恒定流速下三角型溝槽隔水管減阻性能的仿真分析

何霞，楊成宇，王國榮，鐘林，蔣雯婧

恒定流速下三角型溝槽隔水管減阻性能的仿真分析

何霞a,b，楊成宇a,b，王國榮a,b，鐘林a,b，蔣雯婧a,b

（西南石油大學 a.機電工程學院 b.能源裝備研究院，成都 610500）

為了提高隔水管的使用壽命和保障深水鉆井的安全性，在只考慮同一流速下的海流力、不同溝槽的布置對隔水管受力影響的工況下，利用織構減阻的原理，將三角型溝槽織構引入隔水管表面來起到降低隔水管繞流阻力的作用。采用大渦數值模擬，建立三角溝槽織構隔水管力學模型，在恒定流速下開展三角型溝槽深度和寬度幾何參數對隔水管升阻力系數、速度場分布、壓力系數分布、渦量分布影響規律的仿真分析，并與光滑隔水管的速度場分布、壓力系數分布、速度矢量場分布進行對比。在南海恒定平均流速0.3 m/s的模擬工況下，當三角型溝槽織構溝槽個數為32時，溝槽織構隔水管的升阻力系數均小于光滑隔水管，起到了減阻抑升的作用，且在深度為0.14 mm、寬度為1.96 mm的條件下，隔水管的阻力系數降低了65.02%，升力系數均方根降低了78.3%，減阻效果最佳。建立了一套恒定流速下三角型溝槽隔水管繞流減阻優化設計與評價的新方法，為利用三角型溝槽織構改善隔水管的疲勞失效、提升其使用壽命提供了理論參考。

隔水管；三角型溝槽；渦激振動；大渦數值模擬；抑振減阻

隨著海洋油氣開發技術的提高，油氣資源的勘采進入了更深的海域，高流速引起的漩渦泄放會加劇隔水管振動[1]，加劇了隔水管的疲勞損傷。渦激振動抑制方法可以從三方面入手，分別是：通過改變質量、隔水管結構設計等方式重新設計隔水管參數；增加系統阻尼來提高隔水管系統的穩定性；添加附加抑制裝置以減小振動。用于抑制海洋工程管柱渦激振動的方法，根據Zdravkovich[2]所做的研究可分為：管柱上表面突起物，可使得來流分離，擾亂尾部渦旋的線條裝、螺旋列板、半球體凸面等；附加裝置，如可將來流分離為許多小漩渦的多孔覆蓋物、控制桿、軸向板條等；近尾流穩定裝置，如導流板、分離盤、飄帶等。

徐志輝[3]研究了國內螺旋列板，此裝置的抑制原理是通過可改變沿管縱向的波流分離角，使得旋渦的強度被削弱，升力會降低，從而有效地弱化尾流渦旋，減小立管渦激振動響應[4]。但是螺旋列板材料的選擇會因為密度增加管柱重量，并且安裝成本較高，需要對其進行防腐處理[5]。許天羽等[6]運用CFD研究了導流板形橫剖面立管對渦激振動的抑制，結果顯示，導流板兩側角度選取的不同會產生不同的渦激抑制效果。趙恩金等[7]研究了導流板對海底管線渦激振動的影響，發現安裝導流板會使管線分離點前移，并隨著導流板的增高，周期性作用在管線上的豎直向下力逐漸增大。王曉龍等[8]研究了不同弦厚比、不同流速、不同直徑立管的導流板對抑制渦激振動的影響規律，說明了導流板可以隨來流方向旋轉，在渦激振動的抑制方面高達80%，但是導流板結構設計和制作復雜，正常工作周期比螺旋列板更短，安裝成本高。Roshko[9]在鈍體尾流的研究文獻中提出利用分離盤裝置穩定管柱尾跡、抑制旋渦脫落。許博涵等[10]用風洞試驗測試了柔性分離盤，結果顯示，加裝分離盤的長度為隔水管直徑的0.5～2.5倍時，最大減阻效率可達30%。1987年Lesag等[11]通過在鈍體上游放置控制桿減少其所受的拖曳力和橫向力。Sakamoto等[12]研究了在圓柱系統內加控制桿來對流體力進行控制。Lee等[13]通過試驗添加控制桿對圓柱所受拖曳力及其流場變化，添加控制桿使得圓柱的拖曳力系數最大可以減少29%，通過合理布置附屬管線達到最大的減阻效果。通過對上述傳統的渦激振動抑制裝置調研發現其有效率的抑制渦激振動，針對不同的裝置有各自的優缺點，但是傳統的渦激振動抑制裝置普遍具有安裝難度大、結構更加復雜且成本較高的缺陷，不能適應各方向來流的海洋工況。

