线以及经过傅里叶变换后的频谱分析结果，其中x/D 和 y/D 分别表示 IL、CF 向上的无因次位移，D 为隔水立管的直径．

随后对所有工况的试验结果进行统计分析，其中IL 向取用时程曲线的平均值(图中用AVE 表示)来描述管体不同位置的偏移情况；CF 向取用时程曲线的均方根(图中用 RMS 表示)来描述管体在不同浮力、不同流速情况下立管上不同位置的振动情况的具体统计结果见图8．

图8 不同工况下隔水立管整体位移曲线Fig.8 Overall displacement curves of riser under different conditions

由图8 分析可知，流速和立管受到的浮力均对立管整体的动力响应有较大的影响．在顺流向上，净浮力一定时，随着流速增大隔水立管的整体运动幅值增大，且沿着立管由下到上运动幅值逐渐增大；而当流速一定时，随着净浮力增大，立管整体沿流向的运动会减小，原因是浮筒提供的净浮力越大相当于立管端部的张力越大，在相同的外界激励下越不容易发生弯曲变形．在横流向上，立管各点处的振动幅度与顺流向有相同的趋势，均随着流速的增大和浮筒浮力的减小而增大．

2.3 波流联合作用分析

根据近年来南海海域台风环境下海面波高的具体情况，通过比尺换算后在试验中确定了代表性有效波高0.409 m、谱峰周期2.12 s 的不规则波波浪工况，具体见表3．

图9 波流联合作用下隔水立管各测点的位移时程曲线与频谱图(100%浮筒净浮力)Fig.9 Displacement time histories and frequency spectrum of each measuring point of the riser under the wave and current combined action in the case of 100% buoyancy

图10 波流联合作用下隔水立管各测点的位移时程曲线与频谱图(80%浮筒净浮力)Fig.10 Displacement time histories and frequency spectrum of each measuring point of the riser under the wave and current combined action in the case of 80% buoyancy

对应于图5 和图6 数据，图9 和图10 给出了两种浮筒净浮力条件下，0.137 m/s 的流速联合波浪作用时，各测点的位移时程曲线和频谱图．由图中数据可知，相比同条件的纯水流作用，波流共同作用时立管顺流向的响应幅值有所增大；分析频谱图可知，在波流共同作用下，IL 向和CF 向上均激发出了波浪主频 0.45 Hz 附近的频率，且随着浮筒净浮力增大到100%时，由于此时立管整体刚度较大，受水流影响较小，波浪频率成为控制立管动力响应的主导频率．

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对所有波流联合工况的试验结果进行统计分析，此处采用与纯水流作用时相同的数据处理方式，具体统计结果见图11．

图11 不同工况下隔水立管整体位移曲线Fig.11 Overall displacement curves of riser under different conditions

由统计图分析可知，在 IL 向，当浮筒提供相同净浮力时，随着流速增大立管各测点的运动响应幅值会增大，而当流速相同时，随着浮筒净浮力的增大，隔水立管各测点的响应幅值将减小，这些趋势与纯水流作用时基本相同；另外在 CF 向，波流联合下的隔水立管 VIV 响应与纯水流作用相比有明显不同，例如在浮筒提供 100%的净浮力时，波流共同作用下立管位移的最大值未出现在立管的最上端测点处，说明波浪对 VIV 运动起到了一定的抑制作用，原因一是由于纯水流作用下水质点运动时单向运动，而波浪作用下水质点的运动是往复运动，周期较短，破坏了漩涡结构，二是波浪激发的振动频率与水流激发的振动差异较大，对水流激发的振动过程产生干扰，因此抑制了涡激振动，而且立管 CF 向振型和纯水流作用时的振型相比，受到了更高阶模态的控制；另外由图11(b)可知，随着浮筒净浮力减小，波浪模态的主导性减弱，当浮筒净浮力为 60%时，立管位移的最大值再次出现在了立管的顶端测点处．