張力腿平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)特性數(shù)值模擬與模型試驗(yàn)研究*

田辰玲 劉明月 王世圣 肖龍飛

(1. 上海交通大學(xué)海洋工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 上海 200240； 2. 上海交通大學(xué)三亞崖州灣深海科技研究院 海南三亞 572024；3. 中海油研究總院有限責(zé)任公司 北京 100028)

張力腿平臺(tái)是一種海上油氣開發(fā)裝備，利用半順應(yīng)半剛性的結(jié)構(gòu)特性產(chǎn)生遠(yuǎn)大于平臺(tái)自重的浮力，與預(yù)張力達(dá)到平衡狀態(tài)，從而提供安全可靠的作業(yè)環(huán)境。張力腿平臺(tái)的立柱多為圓柱型結(jié)構(gòu)，在一定來流條件下其后方會(huì)發(fā)生交替性的漩渦脫落，在立柱兩側(cè)形成脈動(dòng)壓力差。脈動(dòng)壓力可分解為順流向的脈動(dòng)阻力和垂直于流向的脈動(dòng)升力。平臺(tái)在脈動(dòng)升力的作用下發(fā)生周期性橫向運(yùn)動(dòng)，是渦激運(yùn)動(dòng)的主要組成部分。平臺(tái)在順流向會(huì)在某個(gè)平衡位置做小范圍的脈動(dòng)，此外整個(gè)平臺(tái)在脈動(dòng)力矩的作用下還會(huì)發(fā)生周期性首搖運(yùn)動(dòng)。對于深吃水海洋浮式結(jié)構(gòu)物，由于立柱浸沒深度的增加，其在深海海流作用下會(huì)受到更大的脈動(dòng)力，產(chǎn)生更顯著的渦激運(yùn)動(dòng)，加劇錨泊和立管系統(tǒng)的疲勞損傷，大大降低其疲勞使用壽命。因此，學(xué)術(shù)界和工程界對此問題十分關(guān)注。

近年來對浮式結(jié)構(gòu)物的渦激運(yùn)動(dòng)的研究手段主要為模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬方法。國內(nèi)外學(xué)者對多立柱浮式平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)做了豐富的試驗(yàn)研究，針對半潛式平臺(tái)，通過研究不同參數(shù)對其渦激運(yùn)動(dòng)的影響，如吃水比[1]和流向角[2-4]等，從而達(dá)到優(yōu)化平臺(tái)設(shè)計(jì)的目的。與半潛式平臺(tái)的方形立柱不同的是，張力腿平臺(tái)的立柱由四圓柱組成，其流場結(jié)構(gòu)和流固耦合現(xiàn)象更為復(fù)雜。相較于半潛式平臺(tái)的渦激運(yùn)動(dòng)特性研究，對張力腿平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)問題的研究較少。Tan等[5]對比了張力腿平臺(tái)在光體和安裝附體2種布置條件下的渦激運(yùn)動(dòng)特性，發(fā)現(xiàn)張力腿平臺(tái)在不安裝任何附體時(shí)表現(xiàn)出更為顯著的渦激運(yùn)動(dòng)。Gon?alves等[6]研究對比了四圓柱(代表張力腿平臺(tái))、四方柱(代表半潛式平臺(tái))和四菱柱結(jié)構(gòu)在不同流向角和不同立柱間距比情況下的渦激運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，結(jié)果表明四圓柱結(jié)構(gòu)的渦激運(yùn)動(dòng)響應(yīng)最為顯著。Tian等[7]開展了附體和質(zhì)量比等因素對張力腿平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)影響的模型試驗(yàn)，結(jié)果表明，附體的存在會(huì)在一定程度上抑制平臺(tái)的渦激運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，此外當(dāng)Sc(Scruton，簡稱Sc)數(shù)低于0.1時(shí)，橫向運(yùn)動(dòng)響應(yīng)并不會(huì)隨著質(zhì)量比的增大而減小。

隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展，計(jì)算流體力學(xué)方法(Computational Fluid Dynamics，簡稱CFD)被廣泛用于研究渦激運(yùn)動(dòng)問題，逐漸成為不可或缺的研究手段，可與模型試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行相互驗(yàn)證[8]，避免由于模型試驗(yàn)成本較高而無法進(jìn)行全面的參數(shù)敏感性分析的不足。Kim等[9-10]利用三維計(jì)算流體力學(xué)方法研究了半潛式平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)響應(yīng)問題的數(shù)值敏感性，結(jié)果表明應(yīng)用延遲分離渦模擬(Delayed Detached Eddy Simulation,簡稱DDES)方法可以得到更為準(zhǔn)確的渦激運(yùn)動(dòng)響應(yīng)幅值預(yù)報(bào)。此外，還有不少研究學(xué)者對比分析了采用模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬2種方法對半潛式平臺(tái)的渦激運(yùn)動(dòng)預(yù)測結(jié)果的影響[11-13]。

張力腿平臺(tái)的垂向運(yùn)動(dòng)性能雖然較好，但在水平面內(nèi)會(huì)受到較大的流體力作用，誘發(fā)顯著的渦激運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，加劇張力腿平臺(tái)立管和系泊系統(tǒng)的疲勞損傷，降低其疲勞使用壽命，從而影響平臺(tái)的作業(yè)安全。目前業(yè)內(nèi)針對張力腿平臺(tái)在不同流向角下的渦激運(yùn)動(dòng)特性的研究相對缺乏。為了全面了解張力腿平臺(tái)在典型流向角下的渦激運(yùn)動(dòng)響應(yīng)特性，本文以原計(jì)劃用于開發(fā)南海流花16-2油田群的某張力腿平臺(tái)為研究對象，通過開展不同網(wǎng)格類型的數(shù)值模擬和拖曳水池模型試驗(yàn)來對比研究了張力腿平臺(tái)在均勻流作用下的渦激運(yùn)動(dòng)性能，總結(jié)其在不同流向角下的渦激運(yùn)動(dòng)響應(yīng)特性，以期為張力腿平臺(tái)的研究與設(shè)計(jì)提供參考。

1 渦激運(yùn)動(dòng)主要參數(shù)

影響渦激運(yùn)動(dòng)最重要的參數(shù)之一是無量綱參數(shù)折合速度Ur，其定義如下：

(1)

式(1)中：U為來流速度，m/s；D為結(jié)構(gòu)物特征尺度，此為立柱直徑，m；Tn為張力腿平臺(tái)橫向運(yùn)動(dòng)固有周期，s。

分析渦激運(yùn)動(dòng)響應(yīng)幅值時(shí)通常選擇其無量綱標(biāo)稱值來描述特性，即

(2)

(3)

式(2)、(3)中：σ(Ay)為平臺(tái)橫向運(yùn)動(dòng)幅值A(chǔ)y的標(biāo)準(zhǔn)差，m；σ(Ayaw)為首搖幅值A(chǔ)yaw的標(biāo)準(zhǔn)差，(°)；Aynom為Ay的無量綱標(biāo)稱值;Awnom為Ayaw的無量綱標(biāo)稱值，(°)。

通常流體力的無量綱形式分別用阻力系數(shù)和升力系數(shù)來表示，其定義如下：

(4)

(5)

式(4)、(5)中：FX(t)、FY(t)分別為作用在平臺(tái)X、Y方向的流體力，N；ρ為流體密度，kg/m3；Ap為平臺(tái)在垂直于來流方向上的投影面積，m2。

(6)

(7)