目前湍流邊界層減阻的研究已經引起了國內外學者的高度重視。NASA蘭利研究所發現順流向微小的溝槽表面具有降低壁面摩阻的作用。學者們對此進行了不懈的探究，1999—2005年Yamagishi等[14-16]先后研究了在光滑圓柱表面周向布置不同深度的半圓溝槽、相同數量的深度半圓溝槽和三角溝槽及不同數量的三角形溝槽的流場情況，得出當溝槽數目為32時有較佳的減阻效果，且該三角形溝槽在特定雷諾數下具有高達30%的減阻效果。2004年Lim等[17]在光滑圓柱體表面布置了O型圓環，達到了控制尾流區旋渦脫落的目的，使得布置了O型圓環的圓柱受到的阻力減小。2013年Quintavalla等[18]通過試驗研究了布置不同形狀的溝槽的光滑圓柱的繞流情況，結果顯示，溝槽使得臨界雷諾數下降，具有較好的減阻效果。2018年王偉等[19]通過非定常數值研究方法對脊狀結構表面圓柱的流場情況進行了研究，結果顯示，在特定雷諾數下，阻力系數最大減少32.56%，升力系數最大減少65.41%。

傳統的織構減阻常以平板為載體，將仿生織構運用到曲面（隔水管）的研究在國內開展得較少。故本文提出把三角型溝槽織構引入隔水管表面來降低繞流阻力的新方法，采用了大渦數值模擬方法，對25組布置有不同寬度與深度的三角溝槽的隔水管的流場進行分析，并與光滑隔水管流場參數進行對比，論證三角型溝槽對隔水管的減阻效果，為利用三角型溝槽織構改善隔水管的疲勞失效、提升其使用壽命提供理論參考。

1 數值計算方法

1.1 隔水管模型簡化及三角溝槽建立

本文只考慮海流力、不同溝槽的布置及同一海洋流速對隔水管受力的影響。采用有限元法方法對隔水管進行分析，并假設：（1）隔水管單元體材料特性、幾何特性均保持不變；（2）將隔水管上下端面簡化為鉸支約束的固定連接；（3）隔水管為剛性體，在自重和外力的作用下不發生形變，且不考慮隔水管內部鉆柱及鉆井液對其影響[20]。建立三角溝槽隔水管簡化模型，如圖1所示，其中溝槽數量為32，隔水管直徑為=40 mm，展向長度=130 mm[21]。

隔水管所受雷諾數為2×104～8×105，由邊界層公式(1)[22]計算得到邊界層厚度為0.1～1 mm，式(1)中為邊界層厚度，為隔水管展向長度，Re為展向長度為的隔水管所受的雷諾數，故選取5個深度（0.14、0.28、0.42、0.56、0.7 mm），并根據溝槽的間隙選擇5個寬度（0.98、1.96、2.86、3.38、3.92 mm），如圖2—3所示，并對以上參數進行正交數值仿真計算。試樣代號如表1所示。

