剪切來流下柔性立管渦激振動抑制裝置試驗研究

任 鐵，高 云，付世曉，楊家棟，趙 勇

（1上海交通大學(xué)海洋工程國家重點實驗室，上海200240；2西南石油大學(xué)油氣藏地質(zhì)及開發(fā)工程國家重點實驗室，成都610500；3大連海事大學(xué)交通運輸裝備與海洋工程學(xué)院，遼寧大連116026）

剪切來流下柔性立管渦激振動抑制裝置試驗研究

任 鐵1，高 云2，付世曉1，楊家棟2，趙 勇3

（1上海交通大學(xué)海洋工程國家重點實驗室，上海200240；2西南石油大學(xué)油氣藏地質(zhì)及開發(fā)工程國家重點實驗室，成都610500；3大連海事大學(xué)交通運輸裝備與海洋工程學(xué)院，遼寧大連116026）

文章針對柔性立管螺旋列板抑制裝置在剪切流場中的渦激振動響應(yīng)特性進(jìn)行了試驗研究，試驗過程中通過旋轉(zhuǎn)臂架從而形成相對剪切來流。通過測試得到的應(yīng)變數(shù)據(jù)，基于模態(tài)疊加法，可得到立管的位移響應(yīng)等參數(shù)。試驗中針對螺旋列板的螺距和鰭高的變化進(jìn)行了分析，系統(tǒng)地研究了不同螺旋列板狀態(tài)下立管的主導(dǎo)頻率、主導(dǎo)模態(tài)、無量綱振幅比以及疲勞損傷等參數(shù)。研究結(jié)果表明：螺旋列板可以很好地抑制立管的渦激振動響應(yīng)；與螺距相比，鰭高對立管渦激振動響應(yīng)會帶來更大的影響；剪切流場中立管螺距恒定為5.0D（D為立管外徑）時，鰭高為0.15D時的立管具有最好的抑制效果。

剪切來流；柔性立管；渦激振動；螺旋列板

0 引 言

立管在一定的來流下，會在立管兩側(cè)形成交替的漩渦，漩渦脫落會產(chǎn)生周期性的橫向（Cross-flow, CF）升力以及流向（In-line,IL）拖曳力。若立管為彈性支撐，周期性的升力以及拖曳力會產(chǎn)生橫向以及流向振動，稱之為渦激振動（Vortex-induced vibration,VIV）[1]。渦激振動會引起立管產(chǎn)生疲勞損傷進(jìn)而導(dǎo)致立管疲勞斷裂引起油氣泄漏，給工程帶來經(jīng)濟損失、以及對環(huán)境帶來生態(tài)污染，因此需要對立管VIV加以抑制。

抑制立管產(chǎn)生渦激振動的方法主要有兩種[2]，一是主動控制，二是被動控制。被動控制由于方便實現(xiàn)，在海洋工程領(lǐng)域得到了廣泛的應(yīng)用，而螺旋列板（Helical strakes）裝置則是工程中用來抑制渦激振動普遍采用的抑制裝置之一。螺旋列板的抑制效果分為兩個方面：（1）螺旋列板會在流向方向上破壞正常的漩渦脫落；（2）螺旋列板會降低漩渦脫落在立管軸線方向上的相關(guān)性，從而降低立管的VIV響應(yīng)。理論上來說，如果增加立管上螺旋列板的高度，會減小立管的VIV響應(yīng)，但是高度的增加會導(dǎo)致立管在流向的迎水面面積的加大，從而增大立管在流向方向的拖曳力。因此，找到一個合適的螺旋列板，既能抑制VIV響應(yīng)又能最大程度地控制增加的拖曳力，一直是立管海洋工程的研究熱點問題。如表1所示，過去十年的時間內(nèi)，國內(nèi)外眾多學(xué)者對此進(jìn)行了研究[3-15]。

表1 過去十年內(nèi)關(guān)于立管螺旋列板的研究Tab.1 Study on riser fitted with helical strakes in last decade

