翼板擾流器的參數對海底管線水動力特性的影響

劉小華，王永學，王國玉

(大連理工大學 海岸和近海工程國家重點實驗室，遼寧 大連116024)

安放在海底的管線，在波浪、海流的沖刷下或是由于海底地形不平整等因素出現懸空，容易發生渦激振動現象，進而出現強度疲勞等破壞。為了減小渦激振動的危害，人們研制了各種渦激抑制裝置，如翼板擾流器、屏蔽裝置、減振器以及導流板，其中翼板擾流器是最常用的渦激抑制裝置。國內外的大部分研究工作主要是通過試驗方法研究螺旋翼板和平行翼板對立管繞流特性的影響，目前對安裝翼板的海底管跨結構流動分析的數值研究工作仍很少［1-3］。

以海底管線擾流器減振為背景，針對4種翼板形式展開研究，采用水流方向與其逆時針旋轉到第一個翼板對稱軸的夾角來命名這4種翼板圓柱，分別為Δ00型、Δ30型、Δ60型和Δ90型，見圖1。本文利用計算流體力學數值模擬方法，結合RNG k-ε湍流模型，取光滑管線下端與海底面的距離e=1.0D和0.3D兩種情況、翼板高度S=0.1D、0.15D和0.20D三種情況，對固定雷諾數下四種翼板管線繞流進行多組數值計算，同時與光滑管線進行對比，分析海底管線流場水動力參數的變化規律，探討間隙比、翼板高度比對不同形式翼板抑制渦旋釋放效果的影響。

圖1 四種翼板管線幾何形狀

1 數學模型的建立

1.1 控制方程

采用RNG k-ε模型來模擬近底面管線繞流二維流場，將RNG方法用于N-S方程并引入湍能k及其耗散率ε，得到如下控制方程。

連續方程為

式中:下標i——坐標分量;

ui——i方向的流體運動速度分量;

p——流體壓力;

t——時間;

υ——流體的運動學粘性系數，

其中:δij——克羅內克數;

υt——湍流粘性系數。

k-ε方程為

式中:Sij=?ui/?xj+?uj/?xi，

C1——經驗常數，c1=1.42，c2=1.68，ak=aε=1.39;

R——附加項，

其中:γ——湍流時間尺度與平均流時間尺度之比，γ=S k/ε;

S——應變率張量的范數，S=(2SijSij)1/2;

γ0——γ在均勻剪切流中的典型值，γ0=4.38，模型常數cu=0.084 5，β=0.012。

1.2 計算域和網格劃分

數值模型計算區域和對應的邊界見圖2。

圖2 模型計算域

以光滑管線直徑D為特征尺度，計算區域的長度取25D，其中管線上游部分為5D，計算域高度為10D。為了保證計算結果的準確，計算網格采用四邊形結構化網格，在產生渦街的前后區域內采用網格加密技術，近壁區設定邊界層網格。這種網格劃分方法既能使整個計算區域得到高質量網格以加快計算的收斂，又能較好地模擬實際海底面以及管線表面上旋渦的生產、脫落、發展和湮滅過程。且根據間隙比e/D和4種翼板管線翼板高度比S/D的不同，建立相應的流場網格進行數值計算。

1.3 計算條件的設置

翼板管線與光滑管線繞流計算過程取均勻來流，雷諾數Re=800，湍流模型采用RNG k-ε模型，對流項采用二階迎風格式，壓力與速度耦合采用SIMPLEC算法，為防止迭代過程數值的發散和不穩定，對動量方程采用欠松弛技術，同時為了得到準確的瞬態響應結果，采用復合時間積分技術。計算時間步長Δt取為升力周期的1/100，約為0.002 s。流場邊界條件設置為①入口邊界條件。入口邊界上給定了充分發展的湍流入流條件;湍動能k=1.5［(ININ)U0］2，ININ為湍流強度，取0.01;耗散率ε=k1.5/(0.3L)，L為湍流尺度，取為D。②出口邊界條件。采用出流邊界條件。③上邊界條件。采用滑移邊界條件。④壁面邊界條件。管線表面和底面采用相對無滑移的固壁邊界條件，近壁處采用兩層壁面函數法來處理。

