分隔板對(duì)Spar平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)響應(yīng)影響的分析研究

郭涵慧，趙偉文，萬(wàn)德成

(上海交通大學(xué) 船海計(jì)算水動(dòng)力學(xué)研究中心(CMHL) 船舶海洋與建筑工程學(xué)院，上海 200240)

作為深海浮式平臺(tái)中的一類，Spar平臺(tái)經(jīng)歷多年發(fā)展，其主體結(jié)構(gòu)形狀已延伸出許多新形式，在人類開(kāi)發(fā)深海的過(guò)程中起到了相當(dāng)重要的作用，其中單柱式包括經(jīng)典式Classic Spar平臺(tái)和Truss Spar平臺(tái)，多柱式則主要為分簡(jiǎn)集束式的Cell Spar平臺(tái)[1]，在一定的來(lái)流條件下，這幾類平臺(tái)都有發(fā)生渦激運(yùn)動(dòng)的可能，而渦激運(yùn)動(dòng)幅值可能會(huì)由于種種原因高于設(shè)計(jì)值，并因此對(duì)平臺(tái)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生一定的損傷，相當(dāng)不利于平臺(tái)作業(yè)的安全性。

因此，渦激運(yùn)動(dòng)抑制裝置的研究十分必要。而更有利于控制成本的被動(dòng)控制法中，平臺(tái)主體結(jié)構(gòu)上附加分隔板則是較為普遍的形式之一，并且有研究證明，來(lái)流側(cè)分隔板長(zhǎng)度對(duì)渦激運(yùn)動(dòng)的抑制效果具有深刻的影響[2]。在目前已進(jìn)行的研究中，附加分隔板的位置包括結(jié)構(gòu)表面來(lái)流側(cè)和尾流側(cè)兩種，分隔板的類型包括分離式分隔板[3]、柔性分隔板[4]和剛性分隔板三種主流形式。

Gao等[5]對(duì)Re=26 600情況下，附加來(lái)流側(cè)分隔板(L/D=0～2.0)的圓柱進(jìn)行了風(fēng)洞試驗(yàn)，除了粒子圖像測(cè)速外，進(jìn)一步在圓柱中間截面周向布置了35個(gè)測(cè)速點(diǎn)進(jìn)行截面壓力測(cè)量以獲得圓柱表面的壓力分布。試驗(yàn)數(shù)據(jù)顯示，加裝分隔板后，當(dāng)板長(zhǎng)為 1.0 倍圓柱直徑時(shí)，升阻力系數(shù)達(dá)到最小，其中，脈動(dòng)升力系數(shù)比未附加分隔板的情況降低 63.6%，時(shí)均阻力系數(shù)則降低了36.0%。但在分隔板長(zhǎng)度更短或者更長(zhǎng)的情況下，升阻力系數(shù)的降低并不顯著，因此，適中的分隔板長(zhǎng)度(L/D=1.0)在工程應(yīng)用中，可作為流動(dòng)分離控制的最佳選擇。Hwang和Yang[6]沿圓柱體的水平直徑放置分別位于來(lái)流側(cè)和尾流側(cè)的兩個(gè)分隔板，研究發(fā)現(xiàn)來(lái)流側(cè)和尾流側(cè)分隔板的組合作用對(duì)抑制阻力有顯著的作用。尾流側(cè)分隔板可以破壞圓柱尾流側(cè)的渦旋脫落，而來(lái)流側(cè)分隔板則可以對(duì)來(lái)流施加摩擦力作用，兩者結(jié)合，使來(lái)流側(cè)壓力較小，而尾流側(cè)壓力增大，通過(guò)減小圓柱兩側(cè)壓差的方式來(lái)降低阻力。Chutkey等[7]的風(fēng)洞試驗(yàn)對(duì)雷諾數(shù)Re=51 000情況下的圓柱加裝來(lái)流側(cè)分隔板，通過(guò)粒子圖像測(cè)速(PIV)獲得相關(guān)流場(chǎng)情況。結(jié)果表明，來(lái)流側(cè)分隔板改變了圓柱來(lái)流側(cè)的流動(dòng)條件，同時(shí)，由于分隔板的存在，圓柱下游的尾流特性也產(chǎn)生了實(shí)質(zhì)性變化。Liang等[4]在研究中提出通過(guò)不同長(zhǎng)度的柔性分隔板來(lái)控制渦激振動(dòng)(VIV)。其中，圓柱體為剛性中空有機(jī)玻璃管，而柔性分隔板則由薄而輕的石蕊試紙制成。研究發(fā)現(xiàn)，對(duì)于分隔板L/D≤1.1的情況，渦激振動(dòng)可以得到很好的控制，然而隨著分隔板長(zhǎng)度的進(jìn)一步增加，會(huì)發(fā)生嚴(yán)重的馳振，響應(yīng)振幅甚至高于裸圓柱。

