抑制涡激振动的螺旋列板设计参数研究

沙 勇，曹 静，张恩勇，周巍伟，陈严飞

(中海油研究总院，北京 100027)

海洋立管在海洋油气开发中用于连接海底油气田和海上浮体，可实现深水油气生产、注水注气、油气外输等功能。立管的涡激振动会显著降低立管的使用寿命，是海洋立管面临的主要技术挑战，而合理安装螺旋列板装置能够有效地抑制立管的涡激振动，因此螺旋列板的设计成为海洋立管工程中的一个关键问题。基于工程应用详细阐述了抑制海洋立管涡激振动的螺旋列板装置所涉及的技术问题，包括螺旋列板的材料、几何参数、覆盖率、水动力直径和水动力系数。

1 螺旋列板的类型

抑制海洋立管涡激振动的螺旋列板装置设计需要满足功能、力学、材料以及安全等方面的条件。目前，适用于抑制海洋立管涡激振动的螺旋列板装置形式主要包括两种［1］:1)非水下机器人安装型，见图1(a);2)可水下机器人安装型，见图1(b)。

非水下机器人安装型和可水下机器人安装型的螺旋列板材料通常采用海洋级别的聚氨酯或聚乙烯人造橡胶。可水下机器人安装型的螺旋列板通常需要采用合成材料(如高强度玻璃增强塑料合成物)制造外壳，支撑聚氨酯或聚乙烯人造橡胶材料的模制侧板。

图1 抑制海洋立管涡激振动的螺旋列板装置形式Fig.1 Helical strakes for marine riser VIV suppression

2 螺旋列板的几何参数

螺旋列板抑制海洋立管涡激振动的原理通常认为是:通过不断改变径向来流分离角度扰乱漩涡的空间相关长度，减少立管后涡释放沿管的同步性，从而减少立管涡激振动的幅度。螺旋列板的几何参数对于螺旋列板抑制涡激振动效果影响较大。

螺旋列板的几何参数主要包括:螺距(pitch)、鳍高(height)以及螺纹个数(start number)。螺距表示螺旋列板沿管长旋转盘绕一周的管段长度;鳍高表示螺旋列板侧齿的凸出高度;螺纹个数表示一个圆周上的侧板数，通常为3个或4个外齿，外齿截面通常为三角形或者梯形［1］。DNV-RP-F204规范定义了两种特定形式的三齿螺旋列板:1)螺距17.5D、鳍高0.25D;2)螺距5D、鳍高0.14D，其中D为裸管的外径。螺距5D、鳍高0.14D的螺旋列板通常适用于风场中［2］，螺距17.5D、鳍高0.25D在海洋立管工程中更为有效［3］。

2.1 螺旋列板的鳍高

鳍高是螺旋列板的重要几何参数之一，对螺旋列板的抑制效果有很大影响。随着螺旋列板鳍高的增加，涡激振动的抑制效果越好，但考虑到螺旋列板鳍高越高，螺旋列板及立管的建造和安装难度越大，同时鳍高越高，立管所受阻力越大，因此需要综合上述因素进行鳍高的选择。在满足抑制涡激振动的前提下，国外工程应用的螺旋列板鳍高的范围通常为0.1D到0.25D。

MARINTEK的Rolf Baarholm对8.8D螺距、全覆盖的光滑三齿螺旋列板进行了试验研究［4］，结果是:随着螺旋列板鳍高由0.1D增加到0.2D，有效振幅与管径之比可由0.16减少到0.015。挪威科技大学的Raed K.Lubbad等进行了5D和10D螺距的涡激振动试验研究［5］，结果是:5D螺距0.15D圆形侧齿的横向振幅相对于裸管可减少95.6%;10D螺距0.15D圆形侧齿的横向振幅相对于裸管可减少约88.6%。

