海底多跨管道流-固-土多場耦合試驗研究

徐萬海, 艾化楠, 賈 昆, 馬燁璇

(天津大學 水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300072)

海底管道是海洋油氣開采輸送的關鍵裝備。由于海底復雜的地理條件，海流的沖蝕作用和管道自身的變形等因素影響，管道往往會產生懸跨現象。懸跨段在水流的作用下會出現交替脫落的旋渦，引發管道渦激振動，誘發管道結構的疲勞損傷，甚至破壞。實際工程中的懸跨段往往不是孤立出現的，多段懸跨時有發生。相鄰懸跨段間的相互作用機理是海底管道渦激振動研究的重要內容。

多跨懸跨管道的研究起步較晚。Soni等[1]闡述了橫流向渦激振動的能量在相鄰懸跨段之間的傳遞效應，以及兩跨間管土接觸長度對懸跨管道渦激振動的影響。Koushan[2]提出預測懸跨段的渦激振動必須考慮跨肩處的復雜邊界、多跨間的相互作用等因素。Sollund等[3-4]考慮軸向力影響及管線靜態變形初始曲率，確立了相鄰管跨對懸跨管道基本頻率及模態應力的影響。結果表明：在評估波浪和海流引發管道結構疲勞損傷時不能忽略相鄰跨的影響。Li等[5]采用鐵木辛柯梁理論，考慮流體動力學效應，對懸跨管道模型進行了修正。Slinsby[6]應用尾流振子模型，選取了多種管土作用模型，分析了兩跨管道在不同流速下的渦激振動響應特征，對比了多跨與單跨管道的最大響應幅值差異，證實了懸跨段數量是影響管道振動響應的重要因素。EI-Sayed等[7]基于變分迭代法，研究了多跨管道的動力特性和穩定性。結果表明：跨中支撐方式和剛度對管道固有頻率有著顯著影響。Li等[8]研究了非均勻多跨輸油管道的結構模態特性，考慮了土體基礎、附加質量和管道內流等因素。高喜峰等[9]基于兩跨管道模型，通過尾流振子模型描述渦激振動流-固耦合問題，采用模態分析法揭示了邊界土體剛度對振動的影響規律。

海床土體為海底懸跨管道提供支撐，對管道具有很強的約束作用。海床土體的特性決定了海底懸跨管道的固有頻率，對管道渦激振動具有重要影響[10-12]。考慮到懸跨管道渦激振動的復雜性，順流向振動和橫流向振動耦合作用以及管土耦合作用均難以直接理論分析和數值模擬。因此，模型試驗成為探究復雜條件下懸跨管道渦激振動特性的有效方法。Yang等[13]研究了管道間隙比對管道振動和局部沖刷的影響機制，發現振動與局部沖刷相互作用，最大振動幅值隨初始間隙比增大而增大。李小超[14]利用方形土箱試驗模擬土體邊界，觀測了土體端部支撐下的懸跨管道渦激振動響應，結果表明海床間隙對渦激振動的發生具有重要影響。譚鵬濤等[15]利用了波浪-水流-地震聯合模擬試驗系統，試驗研究了波浪、水流和諧波地震荷載單獨作用或聯合作用時海底懸跨管道的動態響應特征。

目前，對于海底懸跨管道的試驗研究遠無法滿足工程實際需求，尤其缺少多跨工況的試驗數據，最核心的原因是缺乏必要的試驗系統。針對這一問題，本文創造性地提出了一種考慮流-固-土多場耦合的多跨管道渦激振動試驗系統。可實現對懸跨數量和懸跨段長度的靈活控制，具有較高操作性。在此基礎上，利用該試驗裝置開展不同工況下多跨管道試驗，研究不同流速下橫流向和順流向的渦激振動響應情況，并對試驗結果進行了處理與分析。

1 試驗裝置

在考慮管土耦合的基礎上，設計了跨肩和跨中土箱，通過土箱將管道分為多個管段，以此模擬海底管道多個懸跨段。整套試驗裝置由六個部分組成：拖曳水池、管道模型、跨肩處管土作用系統、支撐系統、軸向力施加系統和數據采集系統。

1.1 拖拽水池系統

如圖1所示的拖曳水池隸屬于天津大學水利工程仿真與安全國家重點實驗室，長135 m、寬7 m、深3 m。試驗中拖車速度范圍為0.05～0.55 m/s，速度間隔為0.05 m/s。多跨管道渦激振動模型試驗的雷諾數(Re)最大可達8 800，整體能夠模擬實際海底流場條件。

