規(guī)則波作用下沖蝕固床上海底子母管線數值研究

郭 樂, 王國玉, 王永學

(大連理工大學， 遼寧 大連 116024)

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規(guī)則波作用下沖蝕固床上海底子母管線數值研究

郭 樂, 王國玉, 王永學

(大連理工大學， 遼寧 大連 116024)

該文采用三步有限元法離散二維雷諾平均N-S方程，并通過Wilcox k-ω湍流模型來封閉控制方程，構建了二維數值波浪水槽模型?；谠摂抵邓?，研究了底床上沖蝕坑的存在對海底子母管線的水動力荷載的影響，并分析了沖刷坑相對深度的變化對子管、母管以及子母管系統的拖曳力系數、慣性力系數、升力系數的影響。研究結果表明，沖蝕坑的存在使得管線的水平力和升力幅值比平底地形時的情況有所減小，并且隨著沖蝕坑相對深度的增大，母管的拖曳力系數呈現先增大后減小直至穩(wěn)定的趨勢，慣性力系數則不斷減小直至穩(wěn)定，而沖蝕坑相對深度的變化對子管水動力系數的影響很小。

子母管線；沖蝕坑；水動力系數；規(guī)則波

0 引言

隨著海洋油氣資源的大規(guī)模開采，海底管線得到大量的應用?，F階段鋪設的管線結構分為單管結構和管束結構，其中子母管結構作為管束結構的一種也得到了實際應用。海底子母管線的水動力研究的物理模型是并列布置的不等直徑雙圓柱擾流模型。目前對平底地形上管線的水動力研究較多。物模試驗方面，馬良[1]和李玉成等[2,3]在波流水槽中研究了波流共同作用下水深因子、KC數對子母管線水動力系數的影響；M L Jakobsen等[4]研究了不同直徑比的子母管系統在不同的KC數和雷諾數下的水動力系數的變化。數值模擬方面， Zhao M等[5]通過迎風格式有限元法來離散雷諾平均N-S方程，模擬了平底地形上的子母管穩(wěn)定邊界層流動；周葉[6]利用Fluent軟件，對基于大管雷諾數20 000的均勻流作用下海底并列子母管的繞流流場水動力特性進行了研究；成小飛[7]通過有限元法數值研究了規(guī)則波作用下海底子母管線的水動力特性受管間相對縫隙的影響，但是對于子母管線在沖蝕固床上的水動力研究還很少。實際上，管線的存在會改變流場的局部形態(tài)，從而使管線下方產生沖刷，沖刷坑的存在又反過來影響管線周圍的流場形態(tài)和渦旋運動，進而影響管線所受的水動力。

該文采用Wilcox k-ω湍流模型來封閉雷諾平均流動模型，并通過三步有限元法離散求解二維雷諾平均N-S方程和連續(xù)性方程，構建一個二維數值波浪水槽，進而開展規(guī)則波作用下子母管在沖蝕固床上的水動力特性研究工作。

1 數學模型

1.1 基本控制方程

流動模型的基本控制方程由二維不可壓雷諾平均N-S方程和連續(xù)性方程組成，在笛卡爾坐標系中無量綱化后的基本方程如下：

(1)

(2)

1.2 k-ω湍流模型

該文采用Wilcox k-ω[8,9]湍流模型來封閉基本控制方程，因為該湍流模型與標準k-ε湍流模型相比，不需要采用任何過渡函數就可以直接擴展應用到近壁區(qū)的計算。其方程式如下：

(3)

(4)

式中：ω=ε/(β*k)為湍動能比耗散率，ε為湍動能耗散率；pk=2νtSij?ui/?xj為湍動能生成項；湍流粘度νt=α*k/ω。方程式(3)式(4)中各模型參數定義如下：

1.3 邊界條件

計算域的入流邊界為可吸收式無反射造波邊界[10]；出流邊界設置為開邊界；計算域的頂表面為滑移邊界條件，垂向速度為0；因為考慮流體粘性和邊界層的影響，計算域的底邊界和管線壁面邊界設置為無滑移邊界:

(5)

