新型深水海洋输液立管涡激振动抑振装置试验研究❋

李 朋， 郭海燕， 张 莉， 张永波， 王 飞

(1. 山东科技大学土木建筑学院，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 266100)



新型深水海洋输液立管涡激振动抑振装置试验研究❋

李 朋1， 郭海燕2， 张 莉1， 张永波3， 王 飞2

(1. 山东科技大学土木建筑学院，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 266100)

本文设计一种新型涡轮扰流抑振装置，并在风-浪-流联合水槽中通过试验研究了该抑振装置对海洋立管涡激振动的抑制效果。在试验中，针对该新型抑振装置，提出了4种不同结构设计参数，研究了在不同外流速下各种参数工况的抑制效果及振动规律。试验结果表明:涡轮扰流抑振装置不受来流方向的限制，有较强的适用性；同时，该抑振装置能明显降低立管由漩涡脱落引起的横向振动幅值，且流速越高，抑制效果越明显，最大抑制效果可达80.2%；另外，试验结果还表明该抑振装置对立管振动的主频率影响不大。

海洋立管；涡激振动；抑振；涡轮扰流；试验研究

在深海油气田开发系统中，海洋立管是海上平台与海底井口的连接管道，一个平台上通常有十几根立管，长度可以达到几千米，深水立管长细比很大，除了上下端外中间部分再无其他任何固定支撑，使得立管具有工作环境恶劣、受力极为复杂、建设成本巨大等特点，因此它是深海工程的高科技工程设施，也是薄弱易损的工程设施之一。在波浪、海流等外部环境荷载作用下，立管会发生涡激振动(VIV)，涡激振动虽不会立刻使立管发生破坏，却是立管疲劳损伤的主要诱因。而立管一旦发生破坏，将造成巨大的经济损失并引发严重的海洋污染和次生灾害。因此，在立管的设计时，如何减轻涡激振动，延长海洋立管的疲劳使用寿命，是各国工程界关注的热点。

目前国际上主要采用在立管外侧附加抑振装置，即通过改变结构物表面形状或在结构物表面附加其他装置来破坏漩涡的形成，从而抑制涡激振动[1]。各国学者都对此进行了大量研究，并提出多种抑振装置，Paolo[2]及Trim[3]都对螺旋抑振装置进行了试验研究，研究发现螺旋抑振装置有着非常理想的抑振效果，能有效的减小立管的涡激振动幅值。Jaiswal[4]对不同覆盖率的抑振装置Strakes和Farings进行了研究，分析了它们的性能。Bearman[5]研究了半球形凸起对海洋立管涡激振动的影响。Baarholm[6]将带有绕流装置的涡激振动试验数据贯彻到理论模型中，通过修改升力系数和曳力系数来体现绕流装置对涡激振动的抑制作用。宋吉宁[7]对3根附属控制杆抑振方法进行了试验研究，可将立管位移标准差减小30%以上。王海青[8]对3种形式导流板进行试验研究，表明干涉或改变漩涡发生的条件和尾流流态，能使立管振幅降低。李琳[9]通过拖曳横向放置的7.9m长的黄铜管，研究了螺距/螺高为17.5D/0.25D的三螺旋导板，在流速区间为0.2～3.0m/s的均匀流下的抑振效果。矫滨田[10]进行了螺旋列板的海上实尺寸试验，试验结果表明抑振装置的抑制效率达到80%以上。

本文设计了一种新型涡轮扰流抑振装置，该装置不受来流方向的限制，对复杂深水环境有较好的适应性。在外流作用时，通过自由旋转来达到扰动流场、降低立管振动幅值、提高疲劳寿命的目的。试验在大型风-浪-流联合水槽内进行，通过变化该新型抑振装置的不同结构设计参数，研究了它对海洋立管涡激振动的抑制效果及其振动规律，为工程实际应用提供参考。

1 试验方案

1.1 试验设备及仪器

本次试验在中国海洋大学物理海洋实验室风-浪-流联合水槽进行，水槽可造最大均匀流速为0.8m/s，由于水槽内部无任何依附设施，且水槽两侧边壁为透明玻璃，操作不当极易对水槽造成破坏，因此根据水槽的结构尺寸及本次试验要求，设计了宽1.2m，高1.75m的铝合金支架用于固定立管模型。

为防止由于在外流作用下支架也随立管产生振动，产生数据采集误差，将试验支架采用高强螺栓与水槽连接固定，在支架沿来流向固定立管一侧经过特殊设计，可实现支架固定不动的前提下更换不同工况立管模型，减小了由于设备吊装本身带来的定位及安装误差。同时，为避免支架对水槽边壁造成破坏以及吊装过程中对立管模型及传感器造成破坏，吊装时采用柔性材料对水槽及立管模型进行保护。