圖1 試驗拖曳水池Fig.1 Towing tank in the experimental tests

1.2 管道模型

為了更好地觀測管道在流固耦合作用下的渦激振動響應，需選取具有一定柔性的管道模型，具體模型參數如表1所示。

表1 管道模型參數(跨長比L1/L2=1∶2)Tab.1 Pipeline model parameters(L1/L2=1∶2)

整個管道模型分為內、外兩層，由多種不同材料組合而成。模型的內芯為銅管，外部套有硅膠管、應變片等裝置。現有研究表明，自由表面的存在會影響管道的旋渦脫落。當結構距離自由表面較近時，自由表面效應會對渦激振動產生顯著影響。為了消除自由表面影響，管道模型與水面之間需要保持一定距離。參考相關試驗以及計算流體力學(computational fluid dynamics，CFD)數值模擬結果，整套管道模型置于水面下大于20倍管徑位置[16]，即水面下0.5 m處。沿內芯薄壁銅管的軸向,依次布置G1～G7等7個均勻分布的測點位置，如圖2所示。

圖2 各測點布置圖Fig.2 Layout of each measuring point

每個測點處粘貼兩組應變片，分別測量管道橫流向和順流向的彎曲應變，并將測量導線沿薄壁銅管軸向引出。內部薄壁銅管保證模型整體具有較大剛度，在能承受較高流速的同時也能激發高階模態渦激振動。硅膠管不僅可起到擴大管徑的作用，也能夠保證與水接觸的管道表面相對光滑平整，并對內部測量應變片起到防水絕緣作用，詳細管道剖面如圖3所示。

圖3 管道模型剖面圖Fig.3 Profile of pipeline model

1.3 跨肩和跨中土箱

實際的海底多跨管道的兩端跨肩，以及相鄰兩跨間的跨中支撐多為海底土體，試驗系統需可同時試驗模擬管道跨肩和跨中處的管土作用。針對這一問題，創新性地設計了一套土箱裝置，通過對土箱位置的改變實現不同的懸跨工況。

土箱內土樣可根據實際海域的土體參數情況配制。為了更加接近實際海底懸跨管道工作環境，后續開展的試驗土樣以渤海海域為主要參照，土質為砂土，并對渤海海域實際采集的土樣參數進行了大量前期測定，具體參數如表2所示。

表2 土體參數Tab.2 Parameter of soil

試驗系統中懸跨管道的長徑比L/D(L為管道懸跨長度，D為管道直徑)最大可達到200，可滿足不同管道跨長的試驗條件。對于不同懸跨段數量的試驗，可通過調整管道模型中部跨肩處土箱數量來實現。整套管土作用模擬裝置可靈活組合，滿足各種土體情況、不同跨段設置的試驗需求。

為了減小土箱裝置對流體作用的影響，土箱外型設計成流線型，以保證外部來流平穩。按照拖曳水池的整體結構和安裝流程，設計兩種土箱：端部流線型土箱和跨中流線型土箱。

1.3.1 端部流線型土箱

端部流線型土箱布置如圖4所示。土箱包括一個土體艙和兩個浮艙。深0.40 m的土體艙位于土箱中部，用于放置土樣模擬土體邊界，長、寬方向最大尺度均為0.50 m。試驗過程中土樣深度取決于管道模型位置及管道端部的埋深。土體艙的大小滿足管道模型前、后的土體寬度和下方的土體深度均大于10倍管徑。浮艙位于土體艙兩側，為試驗裝置的安裝提供浮力。連接架采用高強度方形鋼管焊接而成，布置于土箱外板與土體艙之間，為土箱提供支撐，同時可防止連接架對水流產生擾動。試驗中采用的多跨模型是一根整體的管道模型。在跨肩部位，管道穿過土箱圓孔與土體接觸形成土體邊界。土箱內部管道埋置于土體中，形成管土耦合段，與外部的懸跨段共同構成多跨模型。

圖4 跨肩土箱示意圖Fig.4 Diagram of the soil box across the shoulder

1.3.2 跨中流線型土箱

跨中流線型土箱的內部構造與端部流線型土箱類似，主要區別是跨中流線型土箱的左、右兩側均為流線型，其單側結構如圖5所示。

圖5 跨中土箱示意圖Fig.5 Diagram of the soil box across the midspan

利用端部土箱模擬管道跨肩作用，在不安裝跨中土箱的情況下，該試驗系統可用于開展不同工況下的單跨管道渦激振動試驗。在加入跨中土箱后，該試驗系統即可成為多跨管道的渦激振動試驗裝置。可通過改變跨中土箱位置，改變土箱兩邊管段長度，從而達到不同的跨長比條件，改變跨中土箱數量可實現不同懸跨段數量的振動試驗。將管道埋置于土箱之中，通過改變埋置深度可實現對不同管道埋置深度、埋置方式的試驗模擬。

