多參數(shù)耦合作用下海洋立管動力響應(yīng)實(shí)驗(yàn)

鄭潤, 王春光,2*, 何文濤, 張震洋, 任夢琪

(1.山東理工大學(xué)建筑工程與空間信息學(xué)院, 淄博 255000; 2. 山東省海洋工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 青島 266100; 3.中國海洋大學(xué)工程學(xué)院, 青島 266100)

全球正面臨著日趨嚴(yán)重的能源危機(jī),中國能源過度依賴海外是一個亟需解決的問題。相對于陸地油氣資源,全球海洋油氣資源更加豐富,據(jù)統(tǒng)計(jì),未被開發(fā)的海上油氣儲量的90%是在超過1 000 m水深的海底地層下,而中國深海面積廣闊,海上油氣資源非常豐富[1],海洋油氣開發(fā)是解決能源危機(jī)的重要方法[2]。

海洋立管在整個海洋油氣開發(fā)中扮演著舉足輕重的角色,它是將海底油氣輸送到海洋平臺的管道。海洋環(huán)境復(fù)雜多變,在洋流作用下,海洋立管兩側(cè)會交替產(chǎn)生從立管表面分離出來的渦旋,即產(chǎn)生卡門渦街現(xiàn)象,進(jìn)而引起立管的渦激振動(vortex induced vibration, VIV)。Ferguson 等[3]開創(chuàng)性的采用聲學(xué)液位壓力傳感器的實(shí)驗(yàn)研究,發(fā)現(xiàn)了圓柱體渦旋激發(fā)震蕩的表面和尾流現(xiàn)象。渦激振動將導(dǎo)致立管的疲勞破壞,為了防止立管的疲勞破壞,Liu等[4]提出建立立管渦激振動的預(yù)測模型是抑制渦激振動的重要手段,并提出大長徑比立管的渦激振動研究還需進(jìn)一步深入。馬燁璇等[5]提出要結(jié)合不同環(huán)境,不同條件,從而給出相對應(yīng)的抑制渦激振動的方法,這就要求學(xué)者們綜合考慮多因素的共同影響。但目前多數(shù)研究仍停留在單因素或少量幾個因素的影響研究上,多因素耦合作用涉及不多。

影響海洋立管動力響應(yīng)的主要因素包括:立管本身的材料特性、洋流流速、頂部張力、邊界條件以及波浪等。以往的研究往往只針對單因素影響作用進(jìn)行探索。關(guān)于頂張力對立管在渦激振動中頻率的影響方面,Yang等[6]通過實(shí)驗(yàn)得出預(yù)張力的增加,組合激勵下的頂部張緊提升管(top-tensioned riser,TTR)的不穩(wěn)定性會被抑制,但抑制效果的提升與預(yù)張力增加不成比例。李文華等[7]將立管簡化為典型的 Euler-Bernoulli 彈性梁模型,根據(jù)傳遞矩陣?yán)碚摰贸霰碛^重力和立管內(nèi)外側(cè)壓力差引起的海洋立管軸向拉力的變化可影響立管本身固有頻率的結(jié)論。張永波等[8]針對頂張力因素對立管渦激振動的影響進(jìn)行研究,并根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)得出立管的自振頻率會隨著頂張力的增大而增大的結(jié)論。關(guān)于來流方向,柳軍等[9]通過實(shí)驗(yàn)得出結(jié)論,在均勻流速條件下,立管的順流向渦激振動頻率基本是橫流向渦激振動頻率的2倍,順流向渦激振動也應(yīng)受到重視,特別是在高速流下,需同時重視兩個方向的影響。殷布澤等[10]通過總結(jié)過往的海洋立管渦激振動實(shí)驗(yàn)提出要更加注重波浪對于海洋立管渦激振動的影響。李瑩等[11]針對邊界條件對幅值影響進(jìn)行研究,發(fā)現(xiàn)同種情況下,兩端鉸接時立管的振動幅度大于立管兩端固接時的振動幅度,Gao等[12]通過數(shù)值分析方式研究得出在一定范圍內(nèi)立管長徑比(L/D)越小,不同邊界條件下的渦激振動位移差異越大。此外,巫志文等[13]建立了隨機(jī)波浪和渦流激勵聯(lián)合作用下海洋立管動力響應(yīng)的數(shù)學(xué)分析模型,并利用該模型探索了隨機(jī)波浪對立管渦激振動的影響情況。Wang等[14]進(jìn)行了多因素實(shí)驗(yàn),研究了立管材料、流速、頂張力和邊界條件幾個因素綜合對立桿渦激振動的影響,但是并沒有考慮波浪的影響。葛士權(quán)等[15]通過利用ANSY軟件進(jìn)行海洋立管多因素耦合作用下渦激振動的有限元分析。

