海洋立管試驗支座設計及其對渦激振動影響研究

李 瑩，楊新華，郭海燕，李 朋

(中國海洋大學 工程學院，山東 青島 266100)

海洋深水立管是海洋油氣田開發(fā)中一個重要的組成部分，它是連接海上平臺和位于海床海底設施的通道。處于海洋環(huán)境中的海洋立管所承受的荷載有風、浪、流、冰等。當海流流經(jīng)立管時，在一定的流速下會產生漩渦脫落，當漩渦脫落頻率與結構自振頻率接近時，漩渦脫落頻率鎖定在結構自振頻率附近，發(fā)生頻率鎖定現(xiàn)象，引起管道振動加強，從而加快立管的疲勞破壞。

對于海洋立管渦激振動的試驗研究，國內外學者做了大量的工作。Chaplin et al［1］在水槽中進行了頂張力立管渦激振動試驗研究，試驗測得了最高為8 階模態(tài)的渦激振動以及多個模態(tài)參與的振動。Trim et al［2］在水池中做了一38 m 長立管的模型拖曳試驗，研究了立管的高模態(tài)動力響應特性以及不同形式、不同覆蓋率的導流板對立管渦激振動的抑振效果。Lie et al［3］在港口海上對頂張力立管模型進行了渦激振動試驗，試驗的主要目的是測量高長細比下的立管響應模態(tài)，試驗同時測量了順流向和橫向的渦激振動。國內郭海燕等［4］考慮了管內流體流動，在水槽中做了一個長1.2 m 有內流的立管渦激振動試驗，得到內部流體對立管渦激振動的影響規(guī)律。張建僑等［5］對28.04 m 柔性立管進行模型拖曳試驗，發(fā)現(xiàn)較高質量比的立管渦激振動響應頻率處于立管自振頻率和漩渦脫落頻率之間。李琳、付世曉等［6］基于模態(tài)分析理論，對柔性立管模型進行了渦激振動試驗測試技術研究，驗證了用光纖光柵技術進行柔性立管渦激振動試驗的可行性及可靠性。

綜上所述，對于海洋立管的渦激振動，國內外進行了大量的試驗研究。但是同時考慮頂部張力、管道內外流的作用進行兩種不同邊界條件的立管渦激振動試驗研究還未見報道，為了研究不同邊界條件對立管渦激振動的影響，設計了鉸接、固接兩種邊界條件下的立管支座，并采用ANSYS 軟件對兩種支座進行數(shù)值模擬及受力分析，最后用于海洋立管的渦激振動試驗。試驗中，通過變化不同頂部張力、內外流速，對不同邊界條件立管的渦激振動規(guī)律進行了研究和探討。

1 試驗支座設計及受力分析

1.1 試驗支座設計

為了驗證鉸接和固接不同邊界條件下海洋立管的渦激振動規(guī)律，設計了鉸接和固接兩種支座形式。在設計鉸接支座中，為滿足立管在避免軸向轉動的情況下實現(xiàn)順流向和橫向的自由振動，設計中選用深溝球軸承;考慮軸承的基本額定動載荷滿足試驗載荷的要求，選定合適的軸承，根據(jù)軸承的尺寸設計軸承座和軸，兩軸之間采取過盈配合;之后設計底座，底座的上端通過螺釘與軸承座連接，下端連接立管，一側連接軟管以便施加內流。鉸接支座的頂端是與軸承座連接的上底板，中間留有圓孔用于固定鉸接支座和施加頂張力。鉸接支座各組成部分裝配后如圖1 所示。

在設計固接邊界條件中，為避免立管的轉動，根據(jù)鉸接支座中的底座的尺寸，設計夾板通過螺釘與底座連接固定，立管的連接及內流的施加與鉸接支座相同，夾板的頂端也留有圓孔用于固定固接支座和施加頂張力。固接支座設計各部分裝配后如圖2 所示。

圖1 鉸接支座示意Fig.1 Hinged support

圖2 固接支座示意Fig.2 Fixed support

1.2 應力與動力特性分析

為了使鉸接和固接支座滿足試驗要求，根據(jù)前期設計，在加工之前利用ANSYS 軟件對主要受力零件軸和軸承座進行局部應力分析，對鉸接支座進行整體應力分析。

1.2.1 局部應力分析

首先進行軸承座的應力分析，用繪圖軟件Unigraphics NX(簡稱UG)繪制三維模型圖，將UG 三維模型導入ANSYS workbench 后，使用Mechanical 模塊，選取材料為結構鋼，建立軸承座的ANSYS 有限元模型，建模時簡化處理了倒角，對應力集中的部位采用較精細的網(wǎng)格精度。假定底端固定，在軸承座與軸承配合面施加垂直于底面方向大小為250 N 的力(試驗預加的最大頂張力)，如圖3 所示;通過計算得出軸承座應力分布如圖4 所示。由應力圖可知，軸承座與軸承配合面處應力較軸承座其它部位大，配合面頂端和與底面平行的斷面尤為突出，最大應力處是與底面平行的斷面處，應力值為18.2 MPa，遠遠小于結構鋼的屈服極限250 MPa，軸承座的設計符合要求。