由表1可以得到如下結(jié)論：（1）過去大多數(shù)研究立管的細(xì)長比均較小，但是隨著海洋油氣開發(fā)深度的增加，對大細(xì)長比柔性立管的研究需要進(jìn)一步地加強；（2）過去大多研究都是在水中進(jìn)行，這是由于空氣中螺旋列板的VIV抑制效果比水中更為明顯，水中的螺旋列板抑制特性更需要加以關(guān)注；（3）與試驗研究相比，數(shù)值研究要少很多，且考慮的細(xì)長比要小、研究的雷諾數(shù)范圍更窄，這是由計算機的條件所限制；（4）螺旋列板的研究鰭高范圍基本穩(wěn)定在0.10-0.30D（D為立管外徑），螺距范圍在5.0-25.0D，這個范圍是國內(nèi)外眾多學(xué)者多年研究經(jīng)驗所總結(jié)出來的螺旋列板幾何形狀的推薦取值區(qū)間。

由表1同樣可以看出過去絕大多數(shù)研究均在均勻流下進(jìn)行，但是實際海洋工程環(huán)境中，海水的流速并不是均勻分布的，而是隨著深度的變化流速呈現(xiàn)剪切分布特性。為了更切合實際地研究真實海洋工程下的帶抑制裝置的立管VIV響應(yīng)特性，需要對剪切流場中的帶抑制裝置的立管VIV響應(yīng)特性加以研究。本文以尋找剪切流場中不帶抑制裝置以及帶抑制裝置的柔性立管VIV響應(yīng)特性為研究出發(fā)點，對立管的主導(dǎo)頻率、主導(dǎo)模態(tài)、無量綱振幅比以及疲勞損傷進(jìn)行了系統(tǒng)的研究和討論。

1 試驗裝置介紹

如圖1所示，試驗中剪切來流的模擬方法是將立管一端固定在垂直的固定圓柱上，另一端在旋轉(zhuǎn)臂架的帶動下進(jìn)行旋轉(zhuǎn)運動，從而在立管和流場中間形成相對的線性剪切來流。

圖1 試驗裝置示意圖Fig.1 Sketch of the device during the experiment

由圖1可以看出：剪流流場中最大流速分布在頂部，最小流速分布在底部為0，沿立管長度方向為線性剪切分布。立管模型的長度為6.75 m，外徑為0.03 m，試驗存在6種流速工況，分別對應(yīng)的立管頂端最大流速為0.8-2.8 m/s，流速間隔為0.4 m/s。立管的其它主要特性參數(shù)見表2所示。

試驗中立管模型共采用88個光纖光柵應(yīng)變傳感器，分別布置于CF1，CF2，IL1和IL2四個方向（如圖2所示），CF每個方向布置19個傳感器，記為G01-G19；IL每個方向布置25個傳感器，記為F01-F25。

表2 立管模型主要參數(shù)Tab.2 Key parameters of the riser model

圖2 應(yīng)變片分布位置示意圖Fig.2 Sketch of the strain sensor locations

試驗中使用的立管渦激振動抑制裝置是目前海洋工程中應(yīng)用比較廣泛的螺旋列板（Helical Strakes）抑制裝置。螺旋列板的幾何尺寸包括螺距 （pitch）、鰭高（height）以及列板個數(shù) （start number）三個。螺距即螺旋列板繞立管旋轉(zhuǎn)一周在立管軸向的長度，鰭高是螺旋列板的高度，如圖3所示。

本文試驗研究的列板個數(shù)均取3個，螺距和鰭高采用無量綱來表示，即其與立管直徑的比值。螺距分別取為 5.0D，17.5D以及20.0D，鰭高分別取為0.10D，0.15D以及0.25D，試驗中列板的覆蓋面積為100%，試驗共6種不同的流速工況，立管狀態(tài)共有6種，因此共有36種試驗工況，如表3所示。

