抑制渦激振動的螺旋列板設計參數研究

沙 勇，曹 靜，張恩勇，周巍偉，陳嚴飛

(中海油研究總院，北京 100027)

海洋立管在海洋油氣開發中用于連接海底油氣田和海上浮體，可實現深水油氣生產、注水注氣、油氣外輸等功能。立管的渦激振動會顯著降低立管的使用壽命，是海洋立管面臨的主要技術挑戰，而合理安裝螺旋列板裝置能夠有效地抑制立管的渦激振動，因此螺旋列板的設計成為海洋立管工程中的一個關鍵問題。基于工程應用詳細闡述了抑制海洋立管渦激振動的螺旋列板裝置所涉及的技術問題，包括螺旋列板的材料、幾何參數、覆蓋率、水動力直徑和水動力系數。

1 螺旋列板的類型

抑制海洋立管渦激振動的螺旋列板裝置設計需要滿足功能、力學、材料以及安全等方面的條件。目前，適用于抑制海洋立管渦激振動的螺旋列板裝置形式主要包括兩種［1］:1)非水下機器人安裝型，見圖1(a);2)可水下機器人安裝型，見圖1(b)。

非水下機器人安裝型和可水下機器人安裝型的螺旋列板材料通常采用海洋級別的聚氨酯或聚乙烯人造橡膠。可水下機器人安裝型的螺旋列板通常需要采用合成材料(如高強度玻璃增強塑料合成物)制造外殼，支撐聚氨酯或聚乙烯人造橡膠材料的模制側板。

圖1 抑制海洋立管渦激振動的螺旋列板裝置形式Fig.1 Helical strakes for marine riser VIV suppression

2 螺旋列板的幾何參數

螺旋列板抑制海洋立管渦激振動的原理通常認為是:通過不斷改變徑向來流分離角度擾亂漩渦的空間相關長度，減少立管后渦釋放沿管的同步性，從而減少立管渦激振動的幅度。螺旋列板的幾何參數對于螺旋列板抑制渦激振動效果影響較大。

螺旋列板的幾何參數主要包括:螺距(pitch)、鰭高(height)以及螺紋個數(start number)。螺距表示螺旋列板沿管長旋轉盤繞一周的管段長度;鰭高表示螺旋列板側齒的凸出高度;螺紋個數表示一個圓周上的側板數，通常為3個或4個外齒，外齒截面通常為三角形或者梯形［1］。DNV-RP-F204規范定義了兩種特定形式的三齒螺旋列板:1)螺距17.5D、鰭高0.25D;2)螺距5D、鰭高0.14D，其中D為裸管的外徑。螺距5D、鰭高0.14D的螺旋列板通常適用于風場中［2］，螺距17.5D、鰭高0.25D在海洋立管工程中更為有效［3］。

2.1 螺旋列板的鰭高

鰭高是螺旋列板的重要幾何參數之一，對螺旋列板的抑制效果有很大影響。隨著螺旋列板鰭高的增加，渦激振動的抑制效果越好，但考慮到螺旋列板鰭高越高，螺旋列板及立管的建造和安裝難度越大，同時鰭高越高，立管所受阻力越大，因此需要綜合上述因素進行鰭高的選擇。在滿足抑制渦激振動的前提下，國外工程應用的螺旋列板鰭高的范圍通常為0.1D到0.25D。

MARINTEK的Rolf Baarholm對8.8D螺距、全覆蓋的光滑三齒螺旋列板進行了試驗研究［4］，結果是:隨著螺旋列板鰭高由0.1D增加到0.2D，有效振幅與管徑之比可由0.16減少到0.015。挪威科技大學的Raed K.Lubbad等進行了5D和10D螺距的渦激振動試驗研究［5］，結果是:5D螺距0.15D圓形側齒的橫向振幅相對于裸管可減少95.6%;10D螺距0.15D圓形側齒的橫向振幅相對于裸管可減少約88.6%。