圖2 三角溝槽深度的布置

圖3 三角溝槽寬度的布置

表1 不同寬度高度的正交計算

Tab.1 Orthogonal calculation of different width and height

1.2 控制方程與湍流模型

大渦數值模擬控制方程與Smagorinsky渦黏模型見公式(2)—(7)[23]。

1.3 網格劃分及邊界條件

針對三角溝槽隔水管計算域，為保證本文大渦數值模擬方法的精確可靠性，計算域采用全局六面體網格，如圖4—5所示，通過Fluent仿真軟件，設置模擬時間為流體質點經過3～5倍計算域長度所需的時間。本模型中圓柱壁面邊界層加密設置為40層，沿壁面法線方向與圓柱壁面相鄰的塊區域的邊界層生長率為1.12，使得該網格滿足壁面無量綱高度因子+=1，展示模型為20.42。

圖4 W2H0.42三角溝槽全局網格

圖5 W2H0.42三角溝槽隔水管近壁面網格

根據幾何相似和雷諾相似的原理，在雷諾數相等的情況下，將數值帶入公式(8)，式中為流速，為密度（1 000 kg/m3），0為特征長度（此處對應隔水管的外徑0），為動力黏度（=1.01×10?3pa·s），0為南海海域平均流速（0=0.3 m/s）[17]，0為附加浮力塊的隔水管外徑（0=0.7 m），通過計算得到雷諾數為2.1×105。本文光滑隔水管模型=40 mm，故在仿真計算中進口速度設置為=5 m/s。

隔水管是柔性管柱，在海洋工況中承受梯度洋流，近海平面處流速較大且伴隨有風浪沖擊，流體沖擊圓柱后無邊界的自由擴散。故為了模擬海洋工況，設定左側進口邊界面（Inlet）為速度入口，速度方向沿著X軸，并在Z軸方向存在重力，使得流體自然流動；右側出口邊界（Outlet）面為自由出流，為壓力出口且壓力為0；除了左右兩側邊界的其余四周邊界面（Symmetry）均設定為對稱壁面邊界，且圓柱壁面（Wall）設定為固壁無滑移的邊界條件，如圖6所示，具體邊界條件如表2所示。

表2 邊界條件

Tab.2 Boundary conditions

2 溝槽隔水管的流場分析

2.1 升阻力系數

升阻力系數主要反映在該工況下溝槽隔水管瞬時受力行為特征，其表達式見式(9)—(10)[24]。

式中：d表示阻力，N；l表示升力，N；為海流密度，kg/m3；為圓柱體外徑，m；為圓柱體展向長度，m。

如圖7a所示，雷諾數=2.1×105時，光滑隔水管阻力系數為1.155，升力系數均方根為0.397[25]。在圖7b—f中，所有溝槽隔水管的升阻力系數均小于光滑隔水管，說明三角溝槽織構對隔水管起到了減阻抑升的效果。在同一溝槽深度下，隨著溝槽寬度的減小，阻力系數均存在先降后升的變化趨勢；升力系數均方根在溝槽深度0.28 mm前后，分別呈現出先降后升、一直升高的變化趨勢。由此可以說明，隨著溝槽深度、寬度的增加，減阻效果降低，在溝槽深度為0.14 mm且寬度為0.98～1.96 mm時存在升阻力最小值，而減阻抑升效果最佳的點就在上述區間內。在25組數據中，溝槽30.14組的阻力系數為0.404、升力系數均方根為0.086，其減阻效率為65.02%，抑升效率為78.3%，減阻效果最佳；通過計算得到該組斯托魯哈爾數=0.301，符合斯托哈爾數在粗糙圓柱面上的數值（0.1～0.47）[26]，說明模擬結果是可靠的。在圖7e和圖7f中，有30.7、40.56、40.7 3個案例在計算過程中產生回流，最終導致計算終止。