圖3 帶有螺旋列板的立管Fig.3 Riser fitted with helical strakes

表3 立管試驗工況Tab.3 Test Matrix

2 數(shù)據(jù)分析方法

立管發(fā)生渦激振動時，由于立管的周期振動，立管的軸向張力會發(fā)生周期性的變化，這使得測量的應(yīng)變信號包括兩部分：由初始張力產(chǎn)生的軸向應(yīng)變以及由渦激振動產(chǎn)生的軸向應(yīng)變。由預(yù)張力產(chǎn)生的應(yīng)變必須加以消除。圖2中，CF1和CF2相互對稱，因此由VIV產(chǎn)生的彎曲應(yīng)變大小相等，方向相反，而軸向力產(chǎn)生的應(yīng)變是相同的，那么CF1和CF2處的應(yīng)變可寫為：

對上式進(jìn)行簡單的變換，便可得到橫流方向的由VIV引起的彎曲應(yīng)變?yōu)椋?/p>

流向方向則與橫向方向情況不同，主要是由于IL方向在初始拖曳力的作用下，立管會在流向產(chǎn)生一個初始的彎曲應(yīng)變εinitial，那么測得的應(yīng)變包括三個部分：由初始張力產(chǎn)生的應(yīng)變、由初始拖曳力產(chǎn)生的應(yīng)變以及由渦激振動產(chǎn)生的軸向應(yīng)變。那么IL1和IL2處的應(yīng)變可寫為：

為了計算（3）式，如果試驗選取的穩(wěn)定段時間足夠長，可認(rèn)為渦激振動引起的彎曲應(yīng)變的時間歷程均值為零，引入假設(shè)1，可表示如下：

IL方向初始拖曳力引起的初始應(yīng)變的變化只可能由拖車速度發(fā)生略微的波動所導(dǎo)致，但是我們拖車速度的精確度達(dá)到了0.2%，因此可以引入假設(shè)2，假設(shè)初始應(yīng)變不隨時間發(fā)生變化，表示如下：

假設(shè)受軸向力作用的立管做小變形的振動，則CF和IL方向的響應(yīng)均可基于模態(tài)疊加法寫為：

其中：φi（z）是立管的第i階模態(tài)振型，pi（t）為立管的第i階模態(tài)位移權(quán)重，z為立管的位置，基于小變形假設(shè)，立管的曲率可表示為立管位移響應(yīng)對空間求二次導(dǎo)數(shù)：

其中：φi″（z）為立管的第i階模態(tài)曲率，立管的曲率和彎曲應(yīng)變之間的關(guān)系，可表示為：

式中：R為立管的外部半徑，由于（10）和（11）式，可以看出：給定了測點的應(yīng)變可求出對應(yīng)的模態(tài)權(quán)重，進(jìn)一步根據(jù)（9）式便可以求出位移響應(yīng)。本文試驗的立管模型可以簡化為兩端鉸接的索模型，因此第i階模態(tài)振型可寫成：

依據(jù)測試得到的應(yīng)變數(shù)據(jù)便可根據(jù)（15）式計算得到應(yīng)變模態(tài)權(quán)重，并進(jìn)一步可通過（16）式得到位移模態(tài)權(quán)重，最后便可由（9）式得到結(jié)構(gòu)的位移響應(yīng)。由于試驗中原始應(yīng)變信號中含有噪聲信號，因此需要對原始應(yīng)變信號進(jìn)行濾波處理，把原始信號中頻率低于1 Hz以及高于50 Hz成分的信號進(jìn)行消除。

3 分析與討論

在對流速V進(jìn)行分析時采用了無量綱化,引入折合速度,定義如下：

式中：V為流速，D為立管外徑，f1為立管在水中的一階固有頻率，可由下式計算得到：

實際上F（t）是隨時間在預(yù)張力附近發(fā)生變化的，為數(shù)據(jù)處理方便，此處F（t）取為預(yù)張力3 000 N，為定值。m為單位長度振動系統(tǒng)質(zhì)量，包括立管結(jié)構(gòu)質(zhì)量、內(nèi)部流體質(zhì)量以及附加質(zhì)量，這里附加質(zhì)量系數(shù)取為1.0，l為立管長度，E為彈性模量，I為立管的慣性矩，這些參數(shù)均可由表2獲得，n為立管固有頻率的階數(shù)。經(jīng)過（18）式計算得到立管的一階固有頻率為2.3 Hz，已知立管的一階固有頻率，立管直徑以及流速，便可根據(jù)（17）式計算得到6種流速對應(yīng)的6種折合速度，如表4所示。