中海油与上海交通大学联合完成的深水立管涡激振动模型试验(以下简称“联合试验”)对100%覆盖率、螺距分别为5D和17.5D的螺旋列板进行了不同流速剪切流场下的立管涡激振动试验［6］，研究结果表明:对于螺距为5D的螺旋列板，鳍高从0.10D增加到0.15D后，立管横向位移有效值的最大值下降了45%;当螺距为17.5D、鳍高为0.25D时，螺旋列板的抑制效果最好，立管横向位移有效值的最大值较鳍高为0.15D和0.50D分别下降了44%和40%。联合试验与国外试验研究的结果对比如图2所示，图中横坐标为鳍高，纵坐标为立管横向位移有效值的最大值。结果的差别主要是由于采用了不同类型的试验装置。

壳牌公司的Don W.Allen等对17.5D螺距、18%覆盖率的光滑三齿螺旋列板的不同鳍高进行了旋转梁的涡激振动试验研究后发现:随着螺旋列板鳍高由0.1D增加到0.15D，0.15D鳍高与0.1D鳍高的管段均方根加速度之比最多可减少到40%［7］，结果显示螺旋列板鳍高越高，抑制效果越好。

2.2 螺旋列板的螺距

螺旋列板的螺距尺寸与鳍高通常是相应的，鳍高0.25D对应的螺距通常为16D到17.5D;对于鳍高0.15D的螺旋列板，螺距通常为5D到8D。随着螺旋列板螺距的增加，抑制涡激振动的效率略有增加，但螺距增加到一定值以后，涡激振动的抑制效率有降低的可能。

壳牌公司的Don W.Allen等对0.25D鳍高、37%覆盖率的光滑三齿螺旋列板的12D和17.5D螺距，进行了旋转梁的涡激振动试验研究［7］，结果发现:随着螺距由12D变化到17.5D，管段均方根加速度之比平均减少约10%，抑制效率略有增加。联合试验对100%覆盖率，鳍高为0.25D的螺旋列板进行不同工况下旋转立管的涡激振动试验研究后发现:对于鳍高为0.25D的螺旋列板，螺距为17.5D时，抑制效果最佳，较螺距为15.0D的螺旋列板，立管横向位移有效值的最大值下降了约50%，抑制效率显著增加。

图2 螺旋列板鳍高对抑制涡激振动效果的影响Fig.2 The effect of strake height on VIV suppression efficiency

挪威科技大学Raed K.Lubbad等在均匀流水槽中进行的0.15D圆形螺旋侧齿涡激振动试验研究［5］结果是:螺距从3.5D增加到8D，螺旋列板的有效性近似不变;当螺距增大到10D时，螺旋列板的效率显著降低，约降低10%。联合试验采用旋转剪切流装置对100%覆盖率、鳍高为0.15D的螺旋列板进行不同工况下旋转立管的涡激振动试验研究后发现:鳍高为0.15D的螺旋列板，螺距为5D较螺距为17.5D和20D的抑制效果更好，当螺距从5D增加到17.5D后，立管横向位移有效值的最大值上升了约4%，增加到20D时，立管横向位移有效值的最大值上升了约6%，螺旋列板的抑制效率有所降低;对于鳍高为0.25D的螺旋列板，螺距为17.5D时，抑制效果最佳，与螺距为15.0D的螺旋列板相比，立管横向位移有效值的最大值下降了约50%。

螺旋列板鳍高对抑制涡激振动效果的影响如图3所示，图中横坐标为螺距。图3(a)为挪威科技大学的0.15D圆形螺旋侧齿水中涡激振动试验研究结果，图中R表示螺旋列板覆盖管相对于光管的振幅减少百分比;图3(b)为联合试验结果，纵坐标为立管横向位移有效值的最大值。

图3 螺旋列板螺距对抑制涡激振动效果的影响Fig.3 The effect of strake pitch on VIV suppression efficiency

3 螺旋列板的覆盖率

从抑制立管涡激振动疲劳的角度分析，螺旋列板的覆盖率越大越好。在船拖试验条件下，在螺旋列板40%覆盖下的立管疲劳破坏率可比裸管低一个量级;70%覆盖时低两个量级;100%覆盖时低八个量级［8］。但在实际工程中，通常由于海洋环境下上层流速非常大，螺旋列板通常从立管顶部开始布置，覆盖率达到一定数值后，即可对海洋立管起到较好的抑制涡激振动疲劳效果，图4为1 500 m钢悬链线立管的涡激振动疲劳损伤的计算结果。