現(xiàn)借鑒崔陽陽等[16]和婁敏等[17]的立管實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)方案,并進(jìn)行優(yōu)化和改進(jìn),即在立管的一個觀測點(diǎn)上粘貼8個應(yīng)變片,不僅在順流向和立管橫向進(jìn)行應(yīng)力應(yīng)變的檢測,同時對單個點(diǎn)位的XY兩個方向進(jìn)行觀測。因此在前人基礎(chǔ)上,現(xiàn)考慮立管本身材料,洋流流速、頂部張力、邊界條件以及波浪等多方面的因素,開展洋流-波浪-立管耦合作用下的海洋立管動力響應(yīng)的模型實(shí)驗(yàn)及各參數(shù)影響性分析。

1 海洋立管動力響應(yīng)設(shè)備

為了研究海洋立管動力響應(yīng)特性,設(shè)計(jì)了電測法實(shí)驗(yàn)方案。實(shí)驗(yàn)主體為鋁管(aluminium,Al)和有機(jī)玻璃管(polymethyl methacrylate,PMMA)。試驗(yàn)系統(tǒng)由波流系統(tǒng)、流場監(jiān)測系統(tǒng)、邊界條件施加系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)構(gòu)成。

1.1 實(shí)驗(yàn)主體

海洋立管模型是本次研究的實(shí)驗(yàn)主體,目前常見的鋼制立管多采用彈性模量為207 GPa的X80高強(qiáng)度鋼,而新型纖維增強(qiáng)復(fù)合材料海洋立管的等效彈性模量約為30 GPa,兩類海洋立管的彈性模量相差大[18]。為了定性分析兩類不同材料海洋立管彈性模量的影響,本次實(shí)驗(yàn)分別采用了彈性模量相差大的鋁管和有機(jī)玻璃管模型定性代表工程實(shí)際中的鋼制海洋立管和纖維增強(qiáng)復(fù)合材料海洋立管[14]。海洋立管模型尺寸為外徑20 mm,壁厚2 mm,長度1 250 mm。具體海洋立管模型尺寸及屬性如表1所示。

表1 立管模型尺寸及材料彈性模量Table 1 The size and the elastic modulus of the materials

作為彈性階段的表征,鋁管及有機(jī)玻璃管的拉伸彈性模量與壓縮彈性模量結(jié)果相差不大,采用材料壓縮彈性模量(圖1)實(shí)驗(yàn)確定其參數(shù),結(jié)果如表1所示。利用應(yīng)變片獲得材料應(yīng)變數(shù)據(jù)。根據(jù)水槽參數(shù)與實(shí)驗(yàn)?zāi)康?確定水深采用0.7 m,即Z=0.7 m位置是水平面。在Z=0.30、0.60、0.90 m處,環(huán)立管一周等距布置4組應(yīng)變片,每組應(yīng)變片分為立管徑向(y)和立管環(huán)向(x)兩個。

圖1 壓力實(shí)驗(yàn)機(jī)Fig.1 The pressure tester

在順流方向,以水流第一個經(jīng)過的位置,即迎水面位置設(shè)為A,水流后經(jīng)過的位置,即背水面位置設(shè)為C。在橫流向方向,分別為B和D。具體布置如圖2所示。

圖2 應(yīng)變測點(diǎn)粘貼位置圖Fig.2 Location of pasted strain gauge

1.2 波流系統(tǒng)

實(shí)驗(yàn)場地位于中國海洋大學(xué)的山東省海洋工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,波流系統(tǒng)在實(shí)驗(yàn)室中的清水水槽來實(shí)現(xiàn),該波流聯(lián)合水槽內(nèi)徑1 m、高1.2 m、長30 m,能夠制造出不同流速的均勻流與不同波浪要素的波,如圖3所示。

圖3 波流聯(lián)合水槽Fig.3 Combined current and wave channel

采用的波流系統(tǒng)可控流速范圍為0～1.2 m/s,可控波浪周期為0.8～2 s,可控波高為1.5～15 cm。

根據(jù)文獻(xiàn)[19]可知,墨西哥灣的百年洋流和百年颶風(fēng)條件下的洋流流速相差約1.8倍,波高相差4.5倍,波浪周期相差1.8倍,同時考慮試驗(yàn)設(shè)備性能,本次試驗(yàn)流速選擇相差2.3倍的0.3 m/s和0.7 m/s,波高選擇相差3倍的5 cm和15 cm,波浪周期選擇相差2倍的1 s和2 s,用以定性模擬不同工況下的海洋環(huán)境情況。