這里為了進(jìn)一步驗證立管固有頻率計算的可靠性，采用了試驗方法對立管在水中的真實固有頻率進(jìn)行了研究。通過對水中立管中點處的應(yīng)變時間歷程做快速傅立葉變換（Fast Fourier Transform, FFT），便可得到立真實固有頻率。如圖4所示，給出了水中立管中點處的應(yīng)變時歷曲線以及應(yīng)變幅值譜，由圖可以看出經(jīng)試驗測試得到的一階固有頻率為2.41 Hz，與計算固有頻率2.3 Hz較接近。

表4 不同流速下對應(yīng)的相對折合速度Tab.4 The relative reduced velocity versus different velocity

圖4 衰減試驗中立管中點處的應(yīng)變時間歷程曲線以及應(yīng)變幅值譜Fig.4 Time trace and amplitude spectrum of the CF strain at midpoint during free decay test

圖4同樣給出了立管中點處第N個以及N+M個立管的應(yīng)變幅值，便可根據(jù)下式計算得到立管在水中的阻尼比。

經(jīng)計算得到的水中阻尼比為0.014，如表2所示。

3.1 鰭高對立管渦激振動響應(yīng)特性的影響

為了研究方便，這里分別以Strake/5.0D/0.10D、Strake/5.0D/0.15D以及Strake/5.0D/0.25D表示螺距為5.0D，鰭高依次為0.10D、0.15D以及0.25D時的立管。圖5給出了裸管以及不同鰭高立管狀態(tài)下CF以及IL方向的主導(dǎo)頻率，表5給出了對應(yīng)的主導(dǎo)模態(tài)。由圖5可以看出：剪切流場中，裸管的主導(dǎo)頻率不再出現(xiàn)在固定圓柱體尾流漩渦泄放頻率（fst=St×U/D）附近，且流向主導(dǎo)頻率與橫向主導(dǎo)頻率不再存在2倍關(guān)系。

由圖5和表5可以看出：與裸管相比，帶strake立管的主導(dǎo)頻率以及主導(dǎo)模態(tài)均得到了大幅度地降低。CF方向的主導(dǎo)模態(tài)由4階降為2階，IL方向的主導(dǎo)模態(tài)由5階降為1階。與CF方向相比，IL方向模樣階數(shù)的降低程度更為明顯。

圖5 不同鰭高立管狀態(tài)下對應(yīng)的CF和IL方向的主導(dǎo)頻率Fig.5 Dominant frequency versus reduced velocity for risers with different heights in both CF and IL directions

表5 不同鰭高立管狀態(tài)下對應(yīng)的CF和IL方向的主導(dǎo)模態(tài)Tab.5 Dominant mode versus reduced velocity for risers with different heights in both CF and IL directions

圖6 不同鰭高立管狀態(tài)下對應(yīng)的CF和IL方向的無量綱位移標(biāo)準(zhǔn)差最大值Fig.6 Maximum RMS value of non-dimensional displacement versus reduced velocity for risers with different heights in both CF and IL directions

圖6給出了不同鰭高狀態(tài)下立管的CF以及IL方向的最大無量綱振幅比，可以看出裸管CF方向的最大值為0.95D，發(fā)生在Vr=29.0處；IL方向的最大值為0.33D，發(fā)生在Vr=40.6處；對于裸管，CF方向最大值大約是IL方向的3倍。與裸管相比，加上strake抑制裝置后，無論是CF還是IL方向，無量綱振幅比均得到了大幅度降低。無量綱振幅比并沒有隨著鰭高的增加而一直上升：當(dāng)鰭高由0.10D增加到0.15D時，無論是CF方向還是IL方向，無量綱振幅比均成下降趨勢；當(dāng)鰭高繼續(xù)增加，由0.15D增加到0.25D時，無量綱振幅比隨著鰭高的增加而上升。

