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钻井立管或钢筋束附近的生产立管的涡激振动效应
1摘要
本文考察了洋流对深水管，如脐带管、生产立管、钢筋束和钻井立管，附近的涡激振动响应的影响。这个问题很少得到业界的关注，但潜在地对深水管和平台的设计具有重要意义。
对直径比为 2：1 和 4：1 的串联柔性管在水槽中进行了实验研究。较小直径的管被放置在上游和下游的位置上，顶部和底部位置相隔三个不同的距离。张力保持恒定，但流速不同。虽然进行了均匀流和剪切流试验，但本文仅报告了均匀流试验。
响应模态的范围约为 1-6，因此其足够高，可轻松实现单模态和多模态响应，这两种模态在整个试验程序中普遍存在。虽然所有的试验都是在低雷诺数下进行的，但试验结果可以被很好地转化为大多数现场应用。
试验结果描述了各种配置下上游管和下游管的振动和响应特性。由于现场管道可能有多种直径比、分离距离和流速，因此这些试验试图提供不同直径的串联管道的响应的一般见解，并在某些情况下，提供可用于海上现场设计的响应的限制的指南。
2引言
暴露于洋流的管将经历涡旋脱落，这通常会产生涡旋诱导振动 (VIV)。结构的涡激振动可导致早期疲劳失效，也可导致管件阻力增加。这些影响通常是不希望的，因为减轻这些影响的设计的成本很高。
绝大多数的涡激振动研究都集中在孤立管上，并且是在亚临界雷诺数下进行的；然而，也有中等数量的研究是在临界甚至超临界雷诺数下进行的，这些雷诺数与现场立管和钢筋束最常经历的雷诺数范围相当[例如 Halkyard 和 Grote，1987；Allen 和 Henning，1997 ]。还在低阶振动模态[例如：第一阶弯曲模态，例如：Griffin 和 Ramberg，1982]和高阶振动模态[例如：Vandiver、Allen 和 Li，1996]下考察了管经历涡激振动的行为。孤立管的研究涉及：
许多短管和长管的试验项目[例如，Vandiver，1985；Allen，1995 1998；Tognarelli 等，2004]；
涡激振动抑制装置的若干试验项目[例如 Zdravkovich,M.M. 1981；Allen 和Liapis, 2014a,b；Allen,Li和Henning,2008]；
涡激振动响应的计算模型的建立[例如 Vandiver 和 Chung，1987；Vandiver、Allen 和 Li，1996；Li，2013]；
计算模型的校准和随后现场管的涡激振动响应预测[例如 Allen，1995；Vandiver，2000]；
针对抑制装置引入一些涡激振动模拟功能，例如螺旋形板和整流罩，[Campbell 和 Slocum，2013；Resvanis 和 Vandiver，2016]。
相比之下，在亚临界和临界雷诺数下对双管进行的涡激振动试验非常有限。实际上，所有这些双管试验都是在直径相同的管上进行的，双管要么串联，要么有偏移的串联[例如，Allen 和 Henning，2003；Fontaine 等，2006；Huera-Huarte 和 Gharib，2011]。
与深水管涡激振动相关的一个重要参数是响应的振动模态。经历涡激振动的深水管通常以一阶或多阶弯曲模态振动。小流速，或短管，将经历低阶振动模态，而更大的流速或更长的管将经历更高阶的振动模态。在研究涡激振动物理特性时，了解响应中模态数的作用是非常重要的。当多个管接近时，这一点更重要，因为上游管的涡流脱落可能激发下游管的某阶模态，而自由流可能激发完全不同的模态。一阶模态可能主导响应，或者更常见的是，在管的响应中可能存在多阶模态，特别是当管在一个或多个管的尾流中时。（参见 Collins 和 Fassardi，1992，关于不等直径管的试验，上游管强迫运动和下游管固定。）
本文给出的结果考察了亚临界雷诺数下直径比为 2：1 和 4：1 的串联圆管。进行了较小直径管在上游和下游位置的试验，并考察了两个管的端部之间的不同分离距离的影响。由于管具有足够的柔性，允许不同的弯曲模态被激发，这也意味着管经历了不同的平均挠度，因此两管之间的距离沿着它们的长度可以有相当大的变化。
本文提供了这些试验的结果。研究了直径比、分离距离、较小直径管相对于较大直径管的位置（即，较小直径管是在较大直径管的上游还是下游）和流速的影响，在某些情况下，进行了具有多个初始张力的试验。
3试验描述