1.3 波流監(jiān)控系統(tǒng)

水槽控制系統(tǒng)中設(shè)定的流速為造流口流速及造波口波浪參數(shù),經(jīng)過立管流速及波浪參數(shù)有差異,故需結(jié)合流速及波高監(jiān)控系統(tǒng)調(diào)整造流流速及波浪參數(shù),使得流經(jīng)立管的流速及波高參數(shù)達(dá)到實(shí)驗(yàn)要求。流經(jīng)立管模型的流速及波高的測量采用天津水運(yùn)工程科學(xué)研究院的多路流速儀及波高儀測定。為了盡量減少流速儀及波高儀對立管模型的干涉影響和切實(shí)保證過立管的流速與波浪參數(shù)符合要求,將流速儀及波高儀放置在立管模型前約2 m。具體儀器外形和信號采集設(shè)備如圖4所示。

圖4 流速及波浪參數(shù)監(jiān)控系統(tǒng)Fig.4 Velocity and wave parameter monitoring system

1.4 邊界條件施加系統(tǒng)

1.4.1 鉸支頂座

本次實(shí)驗(yàn)的上端邊界為可施加頂張力的鉸支座,為此專門設(shè)計(jì)使用了能使立管小幅度轉(zhuǎn)動的含鉸支座的支架。此支架使用時固定在水槽上方不動,使管件上部穿過鉸支座,夾到推拉力計(jì)的夾具上,給立管模型提供上端鉸接的邊界條件。使用前需加潤滑油降低摩擦力,避免立管與上支座摩擦,消耗立管振動的機(jī)械能,影響實(shí)驗(yàn)結(jié)果。具體上端鉸接支架圖如圖5所示。

圖5 實(shí)驗(yàn)上端支架Fig.5 Top simple support in the experiment

1.4.2 HF數(shù)顯式推拉力計(jì)

采用HF數(shù)顯式推拉力計(jì)施加頂張力。HF數(shù)顯式推拉力計(jì)優(yōu)勢在于采用進(jìn)口傳感器,高精度采樣芯片,使得測量頭中心點(diǎn)更穩(wěn)定,測量數(shù)據(jù)更準(zhǔn)確。根據(jù)立管模型外部特征,采用三爪夾具連接推拉力計(jì)和立管模型,如圖6所示。根據(jù)美國航運(yùn)局(American Bureau of Shipping,ABS)規(guī)范[20]要求,承載力極限狀態(tài)頂張力驗(yàn)算建議取2.25倍的含泥有效重度,根據(jù)本實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ统叽缂安牧锨闆r,其最大含泥有效重度的計(jì)算值約為13.2 N。故本實(shí)驗(yàn)中選擇30 N及10 N,分別定性模擬承載力及正常使用極限狀態(tài)。

圖6 HF數(shù)顯式推拉力計(jì)及連接整體Fig.6 HF digital push &pull tester and integral connection

1.4.3 固支底座與鉸支底座

為了研究不同邊界條件對立管動力振動的影響,設(shè)計(jì)了固支底座(圖7)與鉸支底座(圖8)兩種底座,以提供不同的邊界條件。支座底端固定在半徑500 mm、厚度10 mm的圓形涂漆鐵餅上,以防底端支座因?yàn)樗鲉栴}移動位置。

圖7 固支底座Fig.7 Fixed support on the bottom

圖8 鉸支底座Fig.8 Simple support on the bottom

1.5 數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)

使用DH3820N分布式應(yīng)力應(yīng)變測試分析系統(tǒng)如圖9所示,該系統(tǒng)與電腦連接整體如圖10所示。應(yīng)變片采用BX120-3AA型電阻式應(yīng)變片。由于此次實(shí)驗(yàn)含有水下工況,所以應(yīng)變片的防水措施必不可少。防水措施選用704RTV硅橡膠。704RTV硅橡膠在常溫下接觸潮氣固化,24 h之后即可投入使用。

圖9 動靜態(tài)應(yīng)變儀Fig.9 Dynamic static strain gauge

圖10 數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)Fig.10 Data collection system