式(6)、(7)中：i為統(tǒng)計(jì)時(shí)歷中采樣數(shù)據(jù)的編號；n為采樣數(shù)據(jù)的個(gè)數(shù)總和。

2 數(shù)值模擬與模型試驗(yàn)的分析模型

2.1 數(shù)值模型

2.1.1求解方法

本文采用CD-adapco公司的STAR-CCM+軟件對張力腿平臺(tái)的渦激運(yùn)動(dòng)進(jìn)行數(shù)值模擬研究。基于Spalart-Allmaras(簡稱SA)湍流模型的Detached Eddy Simulation(簡稱DES)方法求解湍流流動(dòng)，即邊界層內(nèi)的流動(dòng)采用SA湍流模型的雷諾時(shí)均方法進(jìn)行求解，邊界層外的流動(dòng)采用Large Eddy Simulation(簡稱LES)方法求解。

2.1.2計(jì)算域與邊界條件

本文建立數(shù)值模型時(shí)，采用縮尺比為1∶50的張力腿平臺(tái)模型，平臺(tái)具體參數(shù)見表1。為了避免側(cè)壁效應(yīng)，數(shù)值模型中計(jì)算域大小取18B×12B×6T(B為平臺(tái)寬度，m；T為吃水，m)。Lee等[14]對半潛式平臺(tái)的繞流問題的數(shù)值研究中采用的計(jì)算域范圍為6B×4.5B×2.8T，其數(shù)值結(jié)果與模型試驗(yàn)吻合良好，因此可認(rèn)為本文采用的計(jì)算域足夠大。

表1 本文張力腿平臺(tái)主尺度Table 1 Principle dimensions of the TLP in this paper

邊界條件為速度入口，壓力出口，計(jì)算域2個(gè)側(cè)壁及上下表面均采用對稱面邊界條件，平臺(tái)表面為物面無滑移邊界條件(圖1)。

圖1 本文張力腿平臺(tái)的計(jì)算域與邊界條件Fig .1 Computational domain and boundary conditions of the TLP in this paper

2.1.3網(wǎng)格收斂性驗(yàn)證

采用六面體網(wǎng)格和多面體網(wǎng)格2種網(wǎng)格類型進(jìn)行數(shù)值模擬研究。以六面體網(wǎng)格為例，整個(gè)計(jì)算域及平臺(tái)表面的網(wǎng)格劃分情況見圖2。平臺(tái)的貼體網(wǎng)格采用邊界層網(wǎng)格，且壁面第一層網(wǎng)格的無量綱距離(y+)的均值小于1。平臺(tái)周圍和尾流場的網(wǎng)格適當(dāng)加密，以準(zhǔn)確求解平臺(tái)周圍梯度較大的流場及捕獲尾流場的渦泄形態(tài)。沿平臺(tái)展向的網(wǎng)格在平臺(tái)吃水處進(jìn)行加密處理。

圖2 六面體網(wǎng)格的計(jì)算域(左)和平臺(tái)表面的網(wǎng)格(右)Fig .2 Whole computational domain(left) and hull surface for trimmer mesh(right)

由以上結(jié)果可知時(shí)間步長對結(jié)果影響較小，因此可直接采用Δt/Tn=0.005對多面體網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格數(shù)量(分別為43萬、108萬、256萬和566萬)收斂性驗(yàn)證。結(jié)果表明，隨著網(wǎng)格數(shù)量的增大，各個(gè)參考值的相對變化率逐漸減小。因此多面體網(wǎng)格選擇256萬網(wǎng)格數(shù)量的算例形式。

2.2 模型試驗(yàn)

2.2.1模型及試驗(yàn)裝置

與數(shù)值模型保持一致，模型試驗(yàn)中采用縮尺比為1∶50的張力腿平臺(tái)模型。該平臺(tái)的渦激運(yùn)動(dòng)模型試驗(yàn)在拖曳水池中開展，水池有效工作尺寸為110 m×6 m×3 m。拖曳水池配套的拖車最大速度可達(dá)5 m/s，速度可調(diào)節(jié)精度為0.001 m/s，滿足渦激運(yùn)動(dòng)試驗(yàn)對流速的要求。