图1 试验总体布置图Fig.1 Diagram of experimental general arrangement

试验采用螺旋手动式SLJ型张力计对立管施加顶部张力，试验中立管上下端均采用铰接形式，立管顶部支座施加张力处采用卡紧装置，可以使顶部初始张力保持稳定不变，试验总体布置见图1。试验中采用多谱勒测速仪来测量外流速见图2。

图2 多谱勒测速仪Fig.2 Doppler velocimeter

1.2 立管模型参数

试验立管模型采用透明有机玻璃材料，立管外径为12mm，壁厚2mm，试验中立管两端采用铰接支座，从而可使立管在横向及顺流向自由振动，立管有效长度为1.5m，长细比为125，长度的50%处于水面以下。

图3 应变计黏贴示意图Fig.3 Cross-section of the riser model

沿立管长度布置2组应变计，每组4个，成90°角布置，粘贴详图见图3，立管模型及传感器布置见图4。在X轴上的2个应变计用来测量立管顺流向应变，Y轴上的2个用来测量立管横向应变。

应变计黏贴完毕后涂抹防水胶；试验中，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。

图4 立管模型示意图Fig.4 Sketch of the riser model

1.3 涡轮扰流抑振装置设计

涡轮扰流抑振装置采用聚氯乙烯复合材料，每段装置长度为100mm，在水下沿立管长度分4段均匀布置，该装置两端与立管之间采用轴承连接，以满足来流时能够自由旋转，从而达到扰流抑振的目的，涡轮扰流抑振装置的设计见图5、6。

图5 详细尺寸设计参数

图6 整体装配示意图

其中：a1为涡轮扰流抑振装置叶片截面根部宽度；a2为叶片截面顶部宽度；L1为叶片截面总长度；L2为叶片截面根部长度；α为叶片与管道在改点处切线方向的夹角。另外：h表示叶片沿立管的长度；D表示立管外径。在本次试验中，分别变换L1、L2的长度以及α的角度值，进行立管抑振试验，并进行了一组无抑振装置的配重裸管试验，通过对比分析，研究该涡轮扰流抑振装置对立管涡激振动的影响规律及抑制效果，探索该抑振装置最优化的尺寸设计参数，具体试验工况见表1。

表1 涡轮扰流抑振装置设计参数表Table 1 Detailed parameters of the suppression device

根据试验设计工况，对涡轮扰流抑振装置进行了加工制作，在每个抑振装置的两端采用与立管尺寸匹配的轴承进行装配，并在水槽中进行了初步验证试验，以保证试验设备，仪器，特别是这种新型抑振装置与立管共同工作的效果，抑振装置及装配后模型见图7。

图7 涡轮扰流抑振装置及实体装配模型

2 试验结果分析

为防止外流不稳定对立管振动特性的影响，在每级外流稳定后开始采样。对配重裸管及带涡轮扰流抑振装置的4种模型分别在外流速为0.4、0.5、0.6m/s3种均匀流作用下的振动规律进行了研究和分析，经过初步计算，对所有工况立管模型的初始顶部张力设定为50N。

图8～10分别为外流速在0.4、0.5、0.6m/s时裸管及各工况抑振立管的横向微应变时程曲线。将各工况抑振管的横向微应变幅值与同级外流速下裸管的横向微应变幅值对比，可得不同外流速下各工况的抑制效果，结果见表2。从图中可以很明显发现，带有涡轮扰流抑振装置的立管与无抑制措施的裸管相比，在每一级流速下，其振动幅值都有明显的减小。由此可见，该抑振装置对立管的横向振动起到了明显的抑制作用。同时，由图分析可知，对于无抑制措施的裸管而言，随着外流速的增加，其振动幅值有明显增加；而对于带有涡轮扰流抑振装置的立管而言，则呈现不同的振动规律。在外流速为0.4m/s时，流速相对较小，配重裸管的振幅相比其他几个流速下的振幅也较小，但此级外流速下带有涡轮扰流抑振装置的立管其抑制效果整体上明显小于在外流速为0.5、0.6m/s时；以Turbine1为例进行分析，在0.4m/s时，其抑制效果为35.6%，在0.5m/s时，其抑制效果为65.4%，在0.6m/s时，其抑制效果为70.1%。由此可见，在较高的外流速条件下，该抑振装置抑制效果更为明显。

为了探索该抑振装置不同的尺寸设计参数对抑制效果的影响，本文共采取了4种不同的设计工况，分别变化不同的叶片截面总长度，叶片截面根部长度以及叶片与管道在改点处切线方向的夹角，通过对比在不同外流速下的抑制效果，对该抑振装置的参数敏感性进行研究。

图8 外流速为0.4m/s时配重裸管及各抑振管横向微应变时程曲线

图9 外流速为0.5m/s时配重裸管及各抑振管横向微应变时程曲线

图10 外流速为0.6m/s时配重裸管及各抑振管横向微应变时程曲线

工况①外流速②U/m·s⁃1抑制效果③/%工况①外流速②U/m·s⁃1抑制效果③/%涡轮1Turbine10．435．6涡轮2Turbine20．430．80．565．40．563．10．670．10．665．4涡轮3Turbine30．450．9涡轮4Turbine40．450．10．566．20．568．70．670．70．680．2