所有实验均在 1989 年改良的 Shell Westhollow研究中心水槽中进行[Allen，1992]。由 300 马力的天然气发动机通过齿轮和链传动装置驱动的船用螺旋桨使水循环流过水槽。筛网把两个蜂窝段（矫直机）夹在中间，用于尽量减少湍流和流体旋转效应。筛网中的板条用于在需要时产生剪切速度分布。一个50 ft深，3 ft内径的钢沉箱位于试验段，允许管长达 60 ft。一个带有挡板的固定钢插件将流动区域的横截面尺寸（7 ft深和6 ft宽）改变为试验段激振区域的横截面尺寸（12 ft深和 3-1/2 ft宽），然后另一个带有挡板的插件将超出试验段的横截面尺寸变回到 7 ft深和6 ft宽。。
使用定制挤压的ABS管作为试验管。最小的管被挤压至外径为0.625 in.（内径为0.500 in.），公差为plusmn;0.005 in.，然后切割至所需的长度 60 ft。同样，用于较大管的ABS管也被定制挤压至外径为1.25 in.（内径为1.00 in.）和2.50 in.（内径 2.00 in.），公差分别为plusmn;0.01 in.和plusmn;0.02 英寸（也为60 ft的初始长度）。所有管的比重为65.6 lb/ft3，弹性模量为 2.20times;105 psi。每个管垂直安装在两个球面轴承支座（球头）之间，如图1所示。
图1
用球形接头支撑管的两端。通过向上拉上部球形接头，固定下部球形接头，对管施加张力。从球形接头中心测量，两个管的长度均为 58.5 ft。图 2 和图 3 更详细地显示了轴承支撑。
图2
轴向刚度为75 lb/in的弹簧位于每个上部轴承支撑的上方，以控制张力（类似于隔水管张紧器）。将测力传感器安装在每个弹簧的上方，以测量顶部张力。将从每个测力传感器伸出的螺纹杆插入安装在顶部测试架上的钢板中。通过拧紧钢板顶部每根杆上的螺母对管施加张力。导向架（即套管）位于上部轴承支撑处，限制了上部球形接头和支撑的水平运动，因此它只能沿着套管垂直滑动。将下部轴承支承刚性连接到浸没在水中的可移动推车（也称为底部组件）上，将底部组件在预期深度处通过气动方式固定在沉箱的两侧。
Columbia 型号 HEVP-14 双轴加速度计安装在距离每个管的顶部球形接头中心 0.1 H 的位置，其中 H 代表管的长度。选择该位置的原因是其接近第五阶弯曲振动模态的反节点。将加速度计安装在测试管内，并将加速度计引线通过管顶部带到表面。测试前，使用振动器组件在频率为 1.0、5.0 和 10.0 Hz 以及位移为 0.2 和 0.4 in.（峰-峰）时校准加速度计，发现所有测试的准确度均在 2% 或更低范围内。
使用放置在模型位置的 Marsh McBiey 523 型电磁流量计测量水流分布。这些水流分布都是在进行试验之前建立的，并且是通过平均速度为每次试验选择的，在假设螺旋桨驱动轴的转速是平均速度的唯一（单值）函数的情况下，平均速度可以通过安装在螺旋桨驱动轴上的转速计进行监测。尽管在原始试验程序中进行了剪切流和均匀流试验，本文仅报告了均匀流动试验。
使用范围为0-200 lb的 Hottinger 测力传感器测量了顶部张力。每个球形接头组件的重量约为 1-2 lb。在数据处理过程中，从测量的张力中减去球形接头组件的重量，以确定每根管顶部的正确张力。试验前，对两个测力传感器进行校准和线性度检查，发现准确度在 2% 以内。
在每个试验系列之前，通过在加速度计位置上沿横向于流动的方向摇动模型来确认双轴加速度计的方向。然后记录并处理加速度，以确保每个加速度计正确定向。
使用装有盐水的管进行试验。盐水溶液的比重为 1.56，导致每个试验管的总比重为 1.38。
首先使用 Columbia 9002 型电荷放大器放大模拟加速计电压信号。在数据数字化之前，模拟信号经过 40Hz 的低通滤波。在进行双重积分获得位移前，以64 Hz对信号采样并进行高通滤波。
4试验程序
对于这些均匀流试验，对于给定的顶部张力，对激发期望的模态数量所需的速度进行了数值估计，然后通过改变水槽的速度直到近似找到该模态的最大响应（上游管），由双通道 FFT 分析仪的视觉估计确定。在双管均匀流动试验中使用了这些速度，除非从双通道分析仪确定需要较小的速度变化才能获得上游管所需的振动模态。因此，每个均匀流试验大致对应于上游管的预设张力和所期望的模态数。
对于每个预设的张力，进行一组试验，以获得上游管的几种不同振动模态的结果，然后进行下一个预期的张力下的试验。通常，对每个张力进行一组流速下的试验，然后将张力调整到下一个预期设置。在每个试验系列之前，调整和检查张力，并记录（通过测力传感器电压）加速度。
以往试验中串联管涡激振动的物理特性