渦激運(yùn)動(dòng)靜水拖曳試驗(yàn)裝置如圖3所示。坐標(biāo)系及來流角度定義如圖4所示，其中α為流向角，(°)；O-XY為大地坐標(biāo)系，o-xy為隨體坐標(biāo)系。試驗(yàn)過程中通過旋轉(zhuǎn)模型的方式達(dá)到改變流向角的目的。利用空氣軸承系統(tǒng)和等效水平系泊系統(tǒng)模擬張力腿平臺(tái)在均勻流中的渦激運(yùn)動(dòng)響應(yīng)。

圖3 本文張力腿平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)試驗(yàn)裝置Fig .3 Setup for VIM tests of the TLP in this paper

圖4 本文張力腿平臺(tái)模型試驗(yàn)的坐標(biāo)系及來流角度定義Fig .4 Coordinate and current incidence in model tests of the TLP in this paper

空氣軸承系統(tǒng)主要由空氣軸承、光滑平板、導(dǎo)氣管和氣泵等組成。光滑平板固定在拖車的中央橋架上，可在一定范圍內(nèi)上下移動(dòng)，以便調(diào)節(jié)平板的高度來適應(yīng)模型的吃水?？諝廨S承安裝在平臺(tái)的甲板上，其出氣面與光滑平板的光滑面保持懸浮狀態(tài)，兩者之間的摩擦力基本可以忽略，保證平臺(tái)在試驗(yàn)過程中的自由運(yùn)動(dòng)。通過調(diào)節(jié)此裝置可準(zhǔn)確模擬張力腿平臺(tái)的質(zhì)量比，即將光滑平板固定于合適的高度使平臺(tái)達(dá)到其設(shè)計(jì)吃水，平臺(tái)會(huì)受到來自于平板的壓力，此為垂向預(yù)緊力，進(jìn)而使其滿足質(zhì)量比的要求。此外，試驗(yàn)裝置限制了平臺(tái)垂直面內(nèi)的運(yùn)動(dòng)，即不考慮橫搖、縱搖和垂蕩，平臺(tái)僅在水平面內(nèi)運(yùn)動(dòng)，即為渦激運(yùn)動(dòng)的主要表現(xiàn)形式。模型的運(yùn)動(dòng)通過非接觸式光學(xué)六自由度運(yùn)動(dòng)測量系統(tǒng)來捕捉。

試驗(yàn)中采用等效水平系泊系統(tǒng)模擬實(shí)際平臺(tái)的系泊特性，為平臺(tái)提供水平回復(fù)力，使模型水平面運(yùn)動(dòng)的固有周期與實(shí)際平臺(tái)的固有周期滿足縮尺比開方的比例關(guān)系。等效系泊系統(tǒng)如圖5所示，該系統(tǒng)由4根系泊纜組成，每根系泊纜關(guān)于坐標(biāo)軸對稱分布，保證系統(tǒng)的橫向與縱向剛度一致。導(dǎo)纜點(diǎn)和系纜點(diǎn)的z向高度一致，且高于水平面，使系泊系統(tǒng)呈水平布置。每根系泊纜均由鋼絲繩和彈簧制成，并連接一個(gè)單分力傳感器，以測量其拉力。單根系泊纜的剛度系數(shù)為54.28 N/m，松弛長度為1.08 m，預(yù)張力為68.67 N。

圖5 本文張力腿平臺(tái)等效水平系泊系統(tǒng)布置Fig .5 Layout of the equivalent horizontal mooring system of the TLP in this paper

2.2.2試驗(yàn)工況

在開展渦激運(yùn)動(dòng)試驗(yàn)之前，首先進(jìn)行靜水剛度和自由衰減試驗(yàn)得到所需的系統(tǒng)參數(shù)值。平臺(tái)在0°、22.5°和45.0°流向角下橫向運(yùn)動(dòng)和首搖的固有周期如表2所示。

表2 本文張力腿平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)固有周期及垂直投影面積Table 2 Natural periods of the VIM and the submerged projected areas for the TLP in this paper