图4 钢悬链线立管疲劳损伤Fig.4 Fatigue damage of steel catenary riser

同时，由于螺旋列板的阻力系数较大，会造成立管系统整体阻力增加，对于立管的强度存在不利影响;螺旋列板的覆盖率增大，立管系统的工程造价也会相应增加。因此，螺旋列板的覆盖率应充分考虑立管涡激振动疲劳、立管强度、工程造价三方面因素。

4 螺旋列板的水动力直径

螺旋列板的水动力系数影响立管强度和疲劳分析结果。螺旋列板水动力直径选取的原则是:水动力直径应与水动力系数相适应，同时考虑立管设计的安全性和经济性。

螺旋列板水动力直径的选取主要有以下三种:

1)完全不考虑螺旋列板装置;

2)考虑螺旋列板装置桶基的厚度;

3)完全考虑螺旋列板装置，即管段总外径、2倍的Strake桶基厚度和1倍的螺旋列板鳍高之和。

对于含有保温层的立管，螺旋列板水动力直径应包括保温层的厚度，如图5所示。

图5 含有保温层的立管螺旋列板的横截面Fig.5 Cross section of riser strake with an insulation layer

5 螺旋列板的水动力系数

对于立管强度和疲劳分析，螺旋列板水动力系数同样是一个重要的参数，应合理选取。根据莫里森公式，螺旋列板水动力系数主要包括:附加质量系数、阻力系数、升力系数［9-10］。

5.1 附加质量系数

附加质量系数受折减速度UR影响，并随之增大而增大［11-13］，同时折减速度的增大会降低螺旋列板的抑制效果，折减速度UR定义为

式中:U为水流速度;f0为管中静水中首阶固有频率。

涡激振动分析软件VIVAVA采用随无量纲频率(fnon=foscD/U，fosc为管振动频率)变化的附加质量系数［12］，如图6 所示。

涡激振动分析软件SHEAR7(V4.4版本)采用0～1.0区间用户定义的简化定常附加质量系数［11］。

5.2 阻力系数

阻力系数与雷诺数、振动幅度、表面粗糙度等有关。

简化的螺旋列板阻力系数的选取原则上主要有以下两种方法:

1)1.2～1.4，此时阻力直径通常需要完全考虑螺旋列板装置来取值;

2)2.0，此时阻力直径通常按完全不考虑螺旋列板装置或考虑螺旋列板装置桶基来取值。

图6 随无量纲频率变化的附加质量系数Fig.6 Added mass coefficients with non-dimensional frequencies

阻力系数随雷诺数的变化，可以参考裸管段的变化规律(图7)。

从图7中可以看出，在亚临界雷诺数区域(300≤Re＜3×105)内，随着雷诺数的增加，裸官阻力系数变化较小;同样，研究表明在此雷诺数区域内，加装螺旋列板后，立管的阻力系数随着雷诺数的增加变化也较小［14］。

阻力系数与振动幅度的变化可以按如下公式［15］计算:

图7 裸管段阻力系数随雷诺数的变化Fig.7 Drag coefficients of bare pipe with Renault numbers

式中:CD，amp(i)为i节点的阻力系数受振动幅度影响的系数;yrms(i)为i节点均方根振幅。

此外，立管的表面粗糙度越大，则阻力系数就越大。试验研究［7］发现:粗糙侧板的阻力系数较光滑侧板增大10% ～20%。

以上阻力系数的取值通常适用于立管强度分析，对于疲劳分析，可根据设计经验适当减少。

5.3 升力系数

在每个无因次频率fnon下，均存在一个随无量纲幅值A/D变化的升力系数［12］，如图8所示。

图8 随无量纲幅值A/D变化的升力系数Fig.8 Lift coefficients with non-dimensional amplitude A/D

6 螺旋列板参数的选取

基于联合实验结果和工程设计经验，结合国内外试验数据资料，提出了适合于海洋立管工程应用的螺旋列板几何和设计参数选取的建议，如表1。

表1 螺旋列板参数选取的建议Tab.1 Parameter selecting proposals for helical strakes

以上参数选取建议可作为工程设计的初始参考，在实际工程项目中，还应从立管涡激振动疲劳、立管强度、工程造价三方面因素具体分析，优化螺旋列板的几何参数和覆盖率，验证水动力参数，使得最终设计的螺旋列板达到较好的工程应用效果。

