多參數耦合作用下海洋立管動力響應實驗

鄭潤, 王春光,2*, 何文濤, 張震洋, 任夢琪

(1.山東理工大學建筑工程與空間信息學院, 淄博 255000; 2. 山東省海洋工程重點實驗室, 青島 266100; 3.中國海洋大學工程學院, 青島 266100)

全球正面臨著日趨嚴重的能源危機,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,據統計,未被開發的海上油氣儲量的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],海洋油氣開發是解決能源危機的重要方法[2]。

海洋立管在整個海洋油氣開發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。海洋環境復雜多變,在洋流作用下,海洋立管兩側會交替產生從立管表面分離出來的渦旋,即產生卡門渦街現象,進而引起立管的渦激振動(vortex induced vibration, VIV)。Ferguson 等[3]開創性的采用聲學液位壓力傳感器的實驗研究,發現了圓柱體渦旋激發震蕩的表面和尾流現象。渦激振動將導致立管的疲勞破壞,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一步深入。馬燁璇等[5]提出要結合不同環境,不同條件,從而給出相對應的抑制渦激振動的方法,這就要求學者們綜合考慮多因素的共同影響。但目前多數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行探索。關于頂張力對立管在渦激振動中頻率的影響方面,Yang等[6]通過實驗得出預張力的增加,組合激勵下的頂部張緊提升管(top-tensioned riser,TTR)的不穩定性會被抑制,但抑制效果的提升與預張力增加不成比例。李文華等[7]將立管簡化為典型的 Euler-Bernoulli 彈性梁模型,根據傳遞矩陣理論得出表觀重力和立管內外側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論。張永波等[8]針對頂張力因素對立管渦激振動的影響進行研究,并根據實驗數據得出立管的自振頻率會隨著頂張力的增大而增大的結論。關于來流方向,柳軍等[9]通過實驗得出結論,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]通過總結過往的海洋立管渦激振動實驗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行研究,發現同種情況下,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]通過數值分析方式研究得出在一定范圍內立管長徑比(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]建立了隨機波浪和渦流激勵聯合作用下海洋立管動力響應的數學分析模型,并利用該模型探索了隨機波浪對立管渦激振動的影響情況。Wang等[14]進行了多因素實驗,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。葛士權等[15]通過利用ANSY軟件進行海洋立管多因素耦合作用下渦激振動的有限元分析。

現借鑒崔陽陽等[16]和婁敏等[17]的立管實驗設計方案,并進行優化和改進,即在立管的一個觀測點上粘貼8個應變片,不僅在順流向和立管橫向進行應力應變的檢測,同時對單個點位的XY兩個方向進行觀測。因此在前人基礎上,現考慮立管本身材料,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的模型實驗及各參數影響性分析。

1 海洋立管動力響應設備

為了研究海洋立管動力響應特性,設計了電測法實驗方案。實驗主體為鋁管(aluminium,Al)和有機玻璃管(polymethyl methacrylate,PMMA)。試驗系統由波流系統、流場監測系統、邊界條件施加系統、數據采集系統構成。

1.1 實驗主體

海洋立管模型是本次研究的實驗主體,目前常見的鋼制立管多采用彈性模量為207 GPa的X80高強度鋼,而新型纖維增強復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,本次實驗分別采用了彈性模量相差大的鋁管和有機玻璃管模型定性代表工程實際中的鋼制海洋立管和纖維增強復合材料海洋立管[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,鋁管及有機玻璃管的拉伸彈性模量與壓縮彈性模量結果相差不大,采用材料壓縮彈性模量(圖1)實驗確定其參數,結果如表1所示。利用應變片獲得材料應變數據。根據水槽參數與實驗目的,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,環立管一周等距布置4組應變片,每組應變片分為立管徑向(y)和立管環向(x)兩個。

圖1 壓力實驗機Fig.1 The pressure tester

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

圖2 應變測點粘貼位置圖Fig.2 Location of pasted strain gauge

1.2 波流系統

實驗場地位于中國海洋大學的山東省海洋工程重點實驗室,波流系統在實驗室中的清水水槽來實現,該波流聯合水槽內徑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 波流聯合水槽Fig.3 Combined current and wave channel