2 實(shí)驗(yàn)方法

從5種實(shí)驗(yàn)參數(shù)(彈性模量、邊界條件、頂張力、外流流速、波浪參數(shù))著手,研究了海洋立管動力響應(yīng)。彈性模量主要靠兩種材料的不同來改變,選定Al、PMMA兩種材料。邊界條件主要選取鉸接-鉸接(S-S)和鉸接-固接(S-F)兩種支撐。頂張力選擇10 N和30 N。外流流速選取0.3、0.7 m/s兩種。波浪考慮周期和波高兩個參數(shù),分別選擇1 s和5 cm、2 s和15 cm定性代表小波和大波工況。綜合以上實(shí)驗(yàn)參數(shù),整理32組實(shí)驗(yàn)工況,具體工況參數(shù)組合如表2所示。

表2 立管實(shí)驗(yàn)工況參數(shù)組合Table 2 Parameter combination of riser test conditions

對于處于水面以下的應(yīng)變片采用公共溫度補(bǔ)償片。通過電測法獲得到32組實(shí)驗(yàn)立管的時域振幅數(shù)據(jù),并通過這些數(shù)據(jù)研究不同實(shí)驗(yàn)參數(shù)對立管動力響應(yīng)的影響情況。

3 自振頻率

通過等力、等時間間隔敲擊,分別采集兩種立管模型在水中的時域應(yīng)變信號,通過傅里葉變換得到各立管模型的自振頻率。圖11為立管靜水中自振波形圖和自振頻率圖以PMMA-(S-F)-10N為例,具體數(shù)據(jù)如表3所示。

圖11 自振波形圖Fig.11 Strain history curve of the natural frequency

表3 兩種邊界條件立管自振頻率表Table 3 The natural frequency with different boundary condition

從表3可以看出,同條件下,Al管的自振頻率高于PMMA管的自振頻率。相同邊界條件下,立管模型的自振頻率會隨著頂張力變大而變大。兩種材料在等大頂張力作用下,S-S邊界條件的立管的自振頻率低于S-F邊界條件的立管的自振頻率,由此得出立管材料的彈性模量、邊界條件的約束個數(shù)以及施加在立管模型上的頂張力均與立管的自振頻率成正相關(guān)。

4 立管模型的動力振動響應(yīng)

4.1 彈性模量對立管順流向及橫流向振動幅值的影響

以工況4和工況12(材料不同,其他參數(shù)相同,且為小頂張力、大波浪周期、大流速、大波高、少約束數(shù)工況)的Ay(順流向,z=0.9 m)及By(橫流向,z=0.9 m)測點(diǎn)數(shù)據(jù)為例(圖12和圖13),說明不同彈性模量對立管順流向及橫流向振動的影響情況。從圖12和圖13中可以看出,工況4和工況12的順流向振動幅值分別為36、407 με,橫流向振動幅值分別為27、553 με。在兩個方向的振動上,在其他條件相同的情況下,Al管的振動幅值小于PMMA管的振動幅值接近,說明兩個方向振動幅值均與立管的彈性模量成反比;此外,在立管順流向振動時發(fā)現(xiàn)出現(xiàn)規(guī)律性波動現(xiàn)象,波動周期與波浪周期接近。

圖13 兩種工況下不同立管By點(diǎn)橫流向振動應(yīng)變時程曲線Fig.13 The microstrain time curve for the two different test case in the cross-flow direction of By point

4.2 約束情況對立管順流向及橫流向振動幅值的影響

以工況12和工況28(鉸-鉸及鉸-固約束,其他參數(shù)相同,且為小頂張力、大波浪周期、大流速、大波高、小彈性模量工況)的Ay(順流向,z=0.9 m)及By(橫流向,z=0.9 m)測點(diǎn)數(shù)據(jù)為例(圖14和圖15),說明不同約束情況對立管順流向及橫流向振動的影響情況。

圖14 兩種工況下PMMA立管Ay點(diǎn)順流向振動應(yīng)變時程曲線Fig.14 The microstrain time curve for the two different test case in the flow direction of Ay point

圖15 兩種工況下PMMA立管By點(diǎn)橫流向振動應(yīng)變時程曲線Fig.15 The microstrain time curve for the two different test case in the cross-flow direction of By point

從圖14和圖15中可以看出,工況12和工況28的順流向振動幅值分別為407、205 με,橫流向振動幅值分別為553、209 με。在兩個方向的振動上,在其他條件相同的情況下,S-F約束在兩個方向均明顯限制了立管的振動,特別是在垂直來流方向,直接影響到同流速下是否發(fā)生明顯的渦激振動現(xiàn)象。

