鐘詩民，黃維平，段金龍

(1.中國海洋大學(xué)工程學(xué)院，山東 青島 266100; 2.上海交通大學(xué)船舶海洋與建筑工程學(xué)院，上海 200240)

基于CFX的配置浮筒海洋立管渦激振動研究

鐘詩民1，黃維平1，段金龍2

(1.中國海洋大學(xué)工程學(xué)院，山東 青島 266100; 2.上海交通大學(xué)船舶海洋與建筑工程學(xué)院，上海 200240)

運用CFX軟件對4種不同浮筒覆蓋率下的深水立管渦激振動進行模擬，驗證大渦模擬在配置浮筒立管研究中的可行性。結(jié)果表明，浮筒覆蓋率越大，立管均方根響應(yīng)幅值越大;在不同的浮筒覆蓋率的情況下，海洋立管的主要振動響應(yīng)頻率與浮筒所支配的渦瀉頻率和立管所支配的渦瀉頻率有關(guān)，浮筒覆蓋率較小進行高頻運動，浮筒覆蓋率較大進行低頻運動;數(shù)值模擬的均方根位移與模型試驗的的均方根位移相符合，數(shù)值模擬的振動響應(yīng)頻率范圍與模型試驗的頻率響應(yīng)范圍一致，對配置浮筒的海洋深水立管運用大渦模擬是可行的。

深水立管;均方根位移;渦激振動;浮筒覆蓋率

隨著深水油氣田的開發(fā)，深水立管所需要的補償力逐漸增大，深水立管需要配置浮筒來減小補償力。配置浮筒主要有兩種方式:①立管與獨立的浮筒相連接，如中間站和潛水浮筒;②緊貼著立管外表面配置浮筒。目前學(xué)術(shù)界主要是對這兩種配置方式的立管進行浮筒和立管的尺寸的分析、等效驗證、強度分析和疲勞分析等［1-6］。渦激振動是疲勞損傷的重要因素，但關(guān)于配置浮筒的深水立管的渦激振動的研究卻相對較少。為此，運用Ansys CFX，得到4種浮筒覆蓋率下的深水立管的流固耦合結(jié)果，與BP等石油公司資助MARINETEK具體實施的有效長度為11.48 m的配置浮筒的海洋立管渦激振動的模型試驗［7］結(jié)果進行對比。驗證CFX程序在配置浮筒立管渦激振動中的可行性。

1 數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果對比

1．1 模型參數(shù)

模型試驗的隔水管參數(shù)見表1，模型試驗中浮筒的配置方式見圖1［7］。所有的管子長度都是11.479m，100%浮筒覆蓋率的管子有20個浮筒，每個浮筒長0.5 m，相鄰兩個浮筒之間的距離是0.05 m，第20號浮筒和海床的距離是0.12 m。數(shù)值模擬的流體介質(zhì)為海水，密度1 025 kg/m3，動力粘度系數(shù)取值1.005-3Pa·s。均勻來流速度為0.2，0.4，0.6，0.8，1.0 m/s，對應(yīng)雷諾數(shù)下，流動處于典型的次臨界流動區(qū)域和過渡區(qū)域。采用大渦模擬(LES)進行耦合。

表1 配置浮筒立管參數(shù)

圖1 模型試驗中配置浮筒的海洋立管

1．2 模型區(qū)域

在數(shù)值模擬中，采用三維物理模型。流場為一個20D×40D(D=0.05 m為浮筒的外徑)的區(qū)域，上游10D，下游30D［8］，經(jīng)驗表明上游區(qū)域長度對流場的計算結(jié)果影響很小。立管長度為196D。采用ICEM建立三維流場網(wǎng)格，對圓柱體周圍及渦激發(fā)散的區(qū)域進行加密處理，以增加結(jié)果的準確性;對其他區(qū)域，采用線性加密方法，縱向網(wǎng)格的多少基本不影響計算結(jié)果［9-10］。

所以，在縱向上網(wǎng)格數(shù)量取適中，流場網(wǎng)格數(shù)目為305 945。入口邊界設(shè)置流體流速，出口邊界設(shè)置流出速度為零;立管兩端所在的面設(shè)置為無滑動的墻，與立管表面平行的上下2個面設(shè)為對稱面，立管表面為流固耦合面類型，為無滑動的墻。數(shù)值模擬中配置浮筒的海洋立管見圖2，立管網(wǎng)格側(cè)面示意于圖3。