2 流場結果與分析

2.1 數值模型驗證

考慮到目前沒有對近底情況下翼板管線繞流的實驗研究，本文對光滑管線進行數值計算，并與C.Lei等人［4］的數值結果進行比較，以考察所建立數值模型的計算結果的合理性。

圖3是Re=1 000時，光滑管線在不同空隙比e/D下的升力均方值CL，從圖中可以看出，兩者較為接近。

圖3 管線在不同空隙比e/D下的C L值

2.2 流場渦結構特征

圖4 、圖5是間隙比e/D=1.0和0.3時，光滑管線和四種翼板管線升力達到最大值時的等渦量圖。

圖4 e=1.0D，S=0.1D時各管線的渦量等值線

圖5 e=0.3D，S=0.1D時各管線的渦量等值線

觀察到光滑管線的流動分離是從管線的表面開始的，而對于帶翼板的管線，附加的翼板可改變渦旋釋放在管線上的分離點位置。間隙e=1.0D時，光滑管線和四種翼板管線周圍的水流都有產生較規則的渦街脫落現象。在間隙e=0.3D時光滑管線、Δ60型和Δ90型翼板管線周圍流場都有交替漩渦釋放，但Δ00型和Δ30型翼板管線尾流區下側渦旋隨時間上下增大和變小，并沒有脫落消失，且隨著翼板高度S的增加，這種現象更為明顯。這主要是由于這兩種翼板管線的下側流動分離點更靠近底面(相當于間隙比減小，e/D小于0.3)，底面對管線繞流的影響增強，渦旋脫落均受到抑制。這與文獻［5］中當間隙比小于0.3時渦旋脫落受到壁面抑制的結論是相符的，這也說明了間隙比對Δ00型和Δ30型翼板管線的影響更大，間隙減小有利于抑制渦旋脫落。

2.3 渦旋釋放頻率分析

圖6給出了間隙比分別為0.3和1.0時，不同翼板高度比下4個翼板管線與光滑管線St的數值比較。可以看出兩種間隙比下4種翼板管線與光滑管線的頻率都差別很大，且在同一翼板高度時4種翼板管線的頻率也有較大差別，說明4種翼板管線產生渦街存在一定的時間差，渦街在釋放過程中不同步。

圖6 不同間隙比下光滑管線與4種翼板管線的St數值

當間隙比e/D=1.0時，對于4種翼板管線的St數都隨著翼板高度的增加而降低，這主要是由于添加翼板使得管線的上下分離點距離變大，增大了上、下渦旋的交互作用距離，從而減緩渦旋生長和消亡，使得其釋放頻率和St數降低。值得注意的是，當間隙比e/D=0.3時，Δ00型和Δ30型兩個翼板管線的St數隨著翼板高度的增加而增加，變化趨勢與e/D=1.0時相反。分析原因是因為Δ00型和Δ30型翼板管線下端水流的分離點與海底距離小于0.3D，抑制了管線下游處的下渦旋的釋放，這時的頻率主要依賴于上端分流渦旋的釋放頻率，因而頻率和St數增大。這與前面的結論也是一致的。

2.4 管線升力系數特性研究

間隙比e/D為1.0和0.3時，翼板高度S=0.10D情況下，4種翼板管線與光滑管線的升力系數歷時曲線見圖7。

圖7中，當間隙比e/D=1.0時，同光滑管線升力系數振動幅值相比，Δ00型、Δ30型、Δ90型翼板管線分別增大了42%、50%、99%，Δ60型翼板管線減少了25%。而當間隙比e/D=0.3時，Δ00型、Δ30型、Δ60型和Δ90型翼板管線分別減少了44%、69%、62.5%和37.5%。這說明間隙比的減小使得四種翼板管線升力幅值降低，翼板擾流器的抑制效果得到提高，同時Δ60型翼板管線的效果最佳。