4.3 頂張力對立管不同流向振動幅值的影響

以工況12和工況16(頂張力不同,其他參數(shù)相同,且為大波浪周期、大流速、大波高、少約束數(shù)、小彈性模量工況)的Ay(順流向,z=0.9 m)及By(橫流向,z=0.9 m)測點(diǎn)數(shù)據(jù)為例(圖16和圖17),說明不同頂張力對立管順流向及橫流向振動的影響情況。

圖16 兩種工況下PMMA立管Ay點(diǎn)順流向振動應(yīng)變時程曲線Fig.16 The microstrain time curve for the two different test case in the flow direction of Ay point

圖17 兩種工況下PMMA立管By點(diǎn)橫流向振動應(yīng)變時程曲線Fig.17 The microstrain time curve for the two different test case in the cross-flow direction of By point

從圖16和圖17中可以看出,工況12、工況16的順流向振動幅值分別為407、126 με,橫流向振動幅值分別為553、141 με。在兩個方向的振動上,在其他條件相同的情況下,頂張力的提升在兩個方向均明顯限制了立管的振動,特別是在垂直來流方向,直接影響到同流速下是否發(fā)生明顯的渦激振動現(xiàn)象。

4.4 流速對立管順流向及橫流向振動幅值的影響

以工況9和工況11(流速不同,其他參數(shù)相同,且為小波浪周期、小頂張力、小波高、少約束數(shù)、小彈性模量工況)的Ay(順流向,z=0.9 m)及By(橫流向,z=0.9 m)測點(diǎn)數(shù)據(jù)為例(圖18和圖19),說明不同彈性模量對立管順流向及橫流向振動的影響情況。

圖18 兩種工況下PMMA立管Ay點(diǎn)順流向振動應(yīng)變時程曲線Fig.18 The microstrain time curve for the two different test case in the flow direction of Ay point

圖19 兩種工況下PMMA立管By點(diǎn)橫流向振動應(yīng)變時程曲線Fig.19 The microstrain time curve for the two different test case in the cross-flow direction of By point

從圖18和圖19中可以看出,工況9和工況11的順流向振動幅值分別為40、387 με,橫流向振動幅值分別為40、513 με。說明隨著流速的增加,兩流向的振動幅值均增大。

4.5 波浪大小對立管順流向及橫流向振動幅值的影響

以工況9和工況10(大波浪為長周期大波高,小波浪為短周期小波高,其他參數(shù)相同,且為小頂張力、小流速、大波高、少約束數(shù)、小彈性模量的工況)的Ay(順流向,z=0.9 m)及By(橫流向,z=0.9 m)測點(diǎn)數(shù)據(jù)為例(圖20和圖21),說明不同波浪周期對立管順流向及橫流向振動的影響情況。大流速時波浪周期影響不明顯。

圖20 兩種工況下PMMA立管Ay點(diǎn)順流向振動應(yīng)變時程曲線Fig.20 The microstrain time curve for the two different test case in the flow direction of Ay point

圖21 兩種工況下PMMA立管By點(diǎn)橫流向振動應(yīng)變時程曲線Fig.21 The microstrain time curve for the two different test case in the cross-flow direction of By point

從圖20和圖21中可以看出,工況9和工況10的順流向振動幅值分別為40、134 με,橫流向振動幅值分別為40、109 με。說明在其他條件相同的情況下,大波浪作用下立管的振動幅值大于小波浪作用下的立管振動幅值。同時可以看出,小流速下,立管振動的大周期接近于波浪周期,特別是順流方向。

5 結(jié)論

(1)順流向及橫流向兩個方向振動幅值均與立管的彈性模量和約束數(shù)量成反比,低流速下順流向和橫流向振幅接近,隨著流速增加,橫流向振幅增長更明顯。

(2)在其他條件相同的情況下,S-F約束及增大的頂張力在兩個方向均明顯限制了立管的振動,特別是在垂直來流方向,直接影響到同流速下是否發(fā)生明顯的渦激振動現(xiàn)象。

(3)立管的振動頻率受波浪因素的影響,大多情況下順流向振動的頻率與波浪的頻率一致且波高增大將明顯導(dǎo)致立管振動幅值的增大。

(4)流速的增加是立管發(fā)生渦激振動的重要因素,隨著流速的增加,立管兩個方向的振幅明顯增大。