1.4 整體支撐框架

整套試驗裝置選取高強度鋼管構建橫向試驗支持架，如圖6所示。支持架頂部設有槽鋼，通過螺栓連接槽鋼，使整個試驗裝置固定于拖車底部。

圖6 支撐裝置Fig.6 Diagram of the support device

海底管道模型一端通過萬向節固定于端部支撐板，另一端連接鋼絲繩穿過支撐板。支撐板和土箱連接架的豎向高度根據拖車距水面距離和管道模型直徑確定，管道模型與土箱和支撐板交匯需在同一水平面。

1.5 軸向力施加系統

軸向力施加系統包括鋼絲繩、彈簧、張緊器和拉力傳感器，通過調整張緊器獲得試驗所需軸向力，同時拉力傳感器與應變采集儀相連，實時記錄管道模型軸向力變化。軸向力施加系統可防止海底管道模型在試驗過程中出現較大變形導致應變片損壞。為確保軸向力僅對管道軸向產生作用，軸向力施加系統的鋼絲繩軸線與管道模型軸線須在與來流方向垂直的同一平面內。

1.6 數據采集系統

數據采集系統包括：電阻應變片、應變采集儀、計算機、攝像頭、拉力傳感器等。

試驗中采用體積小、重量輕的電阻應變片測量管道模型的動力響應。由于多跨海底管道渦激振動不會激發高于4階的響應模態，所以在沿管道軸向上布置7個測點分別粘貼兩組180°對稱的應變片。應變片通過測量導線連接采集儀，采樣頻率為100 Hz。管道模型的端部軸向力通過拉力傳感器測量。將攝像頭安裝在拖車底部，通過攝像頭記錄管道的振動狀態。

整體而言，可通過設置移動土箱裝置，更改懸跨數量以及跨長，使得該試驗系統能夠靈活合理地進行多跨管道渦激振動試驗。

2 試驗設計

整套系統可實現跨長比、來流速度、管土作用和預張力等因素對多跨管道渦激振動影響的測試和試驗研究。在管道模型順流向和橫流向上分別給定一個初始位移，讓其自由振動，測定管道模型這兩個方向上的自振頻率和結構阻尼。選取典型工況條件進行了兩跨管道渦激振動試驗。相應工況如下：

(1) 跨長比

跨長比是不同懸跨段長度的比值。選取跨長比1∶2的工況進行試驗分析，此時G1～G2測點位于短跨段，G4～G7測點位于長跨段，G3測點位于跨中土箱內。該工況設計能較好地滿足試驗要求，探索多跨管道的多模態響應以及模態競爭機制。

(2) 來流速度

通過調整拖車速度，改變水池來流速度v。在管道結構固有頻率fn和直徑D不變的條件下，通過改變來流速度可以實現約化速度的改變。選取來流速度范圍為0.05～0.55 m/s，速度間隔為0.05 m/s。

(3) 管土作用

改變端部和跨間的管土接觸寬度和管道嵌入深度，測量管道模型順流向和橫流向的應變。選取埋深為5D，對完全埋置的情況進行試驗分析。通過觀測渦激振動響應，可深入研究多跨管道的多模態響應以及模態競爭機制，觀測相鄰管跨之間能量傳遞現象。

(4) 軸向力

軸向力會對管道固有特性產生顯著影響。試驗前，分別采用理論分析和ANSYS有限元方法，對結構的固有頻率進行計算，并預估結構振動狀態，在張力為150 N時，結構在選定流速下能夠達到鎖頻狀態，并且可激發二階模態，符合試驗需求。因此，在管道模型端部施加150 N軸向力。

試驗通過觀測多跨管道渦激振動響應、相鄰管跨之間的相互作用形式等，從而揭示多跨懸空管道的流-固-土多場耦合動力學特性，探索多跨管道多模態響應以及模態競爭機制。

3 結果分析

試驗過程中，在較低流速下，管道懸跨部分振動并不明顯。當流速達到0.2 m/s后，振動幅度顯著增加。該現象一定程度表明結構已經達到鎖頻狀態，渦激振動特征明顯，后續分析重點關注鎖頻狀態下結構響應。

