二維立管Helical Strakes繞流場的ANSYS-CFD分析

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(中國海洋大學 工程學院，山東 青島 266100)

海洋立管所承受的海洋環境荷載主要有風、浪、流、冰和地震荷載等，其中波浪和海流荷載是最重要的海洋荷載，受水流作用下立管有可能產生渦激振動，并在一定范圍的雷諾數內出現脫落旋渦，使立管在與水流垂直的方向發生周期性的振動。由于立管的相對構造比較特殊，很容易發生渦激振動，易造成立管的疲勞損壞。因而對海洋立管的渦激振動的研究特別受到重視。

為了減小渦激振動的危害，人們研制各種渦激抑制裝置，有螺旋側板(Helical Strakes)，屏蔽裝置(Shroud)，減振器(Fairings)及導流板(Splitter Plate)等。其中螺旋側板是第一代抑振技術的產物，其外形如同螺栓的螺紋，包裹在立管的周圍，見圖1。它可以縮短流速的相對長度，使立管的振動得到減弱。且螺旋列板對海流方向不敏感，即海流方向的變化不會對其抑制效果產生影響。因而螺旋側板是現場最常用的抑制渦激振動的裝置。對于螺旋側板的分析，國內外很多專家主要通過實驗方法研究螺旋側板的主要性能[1-3]。在目前現役的螺旋側板中，采用的導板類型主要有3片式和4片式，而3片或者4片的螺旋側板對立管的影響的差別不大[4]，為減小計算量，針對覆蓋3片的螺旋側板的海洋立管進行模擬分析。利用ANSYS-CFD軟件，對不同雷諾數情況下2D流場進行建模，取其中4個比較有代表性的截面。通過流速的變化，研究4個截面在不同雷諾數情況下拖曳力和升力的變化以及對流場的影響，分析螺旋側板的相關特性。

圖1 螺旋側板及其截面

1 數值計算

1.1 小尺度結構的波流載荷理論

海洋立管的流體動力載荷問題十分復雜，在其直徑遠小于入射波波長時，可認為構件的存在只在其附近流場引起局部擾動，對波浪繞射作用不明顯，采用Morsion公式計算水平波力Fh，見式(1)，利用式(2)計算垂直立管的升力Fl。

(1)

(2)

式中：Cd——拖曳力系數；

Cm——質量系數；

Cl——升力系數；

ρ——流體的密度,kg/m2；

D——樁柱直徑,m；

U——來流的流速,m/s;

通過實驗和理論分析知拖曳力系數和質量系數隨構件振幅變化，前者一般在0.6～1.4之間變化[5]；升力系數一般在0.25～2.50之間變化[6]。

Reynold數的計算公式如下：

(3)

式中：Re——雷諾數；

μ——流體的粘度,Pa·s。

Re在150～1.5×105范圍內，柱后交替脫落的漩渦頻率[7]為

(4)

式中：f——渦街脫落頻率,Hz。

1.2 數值方法

在分析過程中采用SST模型，綜合了k-ω模型在近壁區計算的優點和標準k-ω模型在遠場計算的優點，將k-ω模型和標準k-ω模型都乘以一個混合函數后再相加得到這個模型。在近壁區域混合函數的值等于1，因此近壁區等價于k-ω模型。在遠壁區域混合函數值等于0，因此自動轉換為標準k-ω模型。與標準k-ω模型比較，SST模型中增加了橫流向耗散導數項，同時在湍流粘度定義中考慮了湍流剪切應力的輸送過程，模型中使用的湍流常數也有所不同。其中標準k-ω模型通過求解湍流動能(k)方程和湍流耗散率(ε)方程，得到k和ε的解，然后再用k和ε的值計算湍流粘度，最終通過Boussinesq假設得到雷諾應力的解。

1.3 邊界條件

利用ANSYS-CFD軟件建立2D流場網格分析模型見圖1，其為一個46D×28D(D為立管圓柱的直徑)的流域，上游14D，下游32D。如圖2。

圖2 流體區域模型圖

2 模擬結果

2.1 低雷諾數Re=200的流動模擬

計算步長取為Strouhal特勞周期的1/300，約為0.002。為防止迭代過程數值發散和不穩定，對動量方、標量輸運方程采用欠松弛技術。

表1 Re=200的圓柱繞流的校核

圖3 Re=200升力、阻力系數隨時間的變化

從表1中可以看出，對雷諾數為200的流動的模擬是可靠的。圖3給出瞬時流場分布，可見一對渦交替從柱面脫落，低壓位于渦的中心。由于圓柱后渦街脫落的存在，使得圓柱所受的阻力和升力都隨時間脈動，阻力脈動頻率是升力的兩倍，升力的時均值為0。可以看出ANSYS-CFD較好地反映了小湍流度低雷諾數繞圓柱繞流的偏流現象。

2.2 高雷諾Re=20 000的流動模擬

為使數值模擬與實際環境條件吻合，取雷諾數Re=2.0×104，該數值屬于中雷諾數。由表2可以看到，文中所得的拖曳力系數為1.27，大于實驗值1.20，Sr為0.23，與實驗值0.21比較接近，相對其他文獻[6]，本文的結果較好。圖4清晰地表明了圓柱附近渦的脫落過程。