目前關(guān)于附加來(lái)流側(cè)分隔板對(duì)Spar平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)特性影響的研究分析較少，因此，基于OpenFOAM開(kāi)源平臺(tái)，采用基于剪切應(yīng)力輸運(yùn)模型的延遲分離渦模擬(SST-DDES)方法，對(duì)一座Truss Spar平臺(tái)的硬艙部分附加長(zhǎng)度為1.0D(D為硬艙直徑)的剛性分隔板，在不可壓縮黏性流場(chǎng)中，對(duì)其進(jìn)行三維數(shù)值模擬，研究在一定的流速區(qū)間內(nèi)，是否附加來(lái)流側(cè)分隔板將對(duì)Spar平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)響應(yīng)特性造成的影響。

1 數(shù)值方法

1.1 SST-DDES模型

作為一種兩方程湍流模型，剪切輸運(yùn)模型，即SST模型由Menter[8]和Menter等[9]提出將k-ε與k-ω方程相加，且標(biāo)準(zhǔn)k-ω方程和標(biāo)準(zhǔn)k-ε方程均乘以一個(gè)混合函數(shù)F1。

混合函數(shù)F1定義為：

F1=tanh(arg14)

(1)

(2)

其中，k為湍動(dòng)能，ν為分子黏度，ω為特定湍流耗散率，y為壁面距離。

(3)

在靠近立柱壁面的區(qū)域，需考慮立柱表面邊界條件的影響，因此在近壁區(qū)等價(jià)于k-ω模型，因此k-ω模型能更好地處理立柱壁面邊界條件，此時(shí)F1等于1；在遠(yuǎn)離壁面的高雷諾數(shù)區(qū)域，需考慮湍流剪切應(yīng)力的輸運(yùn)過(guò)程，此刻F1等于0，轉(zhuǎn)換為標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型。

湍流耗散率ω的輸運(yùn)方程為：

(4)

其中，νt為湍流黏度，u為速度場(chǎng)。

Gritskevich等[10]采用施加延遲函數(shù)的方法實(shí)現(xiàn)了基于剪切應(yīng)力輸運(yùn)模型(SST)的延遲分離渦模擬(DDES)方法，將k方程中的耗散項(xiàng)進(jìn)行修正，即將RANS方法中的長(zhǎng)度尺度lRANS用混合長(zhǎng)度尺度lDDES代替。

lRANS和lDDES定義為：

(5)

式中：CDES為DES常數(shù)，Δ為笛卡爾網(wǎng)格下的亞格子長(zhǎng)度尺度。

經(jīng)驗(yàn)混合函數(shù)fd為：

fd=1-tanh[(Cd1rd)Cd2]

(6)

由此，湍動(dòng)能k的方程為：

(7)

(8)