圖2 數(shù)值模擬中配置浮筒的海洋立管

圖3 立管網(wǎng)格側(cè)面示意

1．3 RMS位移對比

模型試驗中，立管的RMS(root mean square，簡稱RMS)位移是立管振動幅值最大處的位移，為了與模型試驗相對應(yīng)，在本次數(shù)值模擬中用檢測到的最大位移點的位移來模擬RMS位移。

通過對比可以看出，圖4a)的模型試驗和圖4b)數(shù)值模擬的RMS位移基本相同:浮筒覆蓋率越大，RMS位移越大。模型試驗中覆蓋率為0和25%的立管的位移響應(yīng)大致相同，出現(xiàn)的波動較小;在數(shù)值模擬中，浮筒覆蓋率為25%的海洋立管的位移響應(yīng)始終大于覆蓋率為0的立管位移響應(yīng)，但是數(shù)值模擬和模型試驗得到的RMS位移的幅值大體相同，而且振幅隨著流速的變化趨勢和模型試驗中的趨勢一致。在浮筒覆蓋率為50%和100%時，數(shù)值模擬和模型試驗所得立管的RMS位移幅值高度吻合。

圖4 RMS位移

1．4 響應(yīng)頻率對比

圖5表明，模型試驗和數(shù)值模擬都顯示出應(yīng)激頻率和流速線性相關(guān)。

圖5 響應(yīng)頻率

公式顯示，Sr由頻率和速度的比值以及直徑所確定。模型試驗和數(shù)值模擬都表明了在浮筒覆蓋率不小于50%時，立管的振動頻率取決于浮筒直徑，反之取決于立管直徑。結(jié)果表明覆蓋率為100%和50%的立管的斜率較小，模型試驗中斜率為2.658 9，Sr平均為0.133;數(shù)值模擬中立管

符合Strouhal數(shù)的定義，定義如下。斜率為2.406 6，Sr平均為0.121。覆蓋率為25%和0的立管其斜率較大，在模型試驗中斜率為7.227 7，平均為0.146;數(shù)值模擬中斜率為7.590 6，Sr是0.121。J.Kim Vandiver認為25%的覆蓋率是大直徑和小直徑立管的分界點，高頻應(yīng)激頻率起主導(dǎo)作用，但在低流速的時候出現(xiàn)低頻應(yīng)激頻率。數(shù)值模擬浮筒覆蓋率為25%的立管出現(xiàn)了大小直徑立管的分界點現(xiàn)象，在流速為0.4和0.8 m/s時，低頻應(yīng)激頻率起主導(dǎo)作用。

對RMS位移和立管的響應(yīng)頻率兩個方面的比較表明，CFX程序能夠準確地模擬配置浮筒海洋立管的渦激振動。

2 流場渦瀉

由圖6a)可以看出，流場渦瀉均勻。圖6b)為浮筒覆蓋率為100%的立管的渦瀉脫落狀況，由于浮筒覆蓋率達到100%的時候，兩相鄰浮筒之間的間距變得很小，浮筒之間的海水對整個立管尾流區(qū)域的渦瀉影響較小，因此只取浮筒尾流區(qū)域的渦瀉進行觀察，這種情況下配置浮筒的立管如同增大了直徑的立管，渦瀉脫落均勻。

圖6 立管渦瀉

浮筒覆蓋率為25%和50%的立管，兩相鄰浮筒之間的間距較大，浮筒之間的立管對流場的影響不能忽視。圖7a)中，浮筒后方尾流區(qū)域的渦瀉規(guī)律，圖7b)中，立管后方渦瀉脫落不具有周期性，可見浮筒對立管的渦瀉脫落產(chǎn)生了一定的影響，這也是25%浮筒覆蓋率立管是大直徑和小直徑立管的分界點的原因。圖8a)和圖8b)是浮筒覆蓋率為50%的浮筒和立管的渦瀉脫落圖，兩圖顯示在浮筒和立管后方渦瀉脫落都具有周期性。其中，沒有浮筒的裸管區(qū)域渦瀉較為規(guī)律，而浮筒尾流區(qū)域的渦瀉出現(xiàn)一定的紊亂。