這里為了進(jìn)一步研究strake幾何形狀對立管VIV響應(yīng)的影響，我們進(jìn)一步對立管的疲勞損傷進(jìn)行了分析。如果立管上的應(yīng)力分布滿足Rayleigh分布，那么疲勞損傷便可表示為：

式中：Srms是某個特定點的應(yīng)力均方根值，可以通過Srms=εrms×E計算得到，其中E為彈性模量，如表2所示，εrms為應(yīng)變均方根值，由試驗測試得到。Ty為一年內(nèi)的時間（以秒計），b和c分別為材料S-N曲線中對應(yīng)的材料常數(shù)。

為了更為準(zhǔn)確地計算剪切流中的VIV引起的疲勞損傷，我們引入了跨零頻率fz，其表達(dá)如下：

式中：S（f）為應(yīng)力響應(yīng)頻率譜(或應(yīng)變響應(yīng)譜,二者差一個常系數(shù)彈性模量)，該譜的最大值處對應(yīng)的頻率就是我們通常所說的譜峰頻率fp，若計算均勻流，由于均勻流流場隨時間變化非常穩(wěn)定，譜能量分布比較集中，在計算疲勞損傷時，可以將譜峰頻率作為計算頻率[12]；但是當(dāng)來流為復(fù)雜剪切來流時，應(yīng)力響應(yīng)頻率非常分散，通常存在若干個與峰值頻率相當(dāng)?shù)念l率，因此光憑譜峰頻率無法準(zhǔn)確判斷應(yīng)力響應(yīng)譜的平均能量分布范圍，因此在這里我們引入了跨零頻率。

圖7 不同鰭高立管狀態(tài)下對應(yīng)的CF和IL方向的最大疲勞損傷Fig.7 Maximum fatigue damage versus reduced velocity for risers with different heights in both CF and IL directions

計算疲勞損傷時對所有測點（CF方向19個測點，IL方向25個測點）均進(jìn)行了計算，然后取所有測點處的最大疲勞損傷。圖7給出了CF以及IL方向下不同鰭高立管狀態(tài)下的疲勞損傷。由圖可以看出：當(dāng)采用了strake后，無論是CF還是IL方向疲勞損傷均得到了大幅度地降低。對于CF方向，當(dāng)Vr小于23.2時，0.15D立管具有最小的疲勞損傷；當(dāng)Vr超過23.2時，0.25D立管具有最低疲勞損傷。對于IL方向，所有折合速度下，0.15D立管均具有最低的疲勞損傷。

3.2 螺距對立管渦激振動響應(yīng)特性的影響

圖8和表6分別給出了不同螺距立管狀態(tài)下主導(dǎo)頻率以及主導(dǎo)模態(tài)，由圖8可看出：strake可以很好地抑制立管的主導(dǎo)頻率；表6可看出：裸管CF方向的最大主導(dǎo)模態(tài)為4階，IL方向的最大主導(dǎo)模態(tài)為5階；加上strake抑制裝置后，CF方向以及IL方向的主導(dǎo)模態(tài)分別降為1階和2階，這表明了strake可以有效地抑制立管的主導(dǎo)模態(tài)。

圖8 不同螺距立管狀態(tài)下對應(yīng)的CF和IL方向的主導(dǎo)頻率Fig.8 Dominant frequency versus reduced velocity for risers with different pitches in both CF and IL directions

表6 不同螺距立管狀態(tài)下對應(yīng)的CF和IL方向的主導(dǎo)模態(tài)Tab.6 Dominant mode versus reduced velocity for risers with different pitches in both CF and IL directions

圖9和圖10分別給出了不同螺距立管狀態(tài)下CF以及IL方向的無量綱位移標(biāo)準(zhǔn)差最大值以及最大疲勞損傷。由圖9和圖10可以看出：當(dāng)鰭高一定（0.25D）時，無論是CF還是IL方向，螺距為5.0D的立管均具有最大的無量綱振幅比；螺距為17.5D和20.0D的立管的最大無量綱振幅比很接近，均小于5.0D立管。當(dāng)螺距變化時，疲勞損傷變化非常不明顯，三種螺距下，5.0D立管具有最大疲勞損傷；而17.5D與20.0D立管疲勞損傷接近，略小于5.0D立管。