中海油與上海交通大學聯合完成的深水立管渦激振動模型試驗(以下簡稱“聯合試驗”)對100%覆蓋率、螺距分別為5D和17.5D的螺旋列板進行了不同流速剪切流場下的立管渦激振動試驗［6］，研究結果表明:對于螺距為5D的螺旋列板，鰭高從0.10D增加到0.15D后，立管橫向位移有效值的最大值下降了45%;當螺距為17.5D、鰭高為0.25D時，螺旋列板的抑制效果最好，立管橫向位移有效值的最大值較鰭高為0.15D和0.50D分別下降了44%和40%。聯合試驗與國外試驗研究的結果對比如圖2所示，圖中橫坐標為鰭高，縱坐標為立管橫向位移有效值的最大值。結果的差別主要是由于采用了不同類型的試驗裝置。

殼牌公司的Don W.Allen等對17.5D螺距、18%覆蓋率的光滑三齒螺旋列板的不同鰭高進行了旋轉梁的渦激振動試驗研究后發現:隨著螺旋列板鰭高由0.1D增加到0.15D，0.15D鰭高與0.1D鰭高的管段均方根加速度之比最多可減少到40%［7］，結果顯示螺旋列板鰭高越高，抑制效果越好。

2.2 螺旋列板的螺距

螺旋列板的螺距尺寸與鰭高通常是相應的，鰭高0.25D對應的螺距通常為16D到17.5D;對于鰭高0.15D的螺旋列板，螺距通常為5D到8D。隨著螺旋列板螺距的增加，抑制渦激振動的效率略有增加，但螺距增加到一定值以后，渦激振動的抑制效率有降低的可能。

殼牌公司的Don W.Allen等對0.25D鰭高、37%覆蓋率的光滑三齒螺旋列板的12D和17.5D螺距，進行了旋轉梁的渦激振動試驗研究［7］，結果發現:隨著螺距由12D變化到17.5D，管段均方根加速度之比平均減少約10%，抑制效率略有增加。聯合試驗對100%覆蓋率，鰭高為0.25D的螺旋列板進行不同工況下旋轉立管的渦激振動試驗研究后發現:對于鰭高為0.25D的螺旋列板，螺距為17.5D時，抑制效果最佳，較螺距為15.0D的螺旋列板，立管橫向位移有效值的最大值下降了約50%，抑制效率顯著增加。

圖2 螺旋列板鰭高對抑制渦激振動效果的影響Fig.2 The effect of strake height on VIV suppression efficiency

挪威科技大學Raed K.Lubbad等在均勻流水槽中進行的0.15D圓形螺旋側齒渦激振動試驗研究［5］結果是:螺距從3.5D增加到8D，螺旋列板的有效性近似不變;當螺距增大到10D時，螺旋列板的效率顯著降低，約降低10%。聯合試驗采用旋轉剪切流裝置對100%覆蓋率、鰭高為0.15D的螺旋列板進行不同工況下旋轉立管的渦激振動試驗研究后發現:鰭高為0.15D的螺旋列板，螺距為5D較螺距為17.5D和20D的抑制效果更好，當螺距從5D增加到17.5D后，立管橫向位移有效值的最大值上升了約4%，增加到20D時，立管橫向位移有效值的最大值上升了約6%，螺旋列板的抑制效率有所降低;對于鰭高為0.25D的螺旋列板，螺距為17.5D時，抑制效果最佳，與螺距為15.0D的螺旋列板相比，立管橫向位移有效值的最大值下降了約50%。

螺旋列板鰭高對抑制渦激振動效果的影響如圖3所示，圖中橫坐標為螺距。圖3(a)為挪威科技大學的0.15D圓形螺旋側齒水中渦激振動試驗研究結果，圖中R表示螺旋列板覆蓋管相對于光管的振幅減少百分比;圖3(b)為聯合試驗結果，縱坐標為立管橫向位移有效值的最大值。

圖3 螺旋列板螺距對抑制渦激振動效果的影響Fig.3 The effect of strake pitch on VIV suppression efficiency

3 螺旋列板的覆蓋率

從抑制立管渦激振動疲勞的角度分析，螺旋列板的覆蓋率越大越好。在船拖試驗條件下，在螺旋列板40%覆蓋下的立管疲勞破壞率可比裸管低一個量級;70%覆蓋時低兩個量級;100%覆蓋時低八個量級［8］。但在實際工程中，通常由于海洋環境下上層流速非常大，螺旋列板通常從立管頂部開始布置，覆蓋率達到一定數值后，即可對海洋立管起到較好的抑制渦激振動疲勞效果，圖4為1 500 m鋼懸鏈線立管的渦激振動疲勞損傷的計算結果。