圖7 光滑隔水管升阻力系數及溝槽隔水管升阻力系數的變化規律

2.2 速度與壓力分布

由溝槽隔水管的升阻力系數分析可得，溝槽深度為0.14 mm時，減阻效果最顯著，故對該深度下的溝槽隔水管進行速度場分析。從圖8a—e可以看出，在同一溝槽深度0.14 mm下，隨著溝槽寬度的減小，溝槽隔水管的尾流區域從溝槽壁面處分離時，位置逐漸向前移動，尾流區域沿來流法線方向上的寬度逐漸增大，且沿著來流方向的中心線上下交替排列，形成了規則、周期性的渦街排列，當寬度減少至0.42 mm后，尾流區域開始形成面積大而紊亂的速度分布區域。理論上阻力系數越小，克服阻力所損失的能量越少，對應的速度最大值應該增加[27]。從上文中的升阻力系數變化規律可知，前4組溝槽的升阻力系數依次逐漸減少。在圖8中，前4組溝槽中溝槽壁面分離位置處向外的速度變化逐漸緩慢，能量損失逐漸減少，與升阻力系數的變化規律吻合，證明同一深度下溝槽隔水管的速度分布規律滿足該原理。

由于第2組溝槽中，5組數據中20.28的升阻力系數最小，故比較同一寬度2.86 mm下不同溝槽深度的速度場分布情況。如圖9a—e所示，隨著溝槽深度的增加，尾流區域沿著來流的法線方向上的寬度逐漸增加，尾流區域從溝槽壁面分離時位置同樣是逐漸向前移動，當深度增加至0.42 mm后，尾流區域開始形成面積大而紊亂的速度分布區域。由上文中升阻力系數變化規律可知，圖9中5組溝槽的升阻力系數依次增大，在尾流區域沒有出現紊亂的前2組溝槽速度分布的變化規律與升阻力變化規律吻合，也符合阻力系數越小，克服阻力所損失的能量越少的原理。

圖8 溝槽深度為0.14 mm時不同寬度的速度分布云圖

圖9 溝槽寬度為2.86 mm時不同深度的速度分布云圖

通過對不同寬度、深度的溝槽隔水管速度場分布分析可知，在上述溝槽深度、寬度的范圍內，隨著溝槽深度的減小、寬度的增加，尾流區域沿方向的寬度逐漸增加，尾流區域處的漩渦形成的渦街排列會更有規則性、周期性，減阻效果會更加明顯。由于流體會在近壁面產生較大的速度梯度，當靠近壁面的速度在法線上的梯度為0時，會出現流動分離，且分離點越靠前，尾流區域越大[28]，隨著溝槽深度的增加、寬度的減小，溝槽織構會使流動分離點逐漸靠前。當溝槽深度大于0.42 mm、寬度小于0.98 mm時，尾流區域從溝槽壁面分離時的位置過于靠前，導致尾流區域將會出現大面積紊亂的速度分布區域，對隔水管的減阻起到負作用。

溝槽隔水管阻力減小的直接流場因素就是力的分布，壓差產生的阻力是圓柱繞流流場中阻力產生的主要原因[29]。如圖10所示，隨著溝槽寬度的減小，前4組溝槽隔水管后方尾流區域的壓力（壓力分布云圖上可通過顏色的深淺判斷壓力的變化規律）逐漸減小，前后的壓差逐漸增大，阻力隨之逐漸減小，而40.14組溝槽隔水管后方的壓力急增，其前后的壓差也急劇減少，阻力隨之增加，與上文中同一深度0.14 mm、不同寬度的溝槽隔水管阻力系數的變化規律一致。

同樣，探究同一寬度2.86 mm下不同溝槽深度的流場分布情況。由圖11的壓力云圖分布可知，隨著溝槽深度的增加，溝槽隔水管后方的尾流區域的壓力逐漸減小，由最初的中壓區域逐漸轉變為尾流場的低壓區壓力分布，隔水管前后的壓差也逐漸增大，阻力隨之減小，與上文中同一寬度2.86 mm、不同深度的溝槽隔水管阻力系數的變化規律一致。圖10—11所示壓力分布云圖中的壓力均為靜壓。