圖9 不同螺距立管狀態(tài)下對應(yīng)的CF和IL方向的無量綱位移標(biāo)準(zhǔn)差最大值Fig.9 Maximum RMS value of non-dimensional displacement versus reduced velocity for risers with different pitches in both CF and IL directions

圖10 不同螺距立管狀態(tài)下對應(yīng)的CF和IL方向的最大疲勞損傷Fig.10 Maximum fatigue damage versus reduced velocity for risers with different pitches in both CF and IL directions

4 結(jié) 語

本文針對裸管以及帶有螺旋列板的柔性立管在剪切來流下的渦激振動響應(yīng)特性進(jìn)行了研究，并系統(tǒng)地研究了不同鰭高以及螺距的strake立管狀態(tài)下的響應(yīng)特性。特性參數(shù)包括應(yīng)變、位移、主導(dǎo)頻率、主導(dǎo)模態(tài)以及疲勞損傷等參數(shù)，注意在計算疲勞損傷時并沒有使用通常在均勻來流計算中采用的峰值頻率，而是采用了更能反映應(yīng)力分布平均能量的跨零頻率。通過以上研究可得到如下結(jié)論：

（1）對于剪切流場中的裸管，CF以及IL方向的主導(dǎo)頻率不再存在通常均勻流場中的2倍關(guān)系，且CF以及IL方向的主導(dǎo)頻率不再分布在斯脫哈爾漩渦泄放頻率附近。

（2）剪切流場中，當(dāng)裸管采用了strake抑制裝置后，CF以及IL方向的主導(dǎo)頻率、主導(dǎo)模態(tài)、無量綱振幅比以及疲勞損傷均得到了大幅地降低，這說明了strake立管可以很好地抑制立管的VIV響應(yīng)。

（3）由不同立管狀態(tài)下的疲勞損傷可以看出：當(dāng)立管螺距一定、鰭高發(fā)生變化時，立管的疲勞損傷發(fā)生較大的變化；但當(dāng)立管鰭高一定、螺距發(fā)生變化時候，立管的疲勞損傷發(fā)生很小的變化。這說明了與螺距變化相比，鰭高變化給立管疲勞損傷帶來的變化更大。

（4）在螺距一定（5.0D）時，鰭高為0.15D的立管在三種立管狀態(tài)中（0.10D,0.15D,0.25D）具有最低的疲勞損傷；當(dāng)鰭高一定（0.25D）時，無論是無量綱振幅比還是疲勞損傷，螺距為5.0D時的立管均具有最大的疲勞損傷，而螺距為17.5D以及20.0D的立管，疲勞損傷相當(dāng)，均小于5.0D立管。

[1]Blevins R D.Flow-Induced Vibration[M].2nd edn.Krieger Publishing,Inc.,Malabar/Florida,USA,2001.

[2]Choi H,Jeon W P,Kim J.Control of flow over a bluff body[J].Annual Review of Fluid Mechanics,2008,40:113-139.

[3]Brankovi M,Bearman P W.Measurements of transverse forces on circular cylinders undergoing vortex-induced vibration [J].Journal of Fluids and Structures,2006,22:829-836.

[4]Vandiver J K,Swithenbank S,Jaiswai V.The effectiveness of helical strakes in the suppression of high-mode-number VIV [C].Offshore Technology Conference,Paper 18276,2006.

[5]Allen D W,Henning D L,Lee L.High Reynolds number flow tests of flexible cylinders with helical strakes[C].Proceedings of the OMAE 2006 25th International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering,Paper 92332,2006.

[6]Korkischko I,Meneghini J R,Gioria R S,Jabardo P J.Casaprima,E.,Franciss,R.:An experimental investigation of the flow around straked cylinders[C].Proceedings of the OMAE 2007 26th International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering,Paper 29057,2007.