拖曳試驗(yàn)探究了張力腿平臺(tái)在0°、22.5°和45.0°流向角下，折合速度4≤Ur≤12時(shí)的渦激運(yùn)動(dòng)特性，相應(yīng)的模型速度范圍為0.100 m/s≤U≤0.450 m/s，雷諾數(shù)小于3×105，處于亞臨界雷諾數(shù)范圍內(nèi)，避免了過渡雷諾數(shù)區(qū)域邊界層流態(tài)的不確定性。此外，傅汝德數(shù)低于0.2，不計(jì)自由面的影響。

3 渦激運(yùn)動(dòng)結(jié)果對比

采用多面體網(wǎng)格和六面體網(wǎng)格分別對張力腿平臺(tái)的渦激運(yùn)動(dòng)進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，與模型試驗(yàn)值進(jìn)行對比，多角度分析張力腿平臺(tái)的渦激運(yùn)動(dòng)特性，并驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算結(jié)果的可靠性。

3.1 渦激運(yùn)動(dòng)響應(yīng)幅值

圖6為0°、22.5°和45.0°流向角下張力腿平臺(tái)的橫向運(yùn)動(dòng)幅值的模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果。0°流向角下，模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬的橫向運(yùn)動(dòng)幅值最大值為0.40,均在58，即鎖定區(qū)間之后，橫向運(yùn)動(dòng)幅值明顯小于鎖定區(qū)間的幅值。22.5°和45.0°流向角時(shí)，橫向運(yùn)動(dòng)幅值仍在5

圖6 本文張力腿平臺(tái)橫向運(yùn)動(dòng)幅值Fig .6 Amplitudes of the transverse motion of the TLP in this paper

因此，無論采用數(shù)值模擬方法還是模型試驗(yàn)手段，都能較好地展現(xiàn)張力腿平臺(tái)的渦激運(yùn)動(dòng)特性。但無論在哪個(gè)流向角下，模型試驗(yàn)的橫向運(yùn)動(dòng)幅值均在大折合速度下大于數(shù)值模擬結(jié)果。此處采用不同網(wǎng)格的數(shù)值模擬結(jié)果基本一致，說明本文采用的數(shù)值模擬方法是可靠的。0°和22.5°流向角下，在Ur>8以后，數(shù)值計(jì)算得到的橫向運(yùn)動(dòng)幅值基本都低于0.20，明顯小于模型試驗(yàn)值。在0°流向角下，Ur>8后模型試驗(yàn)的橫向運(yùn)動(dòng)幅值隨著折合速度增大而增大，可能發(fā)生了馳振現(xiàn)象。45.0°流向角下，數(shù)值模擬尤其是多面體網(wǎng)格的數(shù)值得到的橫向運(yùn)動(dòng)幅值在Ur>6后便開始明顯低于模型試驗(yàn)結(jié)果。

綜上所述，張力腿平臺(tái)的渦激運(yùn)動(dòng)無論在哪個(gè)流向角下都有明顯的鎖定區(qū)間，為5

圖7為0°、22.5°和45.0°流向角下張力腿平臺(tái)首搖幅值的模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果。在0°流向角時(shí)，最大首搖幅值在4.1°～4.3°，鎖定區(qū)間為8

圖7 本文張力腿平臺(tái)首搖幅值Fig .7 Yaw amplitudes of the TLP in this paper

在數(shù)值模擬中，0°流向角的首搖計(jì)算結(jié)果與模型試驗(yàn)值吻合較好。采用多面體網(wǎng)格和六面體網(wǎng)格的數(shù)值模擬得到的首搖幅值均在Ur=9時(shí)達(dá)到最大值，而模型試驗(yàn)在Ur=11時(shí)才出現(xiàn)最大首搖幅值。22.5°流向角下，數(shù)值模擬中沒有明確的鎖定區(qū)間，且在Ur>8以后明顯低于試驗(yàn)值，尤其是多面體網(wǎng)格的模擬結(jié)果。對于六面體網(wǎng)格的模擬結(jié)果而言，其曲線與模型試驗(yàn)的吻合程度在Ur≤8的范圍內(nèi)較高，在大折合速度時(shí)，模擬的準(zhǔn)確度較低。45.0°流向角下，數(shù)值模擬結(jié)果在大折合速度下的首搖幅值明顯低于模型試驗(yàn)值。