圖10 溝槽深度為0.14 mm時不同寬度的壓力分布云圖

圖11 溝槽寬度為2.86 mm時不同深度的速度分布云圖

2.3 渦量分布規律

圖12為第1組溝槽隔水管在=2.1×105時，=0時，圓柱中心截面上的渦量分布云圖，從圖中可以看出，溝槽尾流區域上下兩側渦量較大，形成交替脫落的漩渦，隨著溝槽寬度的減小，漩渦脫落的頻率增加，渦振漩渦強度增加且隨著流體質點的流動逐漸減弱。由此可以看出，布置有溝槽結構的隔水管能夠有效改變其尾流的漩渦脫落頻率，改變溝槽隔水管的振蕩頻率，降低渦激振動對隔水管的疲勞損壞。

圖12 深度為0.14 mm時不同寬度的溝槽隔水管渦量分布云圖

3 三角溝槽減阻效果的評價

對不同參數的溝槽隔水管的分析可以得出，在此25組的織構布置中，30.14是減阻抑升性能最佳的溝槽布置，下面將對光滑隔水管和30.14的流場各物理量進行分析，進一步判斷溝槽的布置對哪些因素造成了影響。

從圖13可以看出，在隔水管上布置了溝槽的結構體速度的最大值更大、壓力值更小，說明動能向壓力能的轉換量減小，尾流近壁面速度存在接近于0的點，速度為0的區域是由于漩渦的脫落造成大渦破碎成小渦，從而將動量傳遞和消耗；光滑隔水管的尾流區域呈現放射狀的放大趨勢，而溝槽隔水管的尾流區域呈現收縮狀，也可以看出溝槽隔水管尾跡區域的寬度明顯減小，且溝槽隔水管速度回流的區域沿著流體質點運動方向向后移動，速度分離點向后移動了約23°，說明該溝槽結構能夠控制尾流區域達到延緩流動分離的目的。

圖13 速度分布對比圖

圖14可以從顏色數值大小的分布來分析，首先光滑隔水管的最小壓力系數為?2.5，溝槽隔水管的最小壓力系數為?4，最小壓力值出現在隔水管兩側的上下端面，說明溝槽隔水管兩側速度更大，保留的動能更多；光滑隔水管的較小壓力數值為?2.2～ ?0.8，大面積地出現在尾流區域，而溝槽隔水管的尾流區的較小壓力數值為?1.6～0。在尾流區域溝槽隔水管的壓力明顯大于光滑隔水管，使得溝槽隔水管的前后壓差遠遠小于光滑隔水管，壓差阻力是造成隔水管橫向振動和變形大位移的主要原因，壓差阻力越小，橫向振動越小，隔水管變形也越小。

在圖15所示的速度矢量圖中加入速度流線，流線代表流體質點在隔水管中心面=0的軌跡，光滑隔水管上紅色矩形框內的速度近似為0，光滑隔水管的分離點在90°左右；而溝槽隔水管在90°之后的壁面上發生了明顯的分離再附現象，漩渦產生的位置明顯向后移動，而分離點也向后移動，且前者流線的流向是放開向外，沿著隔水管壁面呈放大的趨勢，后者的流線沿著隔水管90°切線方向向=0的中心線偏移，呈現收口的趨勢，說明尾流區域溝槽隔水管的速度小于光滑隔水管。

綜上可知，在速度分布上溝槽隔水管的最大速度更大，壓力最小值更小，溝槽隔水管尾流區的再附現象和二次分離點沿著流動方向向后延伸，三角溝槽壁面增加了邊界層的擾動，使得溝槽凹槽內形成了旋轉的漩渦。該漩渦方向與流體流動方向相反，溝槽凸起處呈現較低的流速，將流動分離點延后，使溝槽隔水管的尾流區域更小，壓差阻力也更小，使得整體的升力阻力得到控制，起到了抑升減阻的效果。

圖14 壓力系數分布對比圖

圖15 隔水管速度矢量對比圖

4 結論

1）建立了三角溝槽織構隔水管大渦數值模擬模型，整體模型采用全局六面體網格，并進行了網格無關性驗證，使得該網格滿足壁面無量綱高度因子+=1，保證網格的精度，為利用三角型溝槽織構改善隔水管的疲勞失效、提升其使用壽命提供了理論參考。