圖3 軸承座三維模型Fig.3 3D model of bearing block

圖4 軸承座應力分布Fig.4 Stress distribution of bearing block

其次進行互相配合的兩根軸的應力分析，其中軸A 與軸B 的孔屬過盈配合，建立ANSYS 模型，在兩根軸端部與軸承配合的端面分別施加反方向大小為250 N 的力，如圖5 所示;通過計算得出配合兩軸的應力分布如圖6 所示。由應力圖可知，軸A 的應力分布為由中間與軸B 配合處向兩端先逐漸變小，然后在與軸承配合處變大;軸B 的應力分布與軸A 相似。配合兩軸最大應力處發(fā)生在軸A 上，位于軸A 與軸B 配合面的邊緣處，值為123 MPa，小于結構鋼的屈服極限250 MPa，可見相互配合兩根軸的設計符合要求。

圖5 配合軸三維模型Fig.5 3D model of two match-up shafts

圖6 配合軸應力分布Fig.6 Stress distribution of two match-up shafts

1.2.2 整體應力分析

在試驗中，為了滿足試驗裝置的強度，鉸接支座中軸承座與底座的連接處、軸承座與上底板的連接處以及固接裝置中夾板與底座的連接處可以采用焊接加強連接強度，所以在分析中去掉底座和底板對整個鉸接裝置進行應力分析，建立ANSYS 模型，在兩對垂直的軸承座底端上分別施加反方向大小為250 N 的力，如圖7 所示;通過計算得出鉸接裝置的應力分布如圖8 所示。由應力圖可知，鉸接裝置的最大應力發(fā)生在軸A 與軸B 配合面的邊緣處，值為118 MPa，小于結構鋼的屈服極限250 MPa，因此裝配后鉸接支座的設計符合要求。

圖7 鉸接支座三維模型Fig.7 3D model of hinged support

圖8 鉸接支座應力分布Fig.8 Stress distribution of hinged support

1.2.3 動力特性分析

為了分析支座是否會對立管的動力特性產生較大的影響，分別對有支座和無支座的立管建立ANSYS 模型，其中有支座立管模型中的支座簡化為塊體采用solid95 單元、材料為鋼;立管采用pipe59 單元、材料為銅;無支座立管模型中立管采用pipe59 單元、材料為銅，如圖9 和圖10 所示。之后在管內外充水、頂張力大小為53.3 N 的情況下，進行模態(tài)分析，得出立管一階、二階的自振頻率如表1 所示。

圖9 有支座立管模型Fig.9 Model of riser with a support

圖10 無支座立管模型Fig.10 Model of riser without a support

表1 立管自振頻率Tab.1 Natural frequency of vibration of risers

由表1 可得，有支座鉸接立管比無支座鉸接立管的一階、二階自振頻率大0.001 Hz，有支座固接立管比無支座固接立管的一階自振頻率大0.019 Hz、二階自振頻率大0.05 Hz，說明試驗支座對立管自振頻率的影響很小，所以支座的設計符合試驗要求。

應力分析和動力特性分析符合試驗要求之后，按照設計的加工工藝進行機械加工，圖11和圖12 是加工完成的鉸接支座和固接支座。

圖11 鉸接支座實物照片F(xiàn)ig.11 Finished hinged support

圖12 固接支座實物照片F(xiàn)ig.12 Finished fixed support

2 渦激振動試驗

本次試驗在平面隨機波流耦合水池內完成，該水池為60 m×36 m×1.5 m(長×寬×深)，其中有深水井兩處，尺寸分別為6 m×6 m×3 m(長×寬×深)和30 m×10 m×5 m(長×寬×深)，本次試驗在該大型平面水池的5 m 深井內進行，試驗水池改造后可以實現(xiàn)最大流速1.2 m/s，圖13 為試驗水池。由于試驗水池的條件所限，需要設計支撐立管的試驗支架，為立管模型提供可靠的支撐，所以設計加工了鋼結構支架，支座一端連接立管，另一端連接鋼結構支架上，上端通過跨過滑輪的鋼絲繩和砝碼施加頂張力，通過改變砝碼的質量調整頂張力的大小。

試驗中采用高壓自吸水泵給立管注入內流，采用多譜勒測速儀來測量外流速，試驗外流速從0.1 m/s ～1.2 m/s，共變化22 級。試驗立管模型采用銅材料，外徑為20 mm，壁厚1.5 mm，相關參數(shù)如表2 所示。

本次試驗采用光纖光柵傳感器及光信號解調系統(tǒng)來采集數(shù)據(jù)，如圖14 所示，沿立管長度布置12 組應變計，每組4 個，成90°布置，橫截面如圖15 所示，在X 軸上的兩個應變計用來測量順流向應變，Y 軸上的兩個應變計用來測量橫向應變，應變計粘貼完畢后涂抹防水膠。