試驗中應變數據采樣頻率是100 Hz。試驗中拖車運動產生的干擾信號頻率不到1.0 Hz，遠低于懸跨管道渦激振動的響應頻率。管道渦激振動的最高響應頻率(包括倍頻)不超過40.0 Hz。在試驗數據進一步處理之前，先采用帶通濾波的方法消除低于1.0 Hz的低頻拖車運動干擾信號和高于40.0 Hz的高頻噪音信號。

圖7給出了來流速度分別為0.1 m/s、0.3 m/s和0.5 m/s時各測點處橫流向應變時程曲線圖。隨著來流速度的增大，各跨段的應變幅值都有明顯增大。在較低流速時，長跨段和短跨段的應變幅值大小較為接近，并無明顯區別，且整體響應情況不劇烈，應變值也較小。隨著流速的增大，長跨段應變值對流速變化更為敏感，增長幅度更明顯。當流速較大時，各測點的應變時程曲線較為穩定，具有明顯的簡諧振動特性。響應較為明顯時，G4測點與長跨段其他測點的應變值有所差別，可能原因是G4測點距離跨中土箱較近，受到鄰跨段影響以及跨中土體影響，導致應變響應有所變化。

(a) v=0.1 m/s

(b) v=0.3 m/s

(c) v=0.5 m/s圖7 不同流速下橫流向應變時程圖Fig.7 Cross-flow strain history diagram at different flow velocity

圖8給出了流速為0.3 m/s時各測點處橫流向和順流向應變時程曲線。對于短跨段，橫流向和順流向的應變響應幅值較小，接近零。而長跨段則出現了明顯的周期性變化應變幅值，與短跨段響應情況有較大差異。可能原因是短跨段的長度較小，其固有頻率相比長跨段更高，兩個跨段在相同流速下的振動狀態不同，導致響應程度相差較大。管土作用處的測點G3附近應變幅值受土體影響，與其前、后G2和G4測點處的應變幅值有較大區別。受到跨中土體影響，G4測點與長跨段其他測點的應變值有所差別，而且橫流向應變受土體作用影響比順流向更明顯。同時橫流向最大應變幅值更大，約為順流向的2倍，說明此時橫流向振動比順流向更為劇烈，響應更加劇烈。應變幅值變化規律說明土體作用會對管道振動特征產生顯著影響，并且多跨管道不同跨段響應情況會有區別，管跨相互之間存在著影響。

(a) 橫流向

(b) 順流向圖8 各測點應變時程圖Fig.8 Strain history diagram of each measuring point

圖9給出了流速為0.3 m/s時各測點處橫流向和順流向應變響應的頻譜圖。

(a) 橫流向

(b) 順流向圖9 各測點應變頻譜圖Fig.9 Strain spectrum diagram of each measuring point

由圖9可知，不同懸跨段的頻率成分和譜峰頻率具有一定差異，長跨段管道橫流向的主控頻率為3.56 Hz，G1、G2、G3測點處出現了一些7.56 Hz頻率成分，且短跨段處的明顯小于長跨段。順流向和橫流向的頻率成分和譜峰頻率較為接近，主控頻率均在3.56 Hz附近。此時，順流向振動與橫流向振動相互耦合，對管道的整體動力學特性影響不可忽略。

4 結 論

本文創造性地設計了跨肩和跨中流線型土箱，構建了一套考慮流-固-土多場耦合的多跨管道渦激振動試驗裝置，可用來分析多跨管道跨間作用對管道渦激振動的影響。同時，利用該試驗裝置開展了一定埋深下的兩跨管道渦激振動試驗，研究了管道橫流向和順流向應變響應特性。結果表明：

(1) 設計試驗裝置能夠合理地模擬懸跨管道邊界的土體作用。該裝置可用來開展不同流速、軸向力、跨長比和土體條件下的多跨管道渦激振動試驗，其結果可為多跨管道渦激振動的跨間影響等研究提供新的試驗設計示例，為海底多跨管道試驗提供新思路。試驗結果可為后續理論研究和數值模擬提供數據參考。

(2) 考慮多跨管道的跨間作用時，不同跨段的應變幅值及響應頻率在不同流速下有較大差異，其中長跨段更容易激發渦激振動。橫流向最大應變幅值約為順流向的2倍。靠近跨中土體段部分，由于受到相鄰跨段的影響，結構振動劇烈程度有所增加；在遠離跨中的位置，跨間相互影響程度較小，結構振動情況未發生明顯變化。

(3) 靠近跨中土體段的結構位移受到土體約束影響，不同跨段間的相互影響會通過跨中管土耦合段進行傳遞，跨中段管土作用會影響多跨管道的振動特征。