式中：u1、u2分別為水平和垂向速度；k為湍動能；ω為湍動能比耗散率；Δy為離壁面最近的網格單元垂向距離。

1.4 數值模型的建立

該文使用四節(jié)點線性單元，自由表面的捕捉采用CLEAR-VOF方法，N-S方程采用三步有限元法[11]。建立的數值波浪水槽如圖 1所示，水槽長6 m，高0.45 m，水深0.3 m。子母管位于水槽中央，大管直徑D為0.02 m，小管直徑d為0.008 m，子母管之間的間隙比為G/D=0.25，母管與原平底時的水槽間隙比為e/D=0(或0.25)。波浪條件為波高H=0.1 m，周期T=1.7 s(即 KC=25.1,Re=5.9×103)的規(guī)則波。

圖1 數值波浪水槽計算域(右圖為子母管及沖蝕坑尺寸參數示意圖)

計算域的網格劃分采用四邊形線性等參數單元，子母管周圍的網格劃分如圖 2所示。整個計算域共有約67 899個節(jié)點，67 094個單元，網格單元最小尺寸約為0.8 mm，出現在子母管間隙處；網格最大尺寸出現在入流和出流邊界處，約為3 mm；計算時間步長為0.001 s，數據采集時間步長為0.1 s。

圖2 子母管周圍的網格劃分示意圖

2 模型驗證

圖3 系統波面過程線(e/D=G/D=0.25)

目前對于子母管在沖蝕固床上的研究資料相對缺乏，為了驗證數值水槽的可靠性，首先模擬平底地形上子母管線在規(guī)則波作用下的受力，并和相同工況下成小飛[7]的物理模型試驗結果進行了比較(其中e/D=G/D=0.25)。圖 3~圖 5分別給出了管線中心位置正上方的波面歷史過程線、子母管系統所受的水平力歷時曲線和升力歷時曲線。

通過圖 3中比較發(fā)現，平底地形時波面的數值計算結果和物模試驗結果吻合較好，二者在幅值和相位上基本一致。從圖 4的水平力過程線中可以看出，平底地形時的數值計算和物模試驗吻合較好，水平力的變化頻率同波浪的振動頻率一致。圖 5給出了升力的過程線，整體而言，二者在幅值和相位上比較吻合，都出現倍頻現象，這是流場的往復振動引起的，從理論上分析是合理的。

圖4 系統水平力過程線 圖5 系統升力過程線

3 數值計算結果和分析

3.1 一個波浪振蕩周期內水平力和升力的歷史過程分析

數值模擬了工況a (S/D=0)和工況b (S/D=0.5)兩種工況下子母管線系統(其中e/D=0，G/D=0.25)的受力狀況。圖 6給出了兩種工況下，在一個波浪振蕩周期內波面過程線和系統所受水動力荷載的歷時曲線。

圖6 子母管系統所受水動力荷載的歷時曲線

從圖 6(a)可以看出，兩種工況下的波面幅值、相位的差別不大，因為該例中沖蝕坑深度與水深的比值較小(S/h=0.03)，且沖蝕坑位于管線正下方，管線對沖蝕坑有一定的掩蔽效應，所以沖蝕坑的存在對于水面波動的影響很小。從圖 6(b)的水平力過程線中可以看出，水平力和波面有相同的振蕩頻率，沖蝕坑的存在使得水平力的幅值減小約30%，這是由于沖蝕坑的存在加大了管床之間的間隙比，導致管線對水流的阻礙減小，水流能更容易地從管線底部通過，從而使得水流對管線的推力減小。圖 6(c)給出了升力的過程線，在一個波浪振蕩周期內，兩種工況下的升力都出現兩個波峰值和兩個波谷值，即所謂的倍頻現象，這是流場的往復振動引起的，和穩(wěn)定流時的情況不同。但是，當沖蝕坑存在時，數值結果表明升力的幅值明顯減小，且負向峰值(豎直向下，指向床面的方向為負向)明顯比S/D=0時的大，且升力更多地表現為負向，同時，兩種工況下的升力峰值存在一定的相位差。升力上的這種變化是由于當沖蝕坑存在時，水流能更容易地從管線下方流過，使得母管上下表面的流場速度差減小，從而使得升力的幅值減小。