圖4 鋼懸鏈線立管疲勞損傷Fig.4 Fatigue damage of steel catenary riser

同時，由于螺旋列板的阻力系數較大，會造成立管系統整體阻力增加，對于立管的強度存在不利影響;螺旋列板的覆蓋率增大，立管系統的工程造價也會相應增加。因此，螺旋列板的覆蓋率應充分考慮立管渦激振動疲勞、立管強度、工程造價三方面因素。

4 螺旋列板的水動力直徑

螺旋列板的水動力系數影響立管強度和疲勞分析結果。螺旋列板水動力直徑選取的原則是:水動力直徑應與水動力系數相適應，同時考慮立管設計的安全性和經濟性。

螺旋列板水動力直徑的選取主要有以下三種:

1)完全不考慮螺旋列板裝置;

2)考慮螺旋列板裝置桶基的厚度;

3)完全考慮螺旋列板裝置，即管段總外徑、2倍的Strake桶基厚度和1倍的螺旋列板鰭高之和。

對于含有保溫層的立管，螺旋列板水動力直徑應包括保溫層的厚度，如圖5所示。

圖5 含有保溫層的立管螺旋列板的橫截面Fig.5 Cross section of riser strake with an insulation layer

5 螺旋列板的水動力系數

對于立管強度和疲勞分析，螺旋列板水動力系數同樣是一個重要的參數，應合理選取。根據莫里森公式，螺旋列板水動力系數主要包括:附加質量系數、阻力系數、升力系數［9-10］。

5.1 附加質量系數

附加質量系數受折減速度UR影響，并隨之增大而增大［11-13］，同時折減速度的增大會降低螺旋列板的抑制效果，折減速度UR定義為

式中:U為水流速度;f0為管中靜水中首階固有頻率。

渦激振動分析軟件VIVAVA采用隨無量綱頻率(fnon=foscD/U，fosc為管振動頻率)變化的附加質量系數［12］，如圖6 所示。

渦激振動分析軟件SHEAR7(V4.4版本)采用0～1.0區間用戶定義的簡化定常附加質量系數［11］。

5.2 阻力系數

阻力系數與雷諾數、振動幅度、表面粗糙度等有關。

簡化的螺旋列板阻力系數的選取原則上主要有以下兩種方法:

1)1.2～1.4，此時阻力直徑通常需要完全考慮螺旋列板裝置來取值;

2)2.0，此時阻力直徑通常按完全不考慮螺旋列板裝置或考慮螺旋列板裝置桶基來取值。

圖6 隨無量綱頻率變化的附加質量系數Fig.6 Added mass coefficients with non-dimensional frequencies

阻力系數隨雷諾數的變化，可以參考裸管段的變化規律(圖7)。

從圖7中可以看出，在亞臨界雷諾數區域(300≤Re＜3×105)內，隨著雷諾數的增加，裸官阻力系數變化較小;同樣，研究表明在此雷諾數區域內，加裝螺旋列板后，立管的阻力系數隨著雷諾數的增加變化也較小［14］。

阻力系數與振動幅度的變化可以按如下公式［15］計算:

圖7 裸管段阻力系數隨雷諾數的變化Fig.7 Drag coefficients of bare pipe with Renault numbers

式中:CD，amp(i)為i節點的阻力系數受振動幅度影響的系數;yrms(i)為i節點均方根振幅。

此外，立管的表面粗糙度越大，則阻力系數就越大。試驗研究［7］發現:粗糙側板的阻力系數較光滑側板增大10% ～20%。

以上阻力系數的取值通常適用于立管強度分析，對于疲勞分析，可根據設計經驗適當減少。

5.3 升力系數

在每個無因次頻率fnon下，均存在一個隨無量綱幅值A/D變化的升力系數［12］，如圖8所示。

圖8 隨無量綱幅值A/D變化的升力系數Fig.8 Lift coefficients with non-dimensional amplitude A/D

6 螺旋列板參數的選取

基于聯合實驗結果和工程設計經驗，結合國內外試驗數據資料，提出了適合于海洋立管工程應用的螺旋列板幾何和設計參數選取的建議，如表1。

表1 螺旋列板參數選取的建議Tab.1 Parameter selecting proposals for helical strakes

以上參數選取建議可作為工程設計的初始參考，在實際工程項目中，還應從立管渦激振動疲勞、立管強度、工程造價三方面因素具體分析，優化螺旋列板的幾何參數和覆蓋率，驗證水動力參數，使得最終設計的螺旋列板達到較好的工程應用效果。