采用的波流系統可控流速范圍為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。

根據文獻[19]可知,墨西哥灣的百年洋流和百年颶風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,同時考慮試驗設備性能,本次試驗流速選擇相差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境情況。

1.3 波流監控系統

水槽控制系統中設定的流速為造流口流速及造波口波浪參數,經過立管流速及波浪參數有差異,故需結合流速及波高監控系統調整造流流速及波浪參數,使得流經立管的流速及波高參數達到實驗要求。流經立管模型的流速及波高的測量采用天津水運工程科學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保證過立管的流速與波浪參數符合要求,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備如圖4所示。

圖4 流速及波浪參數監控系統Fig.4 Velocity and wave parameter monitoring system

1.4 邊界條件施加系統

1.4.1 鉸支頂座

本次實驗的上端邊界為可施加頂張力的鉸支座,為此專門設計使用了能使立管小幅度轉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,消耗立管振動的機械能,影響實驗結果。具體上端鉸接支架圖如圖5所示。

圖5 實驗上端支架Fig.5 Top simple support in the experiment

1.4.2 HF數顯式推拉力計

采用HF數顯式推拉力計施加頂張力。HF數顯式推拉力計優勢在于采用進口傳感器,高精度采樣芯片,使得測量頭中心點更穩定,測量數據更準確。根據立管模型外部特征,采用三爪夾具連接推拉力計和立管模型,如圖6所示。根據美國航運局(American Bureau of Shipping,ABS)規范[20]要求,承載力極限狀態頂張力驗算建議取2.25倍的含泥有效重度,根據本實驗模型尺寸及材料情況,其最大含泥有效重度的計算值約為13.2 N。故本實驗中選擇30 N及10 N,分別定性模擬承載力及正常使用極限狀態。

圖6 HF數顯式推拉力計及連接整體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,設計了固支底座(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,以防底端支座因為水流問題移動位置。

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 數據采集系統

使用DH3820N分布式應力應變測試分析系統如圖9所示,該系統與電腦連接整體如圖10所示。應變片采用BX120-3AA型電阻式應變片。由于此次實驗含有水下工況,所以應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 動靜態應變儀Fig.9 Dynamic static strain gauge

圖10 數據采集系統Fig.10 Data collection system

2 實驗方法

從5種實驗參數(彈性模量、邊界條件、頂張力、外流流速、波浪參數)著手,研究了海洋立管動力響應。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,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。綜合以上實驗參數,整理32組實驗工況,具體工況參數組合如表2所示。

表2 立管實驗工況參數組合Table 2 Parameter combination of riser test conditions

對于處于水面以下的應變片采用公共溫度補償片。通過電測法獲得到32組實驗立管的時域振幅數據,并通過這些數據研究不同實驗參數對立管動力響應的影響情況。

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,具體數據如表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。

4 立管模型的動力振動響應

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,其他參數相同,且為小頂張力、大波浪周期、大流速、大波高、少約束數工況)的Ay(順流向,z=0.9 m)及By(橫流向,z=0.9 m)測點數據為例(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現出現規律性波動現象,波動周期與波浪周期接近。

圖13 兩種工況下不同立管By點橫流向振動應變時程曲線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)測點數據為例(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點順流向振動應變時程曲線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點橫流向振動應變時程曲線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生明顯的渦激振動現象。

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,其他參數相同,且為大波浪周期、大流速、大波高、少約束數、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)測點數據為例(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點順流向振動應變時程曲線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點橫流向振動應變時程曲線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生明顯的渦激振動現象。

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,其他參數相同,且為小波浪周期、小頂張力、小波高、少約束數、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)測點數據為例(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點順流向振動應變時程曲線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點橫流向振動應變時程曲線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,其他參數相同,且為小頂張力、小流速、大波高、少約束數、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)測點數據為例(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點順流向振動應變時程曲線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點橫流向振動應變時程曲線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生明顯的渦激振動現象。

(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致立管振動幅值的增大。

(4)流速的增加是立管發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。