綜上所述，模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬均能較好地體現(xiàn)張力腿平臺(tái)首搖渦激運(yùn)動(dòng)特性。雖然多面體網(wǎng)格和六面體網(wǎng)格相較于四面體網(wǎng)格來說均有較高的計(jì)算精度，但無論采用多面體網(wǎng)格還是六面體網(wǎng)格，其模擬結(jié)果與模型試驗(yàn)的結(jié)果均在大的折合速度下有一定的偏差，且數(shù)值模擬的首搖幅值偏小。值得一提的是，相對于多面體網(wǎng)格，采用六面體網(wǎng)格的數(shù)值模擬結(jié)果在更大的折合速度下才出現(xiàn)幅值的降低，故六面體網(wǎng)格的吻合度較高于多面體網(wǎng)格。造成這種現(xiàn)象的主要原因是圓柱繞流問題較為復(fù)雜，尤其是對于具有多圓柱結(jié)構(gòu)的張力腿平臺(tái)，各個(gè)圓柱周圍的流場存在互相干擾，數(shù)值手段捕捉漩渦的能力有限，模擬難度較大。此外，Brouwer等[15]的研究中提到，模型試驗(yàn)中由于水池有效拖曳長度有限，可獲得的運(yùn)動(dòng)時(shí)歷較短，因此統(tǒng)計(jì)結(jié)果具有一定的隨機(jī)性。這一隨機(jī)性在CFD分析中也同樣存在。

3.2 渦激運(yùn)動(dòng)水動(dòng)力系數(shù)

鑒于數(shù)值計(jì)算中采用六面體網(wǎng)格模擬結(jié)果與模型試驗(yàn)結(jié)果的吻合度較高，因此以下章節(jié)將采用六面體網(wǎng)格的數(shù)值模擬結(jié)果與模型試驗(yàn)進(jìn)行對比分析。圖8為張力腿平臺(tái)脈動(dòng)升力系數(shù)及時(shí)均阻力系數(shù)的數(shù)值模擬結(jié)果與模型試驗(yàn)結(jié)果對比。對比圖8a及圖6可知，無論在哪個(gè)流向角下，脈動(dòng)升力系數(shù)隨折合速度的變化曲線與橫向運(yùn)動(dòng)幅值隨折合速度的變化趨勢基本一致，即平臺(tái)在5

圖8 本文張力腿平臺(tái)水動(dòng)力系數(shù)Fig .8 Hydrodynamic coefficients of the TLP in this paper

3.3 運(yùn)動(dòng)軌跡

0°流向角典型折合速度下，xy平面內(nèi)的運(yùn)動(dòng)軌跡如圖9所示。其中x/D、y/D分別代表平臺(tái)的橫、縱向無量綱運(yùn)動(dòng)。在平臺(tái)的鎖定區(qū)間內(nèi)(紅藍(lán)軌跡)，其在較小的縱向運(yùn)動(dòng)范圍內(nèi)做周期往復(fù)性的橫向運(yùn)動(dòng)，且橫向運(yùn)動(dòng)范圍較大，更偏向于直線型運(yùn)動(dòng)。在鎖定區(qū)間之前，平臺(tái)的縱向和橫向運(yùn)動(dòng)范圍均較小。在鎖定區(qū)間之后，平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)呈現(xiàn)雜亂無章的特性，隨機(jī)性較強(qiáng)。

圖9 本文張力腿平臺(tái)平面內(nèi)的運(yùn)動(dòng)軌跡Fig .9 Motion trajectories of the TLP in the plane in this paper