試驗外流為均勻流，為防止外流不穩(wěn)定對立管動態(tài)響應的影響，在每級外流速穩(wěn)定后才開始采樣，采樣時間為40 s，測量得到隨時間變化的應變信號，經(jīng)數(shù)據(jù)處理后可以得出立管振動的時程曲線和頻譜曲線。

圖13 試驗水池Fig.13 Experimental pool

表2 立管試驗相關參數(shù)Tab.2 Related parameters of the risers

3 試驗結果分析

為了對比兩種不同邊界條件對立管渦激振動規(guī)律的影響，將頂張力大小為53.3 N、內流流速為0.4 m/s、外流流速分別為0.3 m/s 和0.4 m/s 的兩端固定和鉸接支座立管8#測點橫向振動的時程曲線和頻譜曲線繪成圖16，由于在這兩種流速下固接立管振動功率譜密度遠小于鉸接立管，為了更直觀表達兩種邊界條件下立管振動頻率的不同，圖16 中固接立管的功率譜曲線是放大10 倍后的結果。由圖可見，當外流速為0.3 m/s 時，鉸接立管振動幅值為50 個微應變，振動頻率約為3.1 Hz，固接立管振動幅值為20 個微應變，振動頻率約為3.62 Hz。鉸接立管的振動幅值大于固接立管。當外流流速為0.4 m/s 時，鉸接立管的振幅發(fā)生了突變，增大到220 個微應變，固接立管則增大到50 個微應變，此時鉸接立管的振動頻率約為3.25 Hz，接近其二階自振頻率(3.242 Hz)，固接立管的振動頻率約為3.64 Hz，鉸接立管振幅發(fā)生突變的原因是其漩渦脫落頻率接近二階自振頻率，發(fā)生了鎖振現(xiàn)象。

圖14 立管試驗模型示意Fig.14 Experimental model of risers

將頂張力大小為53.3 N、內流為零、外流流速分別為0.3 m/s 和0.4 m/s 的情況下固定和鉸接支座立管沿長度橫向位移最大值及均方根值繪成圖17。由圖可見，當外流流速為0.3 m/s 時，鉸接立管進入二階模態(tài)，振動位移的最大值為0.23 D(D 為立管直徑)，固接立管仍以一階模態(tài)振動，振動位移的最大值僅為0.11 D，小于鉸接立管。當外流流速為0.4 m/s 時，鉸接立管以二階模態(tài)振動，振動位移最大值增大為1.05 D，固接立管開始進入二階模態(tài)，振動位移最大值增大為0.32 D，小于鉸接立管。

圖16 8#測點不同外流速的應變時程和頻譜過程Fig.16 Variation of time histories and frequency spectrogram of 8# gauging point with different velocities

圖17 不同邊界條件、不同外流時沿立管長度橫向位移最大值及均方根值對比曲線Fig.17 Variation of the maximum displacement/diameter and the RMS displacement/diameter of riser with different boundary conditions and velocities

由試驗數(shù)據(jù)分析可以得出，在外流流速為0.3 m/s 時，鉸接立管的振幅大于固接立管。當外流速為0.4 m/s時，鉸接立管的振幅發(fā)生突變，率先出現(xiàn)鎖振現(xiàn)象，鉸接立管的振幅大于固接立管。此時，鉸接立管的二階振動為主導，振動頻率約為3.25 Hz，固接立管的主導振動頻率為3.62 Hz。由表1ANSYS 模態(tài)分析中鉸接立管和固接立管的二階自振頻率分別為3.13 Hz、4.95 Hz，對比可知，試驗分析得到鉸接立管的振動頻率比模態(tài)分析的振動頻率大0.12 Hz，二者相差較小，說明流速為0.4 m/s 時鉸接立管二階自振頻率與漩渦脫落頻率相近，已經(jīng)進入二階鎖振狀態(tài)。固接立管的振動頻率比模態(tài)分析的振動頻率小1.33 Hz，二者相差較大，說明固接立管尚未完全進入二階鎖振狀態(tài)。

4 結 語

設計了用于頂張力立管內外流共同作用渦激振動試驗的兩種支座-鉸接支座和固接支座，在兩種不同邊界條件下進行海洋立管渦激振動規(guī)律的試驗研究，從數(shù)值模擬和試驗數(shù)據(jù)分析中，可以得到以下結論:

1)鉸接支座和固接支座符合試驗要求，并且能較好的反映鉸接和固接兩種不同邊界條件。

2)頂張力、內流速、外流速相同的情況下兩端鉸接立管的振動幅值大于兩端固接立管;頂張力、內流速相同的情況下，隨著外流速的增加，兩端鉸接立管比兩端固接立管率先發(fā)生鎖振現(xiàn)象，在后續(xù)試驗中建議使用鉸接。

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