以前在均匀流和剪切流动下对两个等直径管（填充水和盐水）进行了试验[Allen 和 Henning，2003]。这些结果提供了一些对串联管流动的物理现象的认识。以下是从这些试验中发展起来的一些更重要的想法的概述。它们有助于理解本文中不等直径试验的结果。
在两个等直径串联管的试验过程中，观察到了两个物理的主要现象，这两个现象对于预测现场管的涡激振动响应都很重要。第一个物理现象如图4所示。
众所周知，当两个管串联时，下游管承受上游管从涡街脱落的力。试验前的假设是，下游管也会脱落自身的某种涡街，原因是尾流中的大量无旋转或弱旋转流体被对流到下游。由于已知旋涡脱落发生由方程fs=V*St/D给出的Strouhal 频率（其中，当管静止时，St通常在0.18和0.2之间），因此也假设下游管的旋涡脱落发生的频率将低于上游管的频率，因为上游管尾流中的流体由于受到上游管的屏蔽而明显具有较小的下游速度分量。
下游管在一个频率上经历上游管的涡街的影响，同时在较低的频率上脱落自身的涡街，如图5所示（上游管的第四阶模态被任意选择作为示例）。
图5
该图显示了旋涡脱落与孤立管或上游管在其第四阶振动模态下经历的旋涡脱落相似。下游管的位移在该频率处具有来自上游响应的相应分量，并且由于其自身的涡流从上游管的尾流中脱落，在较低阶模态下（在本图中为第3阶模态）有一个附加分量。这种影响的实际结果是，如果上游管和下游管都有相同的位移，下游管将有较低的加速度，从而有较低的弯曲应力，由于存在较低的频率分量。这种现象随着管相互靠近而减少（从试验结果中观察到），但通常在顶部和底部间距大约为10倍直径或更大时出现。
图 6 显示了另一个主要观察结果，即对于横向，当上游管均方根位移（）增加超过约0.35（通过上游管直径归一化）时，下游管均方根位移将相对于开始减小（即，位移比会降低到1.0以下）。
该观察结果与众所周知的孤立管涡激振动现象有关，即当 开始增加超过约0.35时，升力系数开始降低，表明在管表面上形成的涡流强度降低。从物理上看，随着管开始振动（即振动幅度开始增加），沿着管跨的涡流的相关性增加，涡流获得进一步的强度。然而，当达到约0.35时，管的运动开始破坏给涡流循环提供能量的边界层，也破坏了涡旋脱落过程。这种现象是导致均匀流中单管涡激振动自限制的原因。
这里提出的假设是该理论的自然延伸，即如果大于 0.35 时，涡流失去强度，那么这些涡流对下游管施加的力将减小。由于这些力通常是下游管加速的主要原因，正如所料由试验结果证实，（下游管的均方根位移）将小于，当增加超过约0.35时。图4和图5也支持这一理论，说明下游管运动的主要来源是：a）上游管脱落的涡流；和 b）下游管脱落和形成的涡流施加的力，产生自己的涡流脱落循环。
应该注意的是，上述机制不是对值增大时值变小的唯一可能解释。也有可能的是，由于脱落涡在向下游对流时从尾流中心线向外移动，当 L（串联管间的距离）增加时，这些涡对下游管的影响较小。该合理性与 L减小时出现较大位移比的观察结果一致。可以想象，值增加而减小的正确原因很可能是涡旋的强度和位置（以及其他可能尚未完全了解的潜在原因）的组合。然而，等直径管试验的这些观察结果有助于理解管直径不同时的试验结果
较小直径的管位于较大直径的管的下游
对于海上平台来说，有许多可能的情况是，一个较小直径的管位于一个较大直径的管的下游。几种可能的组合包括：较大直径的生产立管下游的生产立管；钢筋束下游的生产立管；生产立管或钢筋束下游的脐带管；钻井立管下游的生产立管。由于不可能检查直径比、顶部张力、雷诺数、流速、模态数等所有可能的组合，因此，试验程序侧重于简单的2:1和4:1的直径比，希望了解管的响应和一般的物理现象。对于本节中报告的试验，较小直径的管始终处于下游位置，因此2:1是指1.25 in直径的管的上游的试验，4:1是指2.5 in直径的管的上游的试验（即，术语描述了相对直径，列出了顺序，以便首先参考上游管的相对直径）。
通过对等直径管的试验，我们得知当大于约 0.35 时，下游管的振动程度不如上游管。下面的图7所示为直径比为2:1且端间距为L=5、10 和 20（即，管端之间的距离为较小管的直径的5、10和20倍）的试验中下游管的（无量纲）位移除以上游管的（无量纲）位移。
之前在等直径管试验中观察到的第二个现象是，下游管经历了来自上游管的涡街和自身涡旋脱落的作用力。相比之下，下游具有较小直径管的不等直径管的试验显示频率响应要复杂得多，因为在各种试
资料编号：[4743]
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