式中：β*、γ、αω、αω2、Cd1、Cd2均為常系數(shù)。

1.2 動(dòng)網(wǎng)格

要求解Spar平臺(tái)的渦激運(yùn)動(dòng)，需要利用OpenFOAM中的動(dòng)態(tài)變形網(wǎng)格技術(shù)以處理Spar平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)時(shí)，網(wǎng)格隨之產(chǎn)生的較大變形。這種方法不僅可以維持網(wǎng)格之間原有的拓?fù)潢P(guān)系，同時(shí)網(wǎng)格單元可以進(jìn)行拉伸變形[11]。趙偉文和萬(wàn)德成[12]采用了OpenFOAM的自帶求解器pimpleDyMFoam，并利用該動(dòng)態(tài)變形網(wǎng)格方式，對(duì)于附加螺旋側(cè)板的Truss Spar平臺(tái)標(biāo)準(zhǔn)模型進(jìn)行了數(shù)值模擬，并將其與試驗(yàn)成果加以比較,從而證實(shí)了該方案在數(shù)值模擬Spar平臺(tái)的渦激運(yùn)動(dòng)時(shí)具備了相當(dāng)?shù)目尚行浴?/p>

1.3 離散格式

本文的離散格式采用有限體積法，對(duì)時(shí)間項(xiàng)的離散通過(guò)隱式歐拉格式，壓力與速度的耦合計(jì)算求解則采用PIMPLE方法(PISO和SIMPLE結(jié)合)。PISO方法的求解步驟為：先預(yù)估一步，再校正兩步。而本文所使用的PIMPLE方法，相對(duì)于原有PISO方法，差別在于對(duì)同一時(shí)間步內(nèi)進(jìn)行數(shù)次循環(huán)校正，取其最后一個(gè)校正結(jié)果，為下一時(shí)間步初始值，再繼續(xù)進(jìn)行上述迭代。

2 數(shù)值模型與計(jì)算工況

2.1 計(jì)算模型

作為一種單柱式結(jié)構(gòu)物，Spar平臺(tái)主體部分可以劃分為硬艙、中間段和軟艙三部分，選取Finnigan和Roddier[13]進(jìn)行拖曳試驗(yàn)所用的Truss Spar平臺(tái)試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，該模型試?yàn)裝置使用線性對(duì)稱系泊系統(tǒng)，模型的主體部分還配備有螺旋側(cè)板、管道和鏈條等。這里只取該試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭黧w部分，不考慮除主體外其他附屬物的影響，將一定長(zhǎng)度的剛性分隔板加裝在主體單柱式結(jié)構(gòu)物的來(lái)流側(cè)，放開(kāi)縱蕩及橫蕩兩個(gè)自由度模擬Spar平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)時(shí)的主導(dǎo)運(yùn)動(dòng)，建立數(shù)學(xué)模型，以考察不同折合速度下，剛性分隔板對(duì)Spar平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)的影響，對(duì)其流場(chǎng)和渦激運(yùn)動(dòng)響應(yīng)特性進(jìn)行分析。該Spar平臺(tái)的主要參數(shù)如表1所示。

表1 Spar平臺(tái)計(jì)算模型主要參數(shù)設(shè)置Tab. 1 Main dimensions of the semi-submersible platform

對(duì)于分隔板參數(shù)的選取，一方面，由于剛性分隔板固定連接在平臺(tái)主體上，分隔板的厚度對(duì)整個(gè)系統(tǒng)的影響不大，選取分隔板厚度為0.06倍直徑，即0.105 m；另一方面，由于Gao等[5]在固定繞流研究中發(fā)現(xiàn)，分隔板長(zhǎng)度為一倍圓柱直徑時(shí)，對(duì)圓柱阻力的減弱效果最好，以此為參考，本文研究渦激運(yùn)動(dòng)時(shí)也將分隔板長(zhǎng)度選取一倍圓柱直徑，即1.75 m。該附加來(lái)流側(cè)分隔板的Spar平臺(tái)計(jì)算模型如圖1所示。

圖1 附加來(lái)流側(cè)分隔板的Spar平臺(tái)計(jì)算模型Fig. 1 Computational model of spar platform with splitter plate