2）采用大渦數值模擬方法，開展了5種深度和5種寬度溝槽布置的隔水管升阻力系數數值計算，得到了在=2.1×105時，隨著溝槽深度的增加，阻力系數逐漸增大。在選取的25組數據中，30.14在升阻力系數的大小上表現最好，并隨著溝槽寬度的減小，升阻力系數呈現先減小再增大的趨勢。與光滑隔水管的升阻力系數數值對比，其阻力系數降低了65.02%，升力系數均方根值降低了78.3%，這種溝槽的布置大大減小了隔水管上所受的阻力與升力。

3）光滑隔水管與30.14溝槽隔水管的對比結果顯示，在30.14溝槽隔水管的布置時，速度場變大，隔水管尾流區的壓力顯著增大，前后壓差減小導致壓差阻力減小。對比光滑隔水管，溝槽隔水管的分離點靠后，尾流區域的寬度大大減小，進一步證實了溝槽織構布置在隔水管上起到了減阻抑升的可行性。

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Simulation Analysis of the Drag Reduction Performance of Triangular Groove Riser under Constant Flow Velocity

a,b,a,b,a,b,a,b,a,b

(a. College of Electromechanical Engineering, b. Energy Equipment Research Institute, Southwest Petroleum University, Chengdu 610500, China)

In order to improve the service life of the riser and ensure the safety of deep-water drilling, under the condition that only the marine current force at the same velocity and the influence of different groove arrangement on the stress of the riser are considered, the triangular groove texture is introduced into the riser surface to reduce the flow resistance of the riser by using the principle of texture drag reduction. Using large eddy numerical simulation, the mechanical model of triangular groove textured riser is established. The effects of geometric parameters of triangular groove depth and width on riser lift resistance coefficient, velocity field distribution, pressure coefficient distribution and vorticity distribution are simulated and analyzed at constant velocity. The velocity vector field distribution is compared.The results show that under the simulated condition of constant average velocity of 0.3 m/s in the South China Sea, when the number of triangular groove texture grooves is 32, the rise resistance coefficient of grooved texture riser is less than that of smooth riser, which plays the role of reducing resistance and restraining rise. When the depth is 0.14 mm and the width is 1.96 mm, the resistance coefficient of riser is reduced by 65.02% and the root mean square of lift coefficient is reduced by 78.3%. The drag reduction effect is the best. Based on this, a new method for optimal design and evaluation of flow drag reduction around triangular grooved riser at constant flow velocity is established, which provides a theoretical reference for improving the fatigue failure and service life of riser by using triangular grooved texture.

riser; triangular groove; vortex-induced vibration; large eddy numerical simulation; vibration suppression and drag reduction

TH117

A

1001-3660(2022)04-0157-10

10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2022.04.015

2021-03-23；

2021-10-21

2021-03-23；

2021-10-21

何霞（1976—），女，博士，副教授，主要研究方向為油氣裝備潤滑減磨。

HE Xia (1976—), Female, Doctor, Associate professor, Research focus: lubrication and wear reduction of oil and gas equipment.

王國榮（1977—），男，博士，教授，主要研究方向為天然氣水合物開采工藝及能源裝備。

WANG Guo-rong (1977—), Male, Doctor, Professor, Research focus: natural gas hydrate mining technology and energy equipment.

何霞, 楊成宇, 王國榮, 等. 恒定流速下三角型溝槽隔水管減阻性能的仿真分析[J]. 表面技術, 2022, 51(4): 157-166.

HE Xia, YANG Cheng-yu, WANG Guo-rong, et al. Simulation Analysis of the Drag Reduction Performance of Triangular Groove Riser under Constant Flow Velocity[J]. Surface Technology, 2022, 51(4): 157-166.

責任編輯：萬長清