3.2 沖蝕坑深度大小對子母管水動力系數的影響

從圖 7可以看出，子管的水動力系數CD、CM、CL隨S/D的變化不明顯，說明沖蝕坑尺寸不影響子管的受力。而子母管系統和母管的橫向力系數的變化趨勢一樣，這是因為母管CD、CM值占整個系統的約67%~75%，對這個系統的影響最大。母管的拖曳力系數CD隨著S/D的增大呈先增大后減小的趨勢，在0.2時達到最大，主要是因為S/D=0時，母管下方無水流通過，而在S/D較小時，水流通過母管底端流體加速度速較大，流體的粘滯性在管線前后部產生的壓力差較大，所以會在S/D=0.2時CD值有個小范圍的升高。圖 7(c)顯示正向的升力系數隨S/D的增大而減小，在S/D>0.4以后達到平衡，此時正向升力基本為0。圖 7(d)中在S/D<0.2時，子母管系統和母管不存在負向的升力，然后隨著S/D的增大負向升力系數也增大。

圖7 海底子母管線水動力系數隨S/D的變化規(guī)律

4 結論

該文采用三步有限元法離散二維雷諾平均N-S方程，并通過Wilcox k-ω湍流模型來封閉控制方程，構建了二維數值波浪水槽模型，并考察了在KC=25.1條件下底床上沖蝕坑的存在對海底子母管線的水動力特性的影響。其主要結論如下：

(1)相比于平底時的情況，沖蝕坑的存在使得管線的水動力荷載有所減小。S/D為0.5時，水平力幅值比平底的減小30%，而升力幅值則減小了80%，且升力更多地表現為負向(朝向水槽底面的方向)。同時，兩種工況下的升力都出現倍頻現象，且存在一定相位差。

(2)子管的水動力系數受S/D的影響較小。母管的拖曳力系數CD隨著S/D的增大呈先增大后減小的趨勢，在0.2時達到最大。母管的正向升力系數隨S/D的增大而減小，在S/D>0.4以后達到平衡，且基本為0。S/D<0.2時，子母管系統和母管不存在負向的升力，然后隨著S/D的增大，負向升力系數也增大。

[1] 馬良，王金英，孫紹述,等．海底(子母)管道在波流作用下水動力載荷的實驗研究[J]．大連大學學報，1993，(04)：54-63．

[2] 李玉成，張寧川．波流共同作用下近底子母管線的水動力特征[J]．水動力學研究與進展(A輯)，1994，9(01)：51-59．[3] 李玉成,張寧川,孫姎．作用于海底子母管線上的波流力[J]．中國海洋平臺，1994，9(z1)：298-303．

[4] Jakobsen M L, Sayer P. Hydrodynamic Forces on Piggyback Pipelines[C]. Offshore and Polar Eng. The Hague, 1995.

[5] Zhao M, ChengL, Teng B. Numerical modeling of flow and hydrodynamic forces around a piggyback pipeline near the seabed[J]. Waterway, Port, Coastal, Ocean ENG, 2007, 133(4): 286-295.

[6] 周葉，王永學，王國玉．海底串列不等直徑雙管線水動力特性的數值研究[J].中國造船，2011，52(z2)：12-20．

[7] 成小飛，王永學，王國玉,等．海底子母管線在規(guī)則波作用下的數值研究[J]．水道港口，2012，33(03)：185-193．

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[10] 王永學．無反射造波數值波浪水槽[J]．水動力學研究與進展(A輯)，1994，9(2)：205-214．

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Numerical Study of Hydrodynamic Forces on Submarine Piggyback Pipeline Suspended over Scoured Trenches under Regular Waves

GUO Le, WANG Guo-yu, WANG Yong-xue

(Dalian University of Technology, Liaoning Dalian 116024， China)

Regular wave past piggyback pipeline suspended over a scoured trench is numerically investigated. The two-dimensional Reynolds-averaged Navier-Stokes equations are solved by using a three-step finite element method with the Wilcox k-ω turbulence closure. Following a relevant numerical model the effect of scoured trenches with different depths on the vortex shedding and the hydrodynamic forces on piggyback pipeline is investigated. It is found that the trench’s depth has significant effects on the uplift forces especially on the large pipeline and the vortex shedding is different from the plant bedform’s.

submarine piggyback pipeline;scour; hydrodynamic coefficient; regular wave

2014-11-22

973計劃(2011CB013702)。

郭 樂(1991-)，男，碩士研究生。

1001-4500(2016)01-0029-05

O352

A