在繪制計(jì)算網(wǎng)格時(shí)，采用單元分割方式生成非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。首先通過(guò)OpenFOAM的blockMesh生成初始的純六面體背景網(wǎng)格，然后在該網(wǎng)格的基礎(chǔ)上進(jìn)行八分法分裂，加密流場(chǎng)中的關(guān)鍵區(qū)域以捕獲流動(dòng)劇烈變化的細(xì)微流場(chǎng)結(jié)構(gòu)，包括Spar平臺(tái)所在高度區(qū)間，來(lái)流在分隔板上產(chǎn)生流動(dòng)分離區(qū)域和尾流部分回流長(zhǎng)度區(qū)域。直角坐標(biāo)系下的計(jì)算域網(wǎng)格劃分示意如圖2所示。

圖2 計(jì)算域網(wǎng)格劃分示意Fig. 2 Computational domain

計(jì)算域網(wǎng)格大小為27D×10D×3H，對(duì)于局部網(wǎng)格繪制方面，在Spar平臺(tái)表面采用5級(jí)加密。同時(shí)，為了更準(zhǔn)確捕捉分隔板的形狀特征，將分隔板采用6級(jí)加密。為保證壁面y+<1，在網(wǎng)格基本繪制完成后，另外對(duì)靠近圓柱及分隔板的第一層網(wǎng)格更進(jìn)一步劃分，使其高度為0.000 4D，進(jìn)一步劃分雖然在一定程度上加大了計(jì)算量，但是有利于對(duì)平臺(tái)表面流動(dòng)情況的精確捕捉。圖3為t=5 s時(shí)Z=-0.5H截面處局部網(wǎng)格，此時(shí)部分網(wǎng)格已產(chǎn)生一定的變形。

圖3 Z=-0.5H截面處局部網(wǎng)格分布(t=5 s)Fig. 3 View of the global mesh of section at Z=-0.5H (t=5 s)

計(jì)算域的邊界條件設(shè)定為：在如圖X負(fù)方向左邊界，為上游來(lái)流入口，設(shè)置其邊界條件為均勻來(lái)流，且法向壓力梯度為零；在X正方向右邊界，為下游的流動(dòng)出口處，設(shè)置其速度邊界條件為法向速度梯度為零，壓力邊界條件則取壓力為零。計(jì)算域的上下邊界(Z=0，Z=-3H處)，設(shè)置為對(duì)稱邊界條件，前后邊界(Y=5D，Y=-5D處)和Spar平臺(tái)主體表面，設(shè)置為自由滑移邊界條件，且Spar平臺(tái)主體表面設(shè)定其法向壓力梯度為零。其中，未附加分隔板的Spar平臺(tái)網(wǎng)格數(shù)量約為200萬(wàn)，小于附加來(lái)流側(cè)分隔板情況，是由于立柱表面和來(lái)流側(cè)分隔板連接處需要加密，導(dǎo)致了網(wǎng)格數(shù)量稍有差異，但不同工況下，網(wǎng)格數(shù)量均控制在一個(gè)量級(jí)，分隔板和立柱處的加密等級(jí)也保持一致。附加分隔板的Spar平臺(tái)網(wǎng)格繪制參數(shù)設(shè)置如表2所示。