3.4 瞬時(shí)流場

為了深入研究張力腿平臺(tái)尾流區(qū)域的物理形態(tài)和流體結(jié)構(gòu)，本文展示了其在0°、22.5°和45.0°流向角，Ur=6的瞬時(shí)渦量云圖，如圖10所示。在均勻流中，張力腿平臺(tái)的每個(gè)圓形立柱兩側(cè)均會(huì)產(chǎn)生交替的漩渦脫落現(xiàn)象，形成脈動(dòng)壓力差，表現(xiàn)為橫向的水平升力和順流向的阻力。平臺(tái)在此升力的作用下會(huì)產(chǎn)生橫向運(yùn)動(dòng)響應(yīng)。由圖10可知，0°流向角時(shí)，下游的2個(gè)立柱均處在上游圓柱的尾流場。22.5°流向角時(shí)，右下角的下游立柱全部處于上游立柱的尾流場中，導(dǎo)致上游圓柱的漩渦直接撞擊在下游柱體表面，下游圓柱的尾渦長度變小，并有可能產(chǎn)生湍流渦，因此下游立柱會(huì)產(chǎn)生較大的脈動(dòng)升力。另一方面立柱之間的橫向距離較短，產(chǎn)生的漩渦的間距相對緊湊，漩渦的相互作用較強(qiáng)，因此產(chǎn)生較大的橫向運(yùn)動(dòng)。而45.0°流向角時(shí)，只有最下游的1個(gè)立柱會(huì)受到上游立柱尾渦的作用，且因?yàn)榫嚯x較遠(yuǎn)，作用力較微弱。此外，平臺(tái)橫向受來流方向影響的寬度明顯增大，4個(gè)立柱之間的橫向間距較大，其各自尾流場的漩渦幾乎沒有干擾，相互作用較弱，平臺(tái)所處的整個(gè)流場的渦量強(qiáng)度較小，因此45.0°流向角時(shí)的橫向運(yùn)動(dòng)幅值最小。

圖10 本文張力腿平臺(tái)XY平面內(nèi)的渦量等值線瞬時(shí)流場圖(Z=T)Fig .10 Instantaneous vorticity contours plots(Z=T)in XY plane for the TLP in this paper

4 結(jié)論

1) 0°流向角下，張力腿平臺(tái)的橫向運(yùn)動(dòng)響應(yīng)最顯著，無量綱標(biāo)稱值最大約為0.40， 45.0°流向角的橫向渦激運(yùn)動(dòng)幅值最小，最大無量綱值約為0.23。無論在哪個(gè)流向角下，鎖定區(qū)間均為5

2) 運(yùn)動(dòng)軌跡在鎖定區(qū)間為趨于直線型的往復(fù)運(yùn)動(dòng)。鎖定區(qū)之前的運(yùn)動(dòng)范圍較小，鎖定區(qū)之后的運(yùn)動(dòng)軌跡隨機(jī)性增強(qiáng)，表現(xiàn)為雜亂無章的特性。

3) 相較45.0°流向角，0°和22.5°流向角時(shí)下游立柱產(chǎn)生較大的脈動(dòng)升力，從而產(chǎn)生顯著的橫向運(yùn)動(dòng)幅值。

4) 數(shù)值模擬計(jì)算中，采用多面體網(wǎng)格和六面體網(wǎng)格的模擬結(jié)果相差不大，二者與模型試驗(yàn)結(jié)果均在較小的折合速度下吻合較好，在大的折合速度下有較大的偏差，且數(shù)值模擬計(jì)算的響應(yīng)值偏小。這可能是因?yàn)槎鄨A柱結(jié)構(gòu)流場對數(shù)值模型的要求較高，且模型試驗(yàn)中大折合速度的時(shí)歷長度有限。但是不同于多面體網(wǎng)格，采用六面體網(wǎng)格的數(shù)值模擬在更大的折合速度下才出現(xiàn)幅值的降低，故六面體網(wǎng)格模擬結(jié)果與模型試驗(yàn)結(jié)果的吻合度較高于多面體網(wǎng)格。