7 结语

海洋立管在海洋油气开发中用于连接海底油气田和海上浮体，可实现深水油气生产、注水注气、油气外输等功能。螺旋列板可以抑制海洋立管涡激振动，具有保障海洋立管安全和提高立管使用寿命的作用。

基于工程应用详细阐述了抑制海洋立管涡激振动的螺旋列板装置所涉及的技术问题，包括螺旋列板的类型、几何参数、覆盖率、螺旋列板水动力直径和水动力系数。基于联合实验结果和工程设计经验，结合国外试验数据资料，着重分析了螺旋列板几何参数、覆盖率、水动力直径和水动力系数的选用及其对抑制海洋立管涡激振动的影响，提出了适合于海洋立管工程应用的螺旋列板几何和设计参数选取的建议，为螺旋列板工程应用、海洋立管强度和疲劳设计提供了参考。

［1］ http://www.trelleborg.com/upload/TCL_TCI/docs/Trelleborg%20Offshore%20VIV%20Suppression.pdf［ED/OL］.

［2］ Don W Allen，Li Lee，Dean L Henning.Fairings versus helical strakes for suppression of vortex-induced vibration:technical comparison［C］∥The 2008 Offshore Technology Conference.2008:OTC Paper 19373.

［3］ Don W Allen.Data Report 2:Current Tank Tests of Helical Strakes on Long Slender Tubes，Vortex-Induced Vibration Susppression of Cylinderical Structures Data Licensing［R］.Houston:Shell Development Bellaire Research Center，1993.

［4］ Rolf Baarholm.Recent MARINTEK activities on assessment of vortex-induced vibrations［C］∥Brasil Opening Seminar.2007.

［5］ Raed K Lubbad，Sveinung L∅set，Ove T Gudmestad，et al.Vortex induced vibrations of slender marine risers-effects of roundsectioned helical strakes［C］∥Proceedings of the Sixteenth(2007)International Offshore and Polar Engineering Conference.2007.

［6］ 付世晓，王德禹.深水立管涡激振动模型试验报告［R］.上海:上海交通大学.

［7］ Don W Allen，Dean L Henning，Li Lee.Performance comparison of helical strakes for VIV suppression of risers and tendons［C］∥The 2004 Offshore Technology Conference.2004:OTC Paper16186.

［8］ Vandiver J K，Swithenbank S B，Jaiswal V，et al.The Effectiveness of helical strakes in the suppression of high mode-number VIV［C］∥Offshore Technology Conference.OTC 18276.

［9］ API RP 2RD，Design of Risers For Floating Production Systems(FPSs)and Tension-Leg Platforms(TLPs).Reaffirmed［S］.2006.

［10］潘志远.海洋立管涡激振动机理与预报方法研究［D］.上海:上海交通大学，2005.

［11］ User Guide for SHEAR7 Version 4.4［M］.2005.

［12］ http://www.ivt.ntnu.no/imt/courses/tmr4305/VIV_DynMK_2007_abb.pdf［ED/OL］.

［13］ Vandiver J K.Dimensionless parameters important to the prediction of vortex-induced vibration of long，flexible cylinders in ocean currents［J］.Journal of Fluids and Structures，1993，7(5):423-455.

［14］ Cowdrey C F，J A Lawes.Drag Measurements at High Reynolds Numbers of a Circular Cylinder Fitted with Three Helical Strakes［R］.Nat.Phys.Lab.(UK)，Aero Rep.384.1959.

［15］ Vandiver J K.Drag coefficients of long-flexible cylinders［C］∥Offshore Technology Conference.1983:OTC Paper 4490.

［16］ Vandiver J K，Li Li.SHEAR7 V4.4 Program Theoretical Manual［M］.2005.