表2 計(jì)算域網(wǎng)格參數(shù)設(shè)置Tab. 2 Computational domain

2.2 自由衰減數(shù)值模擬

由于Spar平臺(tái)發(fā)生渦激運(yùn)動(dòng)時(shí)的主導(dǎo)運(yùn)動(dòng)為橫向和縱向運(yùn)動(dòng)，出于簡(jiǎn)化問(wèn)題的考慮，在本文的數(shù)值模擬中只放開(kāi)這兩個(gè)自由度[14]。為得到本次模擬中不同工況Spar平臺(tái)的橫向運(yùn)動(dòng)固有周期Tn以計(jì)算折合速度Ur，開(kāi)展了平臺(tái)的線位移自由衰減試驗(yàn)數(shù)值模擬，即給平臺(tái)一個(gè)橫蕩方向初始位移或者初始速度，本文設(shè)置為橫向運(yùn)動(dòng)方向的初始速度，從零時(shí)刻開(kāi)始，在沒(méi)有來(lái)流的情況下做自由振蕩運(yùn)動(dòng)[15]，計(jì)算得到的振蕩周期作為Spar平臺(tái)的橫向運(yùn)動(dòng)固有周期Tn。圖4展示了平臺(tái)的橫蕩自由衰減試驗(yàn)數(shù)值模擬得到的橫蕩時(shí)歷曲線，并通過(guò)傅里葉變換得到Spar平臺(tái)自由衰減橫蕩頻譜圖像，附加分隔板的Spar平臺(tái)對(duì)應(yīng)橫蕩自由衰減的頻率為0.041 69 Hz，未附加分隔板的Spar平臺(tái)對(duì)應(yīng)橫蕩自由衰減的頻率為0.064 43 Hz。Oakley和Constantinides[16]對(duì)該Spar平臺(tái)進(jìn)行了計(jì)算流體力學(xué)(CFD)數(shù)值模擬，該平臺(tái)折合速度Ur=6時(shí)，對(duì)應(yīng)來(lái)流速度為0.64 m/s，橫蕩固有頻率為0.060 9 Hz，與本文中未附加分隔板情況下Spar平臺(tái)橫蕩自由衰減頻率的誤差為4.6%，證明了本次數(shù)值模擬結(jié)果的可靠性。

圖4 有無(wú)來(lái)流側(cè)分隔板的Spar平臺(tái)自由衰減橫蕩時(shí)歷曲線Fig. 4 Time history of free decay test (cross-flow motion)

2.3 計(jì)算工況

為計(jì)算不同折合速度下，是否附加來(lái)流側(cè)分隔板對(duì)Spar平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)的影響，設(shè)置5種不同來(lái)流速度，來(lái)流角度為0°，對(duì)附加分隔板及未附加分隔板的Spar平臺(tái)進(jìn)行數(shù)值模擬。計(jì)算工況共8種，具體參數(shù)如表3所示。

表3 CFD模擬計(jì)算工況Tab. 3 CFD simulation case conditions

3 結(jié)果分析

3.1 橫蕩與縱蕩響應(yīng)結(jié)果分析

對(duì)于Spar平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)中的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，主要考慮了該Spar平臺(tái)硬艙部分的橫蕩和縱蕩運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，為便于分析，一般使用標(biāo)稱響應(yīng)幅值和最大響應(yīng)幅值進(jìn)行統(tǒng)計(jì)。

(9)

(10)

其中，Y(t)代表橫蕩時(shí)歷位移，σ[Y(t)]代表橫蕩位移的標(biāo)準(zhǔn)差，(Ay/L)nominal為標(biāo)稱響應(yīng)幅值，(Ay/L)max為最大響應(yīng)幅值。

在本文計(jì)算的流速范圍內(nèi)，隨著流速的增大，無(wú)來(lái)流側(cè)分隔板的Spar平臺(tái)縱蕩運(yùn)動(dòng)周期逐漸減小，而附加來(lái)流側(cè)分隔板的Spar平臺(tái)縱蕩運(yùn)動(dòng)周期先減小后增大。如表4所示，可以觀察到在圖5(a)中U=0.364 0 m/s時(shí)，附加分隔板后的Spar平臺(tái)的渦激縱蕩運(yùn)動(dòng)振幅大于相同流速下未附加分隔板情況的縱蕩運(yùn)動(dòng)振幅，隨著流速的增大，如圖5(d)所示U=0.729 6 m/s時(shí)，附加分隔板Spar平臺(tái)的縱蕩運(yùn)動(dòng)幅值小于未附加分隔板情況，說(shuō)明在流速較高時(shí)，附加分隔板有助于減少Spar平臺(tái)的縱蕩運(yùn)動(dòng)響應(yīng)幅值。