圖4 Re=200的圓柱等流速線和壓力云圖

Re=20 000Cd時均Cl幅值SrLu(1989 Num)1.150.600.20Sun[10](1994 Num)1.300.800.29Yokuda[11](1990 Exp)1.200.21蘇銘德[12](1999 Num)1.220.800.23廖俊[13](2001 Num)1.340.500.19本文結果1.270.840.25

由圖5可知，當Re數增大時，邊界層分離點最終移向迎流面。其中擾流阻力的壓力差明顯地占絕大部分，使邊界層分離點也隨之向前移動。同時漩渦脫落的速度有所變化，漩渦的傳播距離也有所減少。與文獻[14]、[15]中的實驗結果相同，很好地驗證了這種關系。

圖5 Re=20 000的圓柱流速圖

2.3 帶Helical Strakes的流動模擬

螺旋側板與螺紋相似，其主要參數有導板高程、導板螺距以及導板片數。螺旋側板的高程大多取為0.10D、0.14D、0.20D和0.25D等幾種。為了便于計算與比較，數值模擬將從中選取兩種覆蓋不同高程的螺旋側板進行模擬，其導板的高程分別為0.14D和0.25D兩種。將從各個覆蓋兩種不同螺旋側板的立管中各選擇4個比較有代表性的截面，見圖1b)。在分析研究過程中，發現圖1b)中第3個截面和第4個截面正好相反，與在二維數值模擬中得到的結果是一樣的。為減小計算量，在后面的分析中，只對前3個截面進行分析討論。

螺旋側板的安裝對渦激振動的抑制起著重要作用，為了充分反映側板的這種作用，通過對計算結果的流場分析和升力、拖曳力的變化來說明。

圖6 0.14D的螺旋側板的三個截面等流速線和壓力云圖

圖7 0.25D的螺旋側板的三個截面等流速線和壓力云圖

與圖5相比，從圖6、7中明顯可以看出螺旋側板能夠控制流動的分離，0.14D和0.25D的側板的3個截面的流動分離都是從側板邊緣開始，其邊界層分離點變為螺旋側板的頂端，使旋渦沿螺旋側板進行分離。而光滑圓柱的流動分離都是從柱體表面開始。可看出在增加側板之后，柱體后面形成了紊亂的尾流，從而使柱后為尾流的渦街發放得到改變，從而抑制了渦激振動，體現了明顯的三維流動特性，與光滑圓柱尾流形成對比，光滑圓柱尾流部分很規則，具有明顯的二維流動特性，分離點都在圓柱表面從而產生了連續的渦街發放。

從圖8可以看出，截面形狀的變化對拖曳力和升力的影響很大，覆蓋螺旋側板后，立管所受的拖曳力和升力較光滑圓管增大很多。

在來流同時流經立管時，由圖6、7可看到，在不同截面的漩渦泄放不一致，邊界層分離點的位置各不相同，各個截面對漩渦的破壞效果也不一樣，且漩渦的泄放不同步。在同一時刻，沿立管軸向在各個截面產生的升力的作用方向也不一致，可以抵消不同方向的粘性力，在一定程度上可以減弱渦激引起的振動，很好地抑制立管的振動，減小渦激振動對立管的影響。文中僅討論了二維流場的情況，而實際螺旋側板周圍是一個三維流場[16]。由于忽略了流體之間的相互作用以及立管整體作用，而使某些部位的力發生變化，使模擬的結果與實際的結果有一定的差別，但通過分析以上數據可知，螺旋側板能很好地擾亂立管周圍的流場，避免渦激振動的發生。

a) 流經

b) 流經0.25D圖8 第3個截面的拖曳力和升力變化曲線

3 結論

1) 立管上安裝螺旋側板可以很好地控制流動分離，使分離點從光滑的圓柱的柱面移到螺旋側板上，使流體流經立管后的渦街頻率發生變化。

2) 在光滑立管上產生的升力和拖曳力隨著雷諾數的增加而增大；而安裝了螺旋側板后，隨著雷諾數的增加，同一截面產生的升力和拖曳力的變化不是很大，說明雷諾數對側板的影響不是很大；各個截面的拖曳力系數也發生較大的變化，但均在0.8～2.2之間，符合實際情況。對立管升力的討論表明，其大小與拖曳力變化不同，但符合在低流速試驗下，升力和拖曳力對立管產生的疲勞貢獻相同原理。

3) 與光滑立管相比，安裝螺旋側板之后，同一時刻作用在立管上的力的方向是不一致的，在不同截面可以很好地抵制升力的變大及影響渦街頻率的變化。

螺旋側板對流場的破壞，使立管所受的拖曳力和升力以及渦街頻率發生變化，且使流場的固定形態發生變化，進而影響立管的渦激振動，減小渦激振動的發生，并能以此預報立管的振動形態，有效地減小立管的疲勞損傷。

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