圖7 浮筒覆蓋率為50%立管渦瀉

圖8 浮筒覆蓋率為25%主管渦瀉

3 結(jié)束語

配置浮筒立管的研究主要集中在結(jié)構(gòu)物的強度分析和疲勞分析上，而關(guān)于渦激振動的研究，特別是表面配置浮筒立管的渦激振動的研究相對較少。數(shù)值模擬結(jié)果和模型試驗結(jié)果對比表明，CFX大渦模擬在配置浮筒立管渦激振動研究中是可行的。數(shù)值模擬結(jié)果和模型試驗結(jié)果高度吻合:浮筒覆蓋率越高，立管響應(yīng)幅值越大;立管激振頻率的分界點是覆蓋率為25%的立管，在覆蓋率超過25%時，低頻起主導(dǎo)作用，反之則高頻起主導(dǎo)作用。浮筒覆蓋率為25%的立管的RMS位移始終大于覆蓋率為0立管的RMS位移與試驗結(jié)果有偏差，需要進行進一步探討研究。關(guān)于配置浮筒立管的渦激振動研究可以為南海深水立管設(shè)計提供一種思路，應(yīng)進一步研究確定表面配置浮筒立管的水動力系數(shù)，為立管強度分析和疲勞分析做準備。

［1］宋嬌陽，丁勇.深水浮筒回收作業(yè)的數(shù)值模擬［D］.哈爾濱:哈爾濱工程大學(xué)，2010.

［2］魏裕森，陳德，唐海雄，等.人造海床(ABS)技術(shù)［J］.石油鉆采工藝，2007，29(2):108-110.

［3］陳鵬，石山.集束立管塔的設(shè)計和動態(tài)分析［D］.哈爾濱:哈爾濱工程大學(xué)，2009.

［4］魏帆，岳前進.深水立管的水動力分析與抑制［D］.大連:大連理工大學(xué)，2009.

［5］康莊，梁文洲，賈魯生.集束塔式立管總體強度分析方法研究［J］.中國海洋平臺，2012，27(1):28-32.

［6］康莊，梁文洲，齊博，等.集束塔式立管總體疲勞分析方法研究［J］.船海工程，2012，41(1):88-91.

［7］KIM VANDIVER J.The effect of staggered buoyancy modules on flow-induced vibration of marine risers［C］//Houston:Offshore Technology Conference，2003: 15284.

［8］王成官，王嘉松，田忠旭，等.海洋隔水管渦激振動的三維數(shù)值模擬研究［J］.水動力學(xué)研究與進展，2011，26(4)437-443.

［9］HOLMESS，OAKLEYOH，CONSTANTINIDESY.Simulation of riser VIV using fully three dimensional CFD simulations［C］//OMAE，Hamburg，Germany，2006:92124.

［10］TRIM A D，BRAATEN H，LIE H，et，al.Experimental investigation of vortex-induced vibration of longmarine risers［J］.Journal of Fluids and Structures，2005，21 (3):335-361.

Research of Vortex-induced Vibration of Marine Risers with Buoyancy Modules Based on CFX

ZHONG Shi-min1，HUANG Wei-ping1，DUAN Jin-long2
(1.Scholl of Engineering，Qingdao Ocean University，Qingdao Shandong 266100，China; 2.School of Naval Architecture Ocean and Civil Engineering，Shanghai Jiaotong University，Shanghai 200240，China)

The vortex-induced vibration(VIV)of risers with four coverage of buoyancy modules is simulated by using CFX software.The numerical results show that the larger the coverage ration of buoyancy modules is，the bigger the value of RMS displacement is.The dominated response frequency of risers is related to the coverage of buoyancy modules.Due to the different diameters，the lift and drag forces of different sections seem competitive，which may lead risers show higher main frequencies.So dominated response frequency of risers is inversely proportional to the coverage of risers.The results from numerical simulations are a nice match for the model experiments result.

risers;RMS;VIV;coverage ration

U674.38

A

1671-7953(2015)02-0157-04

10.3963/j.issn.1671-7953.2015.02.039

2014-10-15

修回日期:2014-10-31

國家自然科學(xué)基金(51179179、51239008)

鐘詩民(1989-)，男，碩士生

研究方向:深水立管

E-mail:zsmsuifengpiaowu@163.com