表4 有無(wú)來(lái)流側(cè)分隔板的Spar平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)不同流速下縱蕩運(yùn)動(dòng)對(duì)比Tab. 4 VIM surge motion for different flow velocities

圖5為不同流速下，Spar平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)的縱蕩時(shí)間歷程曲線及傅里葉頻譜分析。

圖5 不同流速下的縱蕩運(yùn)動(dòng)時(shí)間歷程曲線及傅里葉頻譜分析Fig. 5 Time history of VIM surge motion and Fourier transform result

由圖5(a)可以看出，在較小流速U=0.364 0 m/s下，未附加來(lái)流側(cè)分隔板的Spar平臺(tái)能量的累積比較緩慢，縱向運(yùn)動(dòng)幅值隨著時(shí)間的增長(zhǎng)緩慢增加，直到t=350 s時(shí)才到達(dá)穩(wěn)定，呈現(xiàn)出規(guī)律的往復(fù)運(yùn)動(dòng)，而附加分隔板情況下到達(dá)穩(wěn)定狀態(tài)耗費(fèi)的時(shí)間更少。隨著流速的增大，如圖5(c)中U=0.583 7 m/s時(shí)，短時(shí)間內(nèi)，未附加來(lái)流側(cè)分隔板的Spar平臺(tái)就達(dá)到較為穩(wěn)定的狀態(tài)，縱蕩運(yùn)動(dòng)的平衡位置在流向上逐漸遠(yuǎn)離初始位置，且此時(shí)可在無(wú)來(lái)流側(cè)分隔板的情況下觀察到明顯的流動(dòng)三維特性，平臺(tái)縱向運(yùn)動(dòng)的不規(guī)律性逐漸增強(qiáng)，運(yùn)動(dòng)幅值也逐漸降低，反映在頻率結(jié)果中則表現(xiàn)為出現(xiàn)若干個(gè)高階頻率，表明此時(shí)平臺(tái)的縱向運(yùn)動(dòng)有多階振型，運(yùn)動(dòng)特性較為復(fù)雜。對(duì)于附加分隔板的情況下，隨著流速的增大，其縱蕩運(yùn)動(dòng)能量集中的峰值逐漸減小。如圖5(d)中U=0.729 6 m/s時(shí)，附加分隔板Spar平臺(tái)縱蕩運(yùn)動(dòng)幅值最終小于未附加分隔板情況，且此工況下，其縱蕩運(yùn)動(dòng)的平衡位置在流向上更靠近初始位置。

在本文計(jì)算的流速范圍內(nèi)，對(duì)于Spar平臺(tái)的橫蕩運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，未附加分隔板的Spar平臺(tái)其橫蕩最大幅值和標(biāo)稱幅值隨著流速的增大逐漸增大，如圖6(d)中流速U=0.729 6 m/s時(shí)，其橫蕩運(yùn)動(dòng)頻率接近橫蕩固有頻率，其能量集中的峰值及橫蕩運(yùn)動(dòng)振幅達(dá)到最大，出現(xiàn)了“鎖定”現(xiàn)象。

圖6 不同流速下的橫蕩運(yùn)動(dòng)時(shí)間歷程曲線及傅里葉頻譜分析Fig. 6 Time history of VIM sway motion and Fourier transform result

對(duì)于附加來(lái)流側(cè)分隔板的Spar平臺(tái)，其最大幅值和標(biāo)稱幅值則隨著折合速度的增大，呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢(shì)，如表5所示，并在流速U=0.437 7～0.583 7 m/s時(shí)，出現(xiàn)“鎖定”現(xiàn)象，其橫蕩運(yùn)動(dòng)周期接近其固有頻率，達(dá)到橫蕩最大幅值，而當(dāng)流速繼續(xù)增大，于圖6(d)中U=0.729 6 m/s時(shí)，顯示其能量集中的峰值逐漸減小，橫蕩運(yùn)動(dòng)逐漸遠(yuǎn)離橫蕩固有頻率，出現(xiàn)渦激運(yùn)動(dòng)的“解鎖”現(xiàn)象，相對(duì)于沒(méi)有來(lái)流側(cè)分隔板作用的Spar平臺(tái)，其橫蕩周期減小22.21%，橫蕩最大幅值減小81.3%。即在來(lái)流側(cè)分隔板的影響下，Spar平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)在相對(duì)較低雷諾數(shù)下實(shí)現(xiàn)了與高雷諾狀態(tài)相似的流動(dòng)分離。