圖7 四種翼板管線與光滑管線升力系數歷時曲線

圖8 為間隙比e/D=1.0與0.3時，4種翼板管線與光滑管線的平均升力系數隨翼板高度S/D變化的計算結果?？梢钥吹揭戆甯叨萐/D的變化對帶翼板的4個代表性截面的升力系數幅值有不同程度的影響，總體趨勢是其升力系數絕對值隨著翼板高度S的增加而增加。

圖8 四種翼板管線的升力系數隨翼板高度的變化

2.5 管線阻力系數特性研究

圖9 為間隙比e/D=1.0與0.3時，4種翼板管線與光滑管線的平均阻力系數隨翼板高度比S/D變化的計算結果。與升力系數變化規律一樣，相同間隙比下4種翼板管線的平均阻力系數隨著翼板高度S的增加而增大。這是由于較高的翼板使流體在管跨頂部強迫分離所形成的尾流漩渦增大，從而導致管道后方流體壓力減小。

圖9 四種翼板管線的阻力系數隨翼板高度的變化

Δ00型翼板管線、Δ90型翼板管線、Δ30型翼板管線、Δ60型翼板管線的阻力系數依次減小。由于4種管線的翼板與水流方向的夾角不同，使得管線在垂直水流方向上有效直徑的幅度不同;同時由于近底壁面的影響，使得4種翼板管線的下方分流有不同程度的“抬起”，與無近底壁面的情形相比，初始大渦的橫向距離改變了。Δ00型翼板管線時均阻力系數最大，因為其上下分離點的橫向距離最大，管線在垂直水流方向上的有效直徑最大，在同樣水流條件下使得管線所受阻力較大，在均按光滑管線直徑進行阻力系數計算情況下，使得阻力系數最大;Δ30型翼板管線在結構上與Δ90型翼板管線對稱，但是由于Δ30型翼板管線下端分流的分離點離底面更近，受到壁面的影響更大，下端分流受到壁面邊界層的干擾更大，抬起的程度更大，縮小了初始大渦的橫向間距，使得周期變小，受到的阻力也較小。

3 結論

1)4種翼板管線可有效地控制渦旋在管線上的分離點，且產生渦街在釋放過程中不同步。建議實際工程中，可在管線的不同展向安裝不同角度的翼板擾流器，以破壞渦旋發放的規律性。

2)在翼板高度相同的情況下，不同形式翼板的抑制渦旋效果與間隙比有關。間隙比e/D=0.3時，對Δ00型和Δ30型翼板管線的影響更大，更有利于渦旋的抑制。同時四種翼板管線受力隨著間隙比的減小而減小，翼板擾流器發揮的效果愈好，其中Δ60型翼板管線的效果最佳。建議實際工程中安裝翼板的海底管線應盡量避免與底面間隙過大。

3)在間隙比相同的情況下，四種翼板管線的時均升力系數和阻力系數隨著翼板高度S的增加而增大。因此在翼板設計時應充分考慮翼板高度S對抑制效果的影響，通過優化，選取最佳的布置方式。

［1］SCHULZ K W，KALLINDERISY.Numerical prediction of the hydrodynamic loads and vortex-induced vibrations of offshore structures［J］.Journal of Offshore Mechanics and Arctic Engineering，2000(122):289-293.

［2］YEUNG R W.Fluid dynamics of finned Bodies-From VIV to FPSO［C］∥Proceedings of the12th International Offshore and Polar Engineering Conference，Kitakyushu，Japan，May.2002:26-31.

［3］沙 勇，王永學.穩定流與多擾流翼圓柱的流固耦合研究［J］.中國造船，2006，47(增刊):302-313.

［4］LEI C，CHENGL.Vortex shedding suppression for flow over a circular cylinder near a plane boundary［J］.Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，2000(27):1109-1127.

［5］BEARMAN PW，ZDRAVKOVICH M M.Flow around a circular cylinder near a plane boundary［J］.Journal of Fluid Mechanics，1987(89):33-48.