三控制桿對串聯立管渦激振動抑制的試驗分析

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(中國石油大學(華東) 石油工程學院，山東 青島 266580)

與孤立立管相比，多立管間的尾流干涉使得立管渦激振動變得更為復雜。目前針對尾流干涉下渦激振動研究主要是基于經驗模型法、數值模擬方法和實驗研究方法。數值模擬方法主要借助于Fluent、CFX等流體分析軟件，通過建立多圓柱體流固耦合模型模擬分析尾流干涉現象對尾流圓柱體及邊界效應對橫向相鄰圓柱體渦激振動的影響[1]，但由于數值模擬常常受限于計算能力及軟件局限性，所以很多時候需要與實驗方法相結合。風洞試驗是比較常見的實驗方法，Brika等人就通過風洞試驗探討不同柱體間距對串聯圓柱體渦激振動響應的影響，結果表明背流向圓柱體渦激振動區域和幅值都要大于孤立柱體，隨著圓柱體間距的增加，圓柱體渦激振動最大值減小[2- 3]。

渦激振動長期作用會導致結構的疲勞損傷，如何減小或防止VIV對海洋結構物造成的破壞已成為國內外學者的研究重點。現階段工程業界發展比較成熟的渦激振動抑制裝置有整流罩、螺旋列板以及控制桿[4]。其中對于單根立管渦激振動抑制裝置抑制效果的研究比較成熟。趙鵬良等人利用CFD方法研究安裝有非流線型固定整流罩的隔水管的VIV問題，發現附加此種整流罩能夠有效抑制隔水管的VIV，并且整流罩的頂部角度會影響抑制效果，角度越小其抑振效果越好[5]。目前關于尾流干涉下渦激振動抑制的研究較少，考慮以串聯立管為實驗對象，分析三控制桿的存在對串聯立管渦激振動幅值和頻率的影響，同時探討立管間距對串聯立管渦激振動抑制效果的影響規律。

1 實驗物理模型

1.1 裸管模型

試驗采用有機玻璃管作為立管模型試驗材料，有機玻璃管外徑15 mm，內徑13 mm，有效高度為1.2 m，立管垂直放入水槽中，水深700 mm，見圖1。

圖1 實驗立管模型

立管模型通過緊箍固定在鋁合金支架上，實驗立管管內充滿水。選取水面以上2個位置粘貼電阻式應變片，采用半橋接線法，每個位置貼4個應變片，橫向和順流向各貼2個，間隔90°布置，見圖2。其中1#、3#點應變片用于測量順流向立管的振動響應，2#、4#應變片用于測量橫向上立管的振動響應。在粘貼應變片之前，先用無水乙醇擦拭一遍立管，以確保立管表面的清潔度。采集應變信號所用的傳導連接線全部采用屏蔽線，以減少實驗室其他實驗設備對采集信號的影響。

圖2 應變片布置

在渦激振動實驗之前，先對實驗裸管進行自振實驗以獲取自振頻率fn，實驗在無流速環境中進行。先給立管一個初始位移然后釋放，記錄立管在水中的瞬時運動。圖3、4為裸管自振的時程曲線圖及橫向振動功率譜密度圖(PSD)，由圖可知實驗裸管的自振頻率為3.9 Hz。

圖3 裸管自振的時程曲線

圖4 橫向振動功率譜密度(PSD)

1.2 控制桿

控制桿作為渦激振動抑制裝置首先由Lesag提出[6]。選擇控制桿時一個很重要的考慮是，將控制桿引入立管系統以后，就能夠區別整個立管系統VIV響應的改變是由于控制桿對立管周圍流場產生影響而造成的，還是由于控制桿從本質上改變了整個立管系統的結構振動特性。作為研究水動力特性為主的水池物理模型實驗，通常希望控制桿對VIV的抑制作用主要來源于控制桿造成的立管周圍流場的改變，而不是立管系統本身的結構振動特性的變化。橡皮條的柔軟特性能夠完全抵抗疲勞破壞，并且它不會改變立管的抗彎、抗拉和抗剪等材料特性。為此，試驗選用橡皮條作為控制桿模型，其直徑約3 mm，即0.2D。每隔30 cm安裝一個用有機玻璃制成的固定套環，用于輔助固定控制桿，其外徑約24 mm，在其中間位置按圓周角均分120°，并鉆上帶有螺紋的孔，孔徑約為6 mm。用螺絲桿穿過螺紋孔將套環固定在管壁上，在螺絲桿上離管壁一定距離固定橡皮條。橡皮條制成的控制桿安裝在距離管壁6 mm的位置，即控制桿與立管外壁距離0.4D。固定套環的體積與重量都非常小，可以認為對流場和結構振動特性無明顯的影響。

1.3 實驗數據分析方法

本文中采用電阻應變片來測量立管振動信號，其電阻值為(120±0.2) Ω，靈敏系數為2.08±1%。試驗中最大漩渦脫落頻率低于20 Hz，采樣頻率設置為100 Hz，從而避免信號混淆。

本文采用時域分析方法進行數據分析。時域分析即波形分析。可以在時間域上對多通道的信號進行分析，即對時間振動波形進行分析，觀察信號幅度隨時間的變化情況。對于具體的信號，它表現出不同的應用特點。本文中的數據由DHDAS軟件采集，然后繪制出信號波形圖進行時域分析。