Note：①Working condition; ②External flow velocity; ③Suppression efficiency

根据图8～10分析可知，对于本次试验，叶片截面总长度及叶片截面根部长度变大，抑制效果变化不明显，在外流速为0.4m/s时，Turbine3的抑制效果反而小于Turbine1，随着外流速变大，叶片截面总长度及叶片截面根部长度变大，抑制效果增大，但幅度并不大。如在外流速为0.6m/s时，Turbine1的抑制效果为70.1%，而Turbine3的抑制效果为70.7%；夹角的变化在外流速较小时，对立管抑制效果的影响并不明显，随着外流速的增加，影响逐渐显著。如外流速为0.6m/s时，Turbine3的抑制效果为70.7%，而Turbine4的抑制效果为80.2%。整体分析，工况Turbine4的尺寸组合取得最佳的抑制效果，在外流速为0.4、0.5、0.6m/s时对应的抑制效果分别为50.1%、68.7%、80.2%。

作为反映立管模型振动幅度的另外一个重要参数，均方根值可以反映在采样时间内立管总体的振动情况。图11为不同外流速时各工况立管的微应变均方根图，由图分析可得，随着外流速的增加，各工况抑振立管的均方根值都有所增加，但增加幅度较小，且远远小于同级流速下配重裸管的增加幅度，由该图分析也可发现，在流速较高的条件下，该抑振装置抑制效果更为突出。

为研究涡轮扰流抑振装置对立管振动频率的影响，分别计算了不同外流速下的功率谱密度。图12给出了外流速为0.4、0.5、0.6m/s时立管模型的涡激振动功率谱密度。从图中可以看出，带涡轮扰流抑振装置的立管模型，其功率谱峰值与无抑制措施的裸管相比有明显的减小；整体分析，不同外流速下，涡轮扰流抑振装置对立管振动主频率的影响不大，振动主要由二阶模态控制；如图12所示，外流速为0.4m/s时，抑振装置的施加对立管振动频率的影响不大，立管的振动由二阶模态控制；随着外流速的增加，在外流为0.5m/s时，三阶振动的作用开始出现；在外流速继续增大到0.6m/s时，这种现象变得更加明显；不同的是，在外流速到达0.5m/s以后，工况Turbine4振动主频率不明显。

图11 不同外流速时配重裸管及各抑振管微应变均方根图Fig.11 Microstrain RMS of the risers with different external flow velocity

3 结论

本文设计了一种新型涡轮扰流抑振装置，通过水槽试验，研究了该装置对海洋立管涡激振动的抑制作用，以及不同外流速时和抑振装置不同设计参数工况时的振动规律，主要得到以下结论：

(1)涡轮扰流抑振装置对立管涡激振动有明显的抑制效果，特别在较高外流速时，抑制效果更为显著，最大可达80.2%。

(2)该装置不受来流方向的限制，有较好的适应性；对于本次试验，叶片截面总长度及叶片截面根部长度改变，对抑制效果有一定影响，但幅度不大；而夹角对立管抑制效果的影响随着外流速的增加变得显著。

(3)立管采用该抑振装置后，其振动主频率没有发生明显变化，不同的是，随着外流速的增加，更高阶模态参与振动。

[1] 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.

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责任编辑 陈呈超

Experimental Investigation on a New Device for Suppressing Vortex-Induced Vibration of Deep-Water Marine Risers

LI Peng1, GUO Hai-Yan2, ZHANG Li1, ZHANG Yong-Bo3, WANG Fei2

(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 266100, China)

In this paper, we designed a new type of turbine flow disruption suppression device. In order to verify the effect of this suppression device for VIV of the marine risers, a series of experiments were conducted in a wind-wave-current flume. In the experiment, by changing four different structural parameters, the suppression effects of the suppression device were observed and the vibration rules were summerized under different external flow velocities. The experimental results show that this suppression device is not sensitive to the flow direction, which means it has better applicability for practical engineering. And this device remarkably reduced the transverse vibration amplitude of the risers which was induced by vortex shedding. The results have also verified that the suppression effect of the device gradually increased with external flow velocity increased, and the optimal suppression efficiency of the suppression devices is 80.2 percent. In additon, this suppression device did not affect the dominant frequency of the risers obviously.

marine riser; vortex-induced vibration; suppression; turbine flow disruption; experimental investigation

国家高技术研究发展计划项目(2010AA09Z303)；国家自然科学基金项目(51279187)；山东科技大学人才引进科研启动基金项目(2013RCJJ032)资助

2013-11-12；

2014-06-12

李 朋(1984-)，男，讲师。E-mail: lipeng@sdust.edu.cn

P751

A

1672-5174(2015)09-109-07

10.16441/j.cnki.hdxb.20130460