[7]Hao Z,Zhou T,Wang X,Tan S K.Experimental studies of vortex structures in the wake of a cylinder with helical strakes [C].Proceedings of the ASME 2010 29th International Conference on Ocean,Offshore and Arctic Engineering,Paper 20181, 2010.

[8]Korischko I,Meneghini J R.Experimental investigation of flow-induced vibration on isolated and tandem circular cylinders fitted with strakes[J].Journal of Fluids and Structures,2006,26:611-625.

[9]Zhou T,Razali S F M,Hao Z,Cheng L.On the study of vortex-induced vibration of a cylinder with helical strakes[J].Journal of Fluids and Structures,2011,27:903-917.

[10]Gao Y,Fu S X,Song L J,Peng T,Li R P.Experimental investigation on the suppression device of VIV of a flexible riser [C].Proceedings of the ASME 2014 33rd International Conference on Ocean,Offshore and Arctic Engineering,Paper 23427, 2014.

[11]Gao Y,Fu S X,Cao J,Chen Y F.Experimental study on response performance of VIV of a flexible riser with helical strakes[J].China Ocean Engineering,2015,29(5):673 690.

[12]Constantinides Y,Oakley O H.Numerical prediction of bare and straked cylinder VIV[C].Proceedings of the OMAE 2006 25th International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering,Paper 92334,2006.

[13]Pinto A,Broglia R,Ciappi E,Mascio A D,Campana E F,Racco P.Vortex suppression efficiency of discontinuous helicoidal fins[C].Proceedings of the OMAE 2007 26th International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering,Paper 29255,2007.

[14]Carmo B S,Gioria R S,Korkischko I,Freire C M,Meneghini J R.Two-and three-dimensional simulations of the flow around a cylinder fitted with strake[C].Proceedings of the ASME 2012 31st International Conference on Ocean,Offshore and Arctic Engineering,Paper 83603,2012.

[15]Zhu R Q,Zheng T T,Ni Y Y.CFD analysis of the efficiency of helical strakes in suppressing vortex induced vibrations[C]. Proceedings of the ASME 2013 32nd International Conference on Ocean,Offshore and Arctic Engineering,Paper 11494, 2013.

Experimental investigation on the suppression device of VIV of a flexible riser in sheared currents

REN Tie1,GAO Yun2,FU Shi-xiao1,YANG Jia-dong2,ZHAO Yong3
(1 State Key Laboratory of Ocean Engineering,Shanghai Jiao Tong University,Shanghai 200240,China; 2 State Key Laboratory of Oil and Gas Reservoir Geology and Exploration,Southwest Petroleum University, Chengdu 610500,China;3 Transportation Equipment and Ocean Engineering College,Dalian Maritime University,Dalian 116026,China)

Laboratory test was conducted on the flexible riser with helical strakes in order to understand its response characteristics in sheared currents.The relative sheared currents were simulated by rotating the cantilever during the experiment.Based on the modal analysis method,the displacement responses can be obtained by the measured strain.The strakes with different heights and pitches were analyzed,and the response parameters such as dominant frequency,dominant mode,non-dimensional displacement and fatigue damage were studied.The analysis results indicate that helical strakes can suppress vortex induced vibration(VIV)response effectively.Compared with strake pitch,strake height has greater influence on the VIV response.When the given pitch is 5.0D(D is the external diameter of the riser)in the sheared current,the 0.15D height always has the best suppression efficiency.

sheared currents;flexible riser;Vortex-Induced Vibration;helical strakes

O357

：Adoi:10.3969/j.issn.1007-7294.2016.04.014

1007-7294（2016）04-0497-11

2015-12-22

國家自然科學(xué)基金（51239007，51490674，51490675，51279101）；西南石油大學(xué)科研啟航計劃項目（2015QHZ005）；西南石油大學(xué)青年教師“過學(xué)術(shù)關(guān)”基金（201499010114）

任 鐵（1985-），男，博士研究生；高 云（1985-），男，講師，碩士生導(dǎo)師，E-mail:dutgaoyun@163.com；付世曉（1976-），男，研究員，博士生導(dǎo)師，E-mail:shixiao.fu@sjtu.edu.cn。