對于結構振動而言，幅值是比較直觀的特征信息。信號的簡單幅值域參數包括均值、最大值、最小值、均方根值等，本文主要介紹均方根值。均方值又稱二次矩，用來描述振動信號的平均能量或平均功率。連續信號的均方值計算式為

(1)

離散數據y1，y2，…，yn的均方值計算式為

(2)

均方根值為均方值的正平方根，可以從整體上反映立管在某一流速下的振動形狀。

(3)

由于實驗過程中測量系統內外部受多種因素的影響，必然在輸出信號中夾雜著噪聲和干擾，這就需要對實測信號做初步的校正處理，如修正波形的畸變，削弱信號中的噪聲和干擾等，使初步處理結果盡可能地還原成真實的振動響應。本文采用基于小波的MATLAB閾值去噪方法實現對試驗應變信號的去噪。

2 串聯裸管渦激振動數據分析

試驗選取有機玻璃管作為立管模型，其中立管模型有效長度為1.2 m，外徑為15 mm，壁厚為1 mm，彈性模量為3 GPa，試驗立管參數見表1。

表1 試驗立管詳細參數

裸管實驗測試了不同間距下的串聯立管在水流速度0.3 m/s下的橫向振動響應。經過降噪處理后，獲取串聯立管橫向振動時程曲線，如圖5。圖6為串聯裸管在不同間距下的橫向振動功率譜密度圖。其中，L為上下游立管外表面之間的距離，D為立管直徑。

圖5 串聯裸管在不同間距下的橫向應變時程曲線

圖6 串聯裸管在不同間距下的橫向振動功率譜密度

由圖5可知，在各間距下串聯布置上游立管橫向振動幅值一直大于下游立管，這是由于下游立管受到上游立管尾渦和自身尾渦的共同作用，使得下游立管振動較上游立管弱。這與David Jinq Tyng Ng在約化速度小于7時的試驗結果一致[7]。值得注意的是，上游立管在各間距下由于尾流影響，其振動幅值呈現不對稱性，偏向于負值的方向，此類圓柱不對稱的振動響應特性與圓柱間隙流穩定偏斜有關[8]；下游立管振動幅值基本關于零值對稱。從間距影響來看，上游立管橫向振動幅值隨間距變化先增大后減小再增大；下游立管橫向振動幅值都是隨間距變化先增大后減小，在5～6倍管徑間距時上下游立管振動幅值分別達到最大436.26×10-6和194.51×10-6。由圖6可以看出，在4個間距下立管橫向振動頻率均為4.314 Hz，上下游立管振動頻率在不同間距下基本保持一致。

3 試驗結果

帶有三控制桿的串聯立管布置見圖7。

控制桿試驗條件與裸管保持一致，水流速度取0.3 m/s。

圖7 裝配有三控制桿的串聯立管模型

圖8為帶有三控制桿的串聯立管在不同間距下的橫向應變時程曲線，圖9為帶三控制桿的串聯立管在不同間距下的橫向振動功率譜密度圖。

圖8 帶三控制桿的串聯立管在不同間距下的橫向應變時程曲線

圖9 帶三控制桿的串聯立管在不同間距下的橫向振動功率譜密度

由圖8可知，與裸管均方根應變值相比，附加控制桿以后上下游立管的橫向振動振幅都得到了有效的抑制，例如當L/D=5時，串聯裸管上下游應變幅值分別為436.26×10-6和175.51×10-6，而附帶三控制桿后應變幅值分別降為107.63×10-6和99.88×10-6。對于上游立管，立管的橫向應變幅值隨著間距的增加而增加，而下游立管則呈現出先增大后減小，當L/D=6時，下游立管的橫向應變幅值達到最大。由圖9可知，間距的變化對立管橫向振動頻率幾乎沒有影響，保持在4.9 Hz，但與串聯裸管相比，橫向振動頻率4.314 Hz相比略微增大。表2為帶三控制桿的串聯立管橫向應變折減因子，帶三控制桿的串聯立管橫向應變折減因子隨間距變化見圖10。

表2 串聯立管橫向均方根應變(RMS)及折減因子

圖10 帶三控制桿的串聯立管橫向應變折減因子

由表2和圖10可知， 對于上游立管，隨著間距的增大，控制桿的抑制效果逐漸平緩降低，下游立管則先增大后減小，在立管間距達到5D～6D的時候，三控制桿對下游立管的抑制效果最佳。

4 結論

1)三控制桿擾亂了旋渦的形成和脫落，可以有效抑制串聯立管橫向振動。對于上游立管，隨著立管間距的增大，控制桿的抑制效果逐漸平緩降低，而下游立管因為受到尾流干涉的影響，抑制效果先增大后減小。根據實驗結果，建議實際工程中串聯立管間距控制在5～6倍管徑之間。

2)由于下游立管受到上游立管尾渦和自身尾渦的共同作用，使得下游立管振動較上游立管弱，所以必要時需加強對上游立管的保護。

3)本文研究尚有很多不足，僅僅考量了三控制桿對橫向振幅的影響，并未深入探討對順流向振幅的影響。同時受限于實驗條件，沒有考慮立管內部流體的影響且實驗流速的范圍較小，這使得實驗模型不能很好地模擬工程實際。但本文針對目前渦激振動抑制裝置研究主要局限于單圓柱體，對尾流干涉影響下三控制桿的抑制效果及立管間距的影響進行了分析研究，具有一定的實際意義。

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