表5 有無(wú)來(lái)流側(cè)分隔板的Spar平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)不同流速下橫蕩運(yùn)動(dòng)對(duì)比Tab. 5 Time history of VIM sway motion for different flow velocities

3.2 流場(chǎng)情況分析

于上文中，可在流速U=0.729 6 m/s情況下觀察到，是否附加來(lái)流側(cè)分隔板對(duì)Spar平臺(tái)的橫蕩和縱蕩運(yùn)動(dòng)響應(yīng)影響最為明顯。因此選取該流速情況，對(duì)是否附加分隔板Spar平臺(tái)的流場(chǎng)情況進(jìn)行分析。

來(lái)流側(cè)分隔板改變了Spar平臺(tái)的來(lái)流條件，因此也改變了尾流區(qū)渦旋脫落，圖7為某瞬時(shí)該Spar平臺(tái)位于平衡位置附近處的瞬時(shí)渦量圖。

圖7 瞬時(shí)Spar平臺(tái)渦量云圖(Q準(zhǔn)則，Q=0.5)Fig. 7 Tail vortex structure of spar platform with Q=0.5

可以觀察到，在分隔板前端產(chǎn)生流動(dòng)分離后，立柱表面處的流體速度方向發(fā)生逆轉(zhuǎn)，形成旋渦，不對(duì)稱的渦旋結(jié)構(gòu)沿著來(lái)流側(cè)分隔板形成，使得立柱展向方向上產(chǎn)生連接來(lái)流及尾流側(cè)渦旋的渦結(jié)構(gòu)，且在自由端，出現(xiàn)了更加明顯的稍渦結(jié)構(gòu)。

選取上述同時(shí)刻下的瞬時(shí)渦量平面圖(Z=-0.5H)，如圖8所示。

圖8 某瞬時(shí)Spar平臺(tái)渦量云圖(Z=-0.5H)Fig. 8 Distribution of vorticity contour on the Z=-0.5H horizontal plane

由圖8可以看出，當(dāng)流體流經(jīng)分隔板時(shí)，在來(lái)流側(cè)分隔板前緣處，由于逆壓梯度和流體黏性的存在，產(chǎn)生一定程度的流動(dòng)分離，靠近分隔板與立柱連接處的流體速度慢慢減小為零，隨后在來(lái)流側(cè)前駐點(diǎn)附近形成不對(duì)稱的回流渦旋結(jié)構(gòu)，綜上導(dǎo)致分離的剪切層過(guò)早地從層流轉(zhuǎn)變?yōu)橥牧?，改變了平臺(tái)來(lái)流狀態(tài)。Qiu等[17]對(duì)附加來(lái)流側(cè)分隔板的固定圓柱繞流的數(shù)值模擬表明，來(lái)流在分隔板上最大厚度約為80 mm的平板湍流邊界層，并改變了立柱表面邊界層狀態(tài)。

對(duì)同一時(shí)刻的平面(Z=-0.5H)速度云圖(圖9)進(jìn)行分析，附加分隔板的Spar平臺(tái)兩側(cè)渦旋脫落中心的間距變窄，可能由于圓柱尾流區(qū)兩側(cè)剪切層更靠近，兩者之間的相互作用更快，由于渦旋脫落頻率由圓柱尾流區(qū)域兩側(cè)剪切層的作用決定，附加分隔板后圓柱尾流區(qū)渦旋脫落頻率加快，也就解釋了上文中，同等流速下，附加分隔板后Spar平臺(tái)的橫蕩運(yùn)動(dòng)周期小于未附加分隔板的Spar平臺(tái)。