7 結語

海洋立管在海洋油氣開發中用于連接海底油氣田和海上浮體，可實現深水油氣生產、注水注氣、油氣外輸等功能。螺旋列板可以抑制海洋立管渦激振動，具有保障海洋立管安全和提高立管使用壽命的作用。

基于工程應用詳細闡述了抑制海洋立管渦激振動的螺旋列板裝置所涉及的技術問題，包括螺旋列板的類型、幾何參數、覆蓋率、螺旋列板水動力直徑和水動力系數。基于聯合實驗結果和工程設計經驗，結合國外試驗數據資料，著重分析了螺旋列板幾何參數、覆蓋率、水動力直徑和水動力系數的選用及其對抑制海洋立管渦激振動的影響，提出了適合于海洋立管工程應用的螺旋列板幾何和設計參數選取的建議，為螺旋列板工程應用、海洋立管強度和疲勞設計提供了參考。

［1］ http://www.trelleborg.com/upload/TCL_TCI/docs/Trelleborg%20Offshore%20VIV%20Suppression.pdf［ED/OL］.

［2］ Don W Allen，Li Lee，Dean L Henning.Fairings versus helical strakes for suppression of vortex-induced vibration:technical comparison［C］∥The 2008 Offshore Technology Conference.2008:OTC Paper 19373.

［3］ Don W Allen.Data Report 2:Current Tank Tests of Helical Strakes on Long Slender Tubes，Vortex-Induced Vibration Susppression of Cylinderical Structures Data Licensing［R］.Houston:Shell Development Bellaire Research Center，1993.

［4］ Rolf Baarholm.Recent MARINTEK activities on assessment of vortex-induced vibrations［C］∥Brasil Opening Seminar.2007.

［5］ Raed K Lubbad，Sveinung L?set，Ove T Gudmestad，et al.Vortex induced vibrations of slender marine risers-effects of roundsectioned helical strakes［C］∥Proceedings of the Sixteenth(2007)International Offshore and Polar Engineering Conference.2007.

［6］ 付世曉，王德禹.深水立管渦激振動模型試驗報告［R］.上海:上海交通大學.

［7］ Don W Allen，Dean L Henning，Li Lee.Performance comparison of helical strakes for VIV suppression of risers and tendons［C］∥The 2004 Offshore Technology Conference.2004:OTC Paper16186.

［8］ Vandiver J K，Swithenbank S B，Jaiswal V，et al.The Effectiveness of helical strakes in the suppression of high mode-number VIV［C］∥Offshore Technology Conference.OTC 18276.

［9］ API RP 2RD，Design of Risers For Floating Production Systems(FPSs)and Tension-Leg Platforms(TLPs).Reaffirmed［S］.2006.

［10］潘志遠.海洋立管渦激振動機理與預報方法研究［D］.上海:上海交通大學，2005.

［11］ User Guide for SHEAR7 Version 4.4［M］.2005.

［12］ http://www.ivt.ntnu.no/imt/courses/tmr4305/VIV_DynMK_2007_abb.pdf［ED/OL］.

［13］ Vandiver J K.Dimensionless parameters important to the prediction of vortex-induced vibration of long，flexible cylinders in ocean currents［J］.Journal of Fluids and Structures，1993，7(5):423-455.

［14］ Cowdrey C F，J A Lawes.Drag Measurements at High Reynolds Numbers of a Circular Cylinder Fitted with Three Helical Strakes［R］.Nat.Phys.Lab.(UK)，Aero Rep.384.1959.

［15］ Vandiver J K.Drag coefficients of long-flexible cylinders［C］∥Offshore Technology Conference.1983:OTC Paper 4490.

［16］ Vandiver J K，Li Li.SHEAR7 V4.4 Program Theoretical Manual［M］.2005.