圖9 某瞬時(shí)Spar平臺(tái)平面速度云圖(Z=-0.5H)Fig. 9 Distribution of velocity contour on the Z=-0.5H horizontal plane

觀察某瞬時(shí)的展向平面速度云圖(Y=-0.07D)，由圖10可以發(fā)現(xiàn)，一方面，未附加分隔板情況下，在立柱自由端處靠近來(lái)流方向出現(xiàn)一塊明顯的高速流動(dòng)區(qū)，該高速區(qū)是由于流體在流經(jīng)此處時(shí)發(fā)生流動(dòng)分離，形成一個(gè)靠近來(lái)流側(cè)的回流區(qū)導(dǎo)致的，而在附加分隔板后，在圖10(b)中該高速區(qū)明顯縮小，且高速區(qū)的速度也出現(xiàn)一定程度的減小，可能是由于附加分隔板后，在流體到達(dá)分隔板和立柱交接處時(shí)，已經(jīng)在分隔板長(zhǎng)度上發(fā)生了流動(dòng)分離；另一方面，附加分隔板后，在尾流側(cè)出現(xiàn)的低速流動(dòng)區(qū)明顯比無(wú)來(lái)流側(cè)分隔板的大。

圖10 某瞬時(shí)Spar平臺(tái)展向平面速度云圖(Y=-0.07D)Fig. 10 Distribution of velocity contours on the Y=-0.07D vertical plane

4 結(jié) 語(yǔ)

基于OpenFOAM開(kāi)源平臺(tái)，采用基于剪切應(yīng)力運(yùn)輸?shù)姆蛛x渦模擬(SST-DDES)方法，對(duì)一座Truss Spar平臺(tái)的硬艙部分附加長(zhǎng)度為1.0D(D為硬艙直徑)的剛性分隔板，在不可壓縮黏性流場(chǎng)中，對(duì)其進(jìn)行三維數(shù)值模擬，研究在不同折合速度下，來(lái)流側(cè)分隔板對(duì)其渦激運(yùn)動(dòng)特性的影響。得出以下結(jié)論：

1)在較高流速如U=0.729 6 m/s時(shí)，附加來(lái)流側(cè)分隔板Spar平臺(tái)的橫蕩及縱蕩運(yùn)動(dòng)幅值小于未附加分隔板情況，附加分隔板有助于在較高流速下抑制Spar平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)幅值。

2)同等流速如U=0.729 6 m/s時(shí)，未附加分隔板的Spar平臺(tái)處于“鎖定”區(qū)域時(shí)，附加來(lái)流側(cè)分隔板的Spar平臺(tái)已脫離“鎖定”區(qū)域，且對(duì)比未附加分隔板情況，橫蕩周期減少22.21%，橫蕩最大幅值減少81.3%。即在來(lái)流側(cè)分隔板的影響下，Spar平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)在相對(duì)較低雷諾數(shù)下實(shí)現(xiàn)了與高雷諾狀態(tài)相似的流動(dòng)分離。

3)當(dāng)流體流經(jīng)來(lái)流側(cè)分隔板時(shí)，在來(lái)流側(cè)分隔板前緣產(chǎn)生一定程度的流動(dòng)分離，由于邊界層內(nèi)流體黏性和逆壓梯度的存在，靠近分隔板與立柱連接處的流體速度慢慢減小為零，隨后在立柱前駐點(diǎn)附近形成回流渦旋。

4)在較高流速下，附加長(zhǎng)度為1.0倍立柱直徑的來(lái)流側(cè)分隔板，使得Spar平臺(tái)兩側(cè)渦旋脫落中心的間距變窄，減小了自由端靠近來(lái)流側(cè)由于流動(dòng)分離產(chǎn)生的高速流動(dòng)區(qū)面積，且擴(kuò)大了尾流區(qū)的低速流動(dòng)區(qū)面積。