王春光，马银行，孙明钰，张 璐，王有镗

(1.山东理工大学 建筑工程学院，山东 淄博 255049；2.长安大学 公路学院，陕西 西安 710064)

金属材料与复合材料海洋立管的三维CFD涡激振动模拟

王春光1，马银行1，孙明钰2，张 璐1，王有镗1

(1.山东理工大学 建筑工程学院，山东 淄博 255049；2.长安大学 公路学院，陕西 西安 710064)

研究了流固耦合作用下，传统金属海洋立管与复合材料海洋立管的涡激振动特性，并对比了雷诺数Re=7 500时，两种海洋立管的动力响应. 利用ANSYS-Transient模块，采用等效模量法构建两种海洋立管模型；利用Fluent模块建立流体场模型，并通过system-coupling模块实现立管和流体场的流固耦合作用. 由于两种海洋立管的外径、支撑条件、雷诺数等相同，所以它们的尾涡云图，速度矢量图及升阻力系数特性基本相同. 但由于两种海洋立管的材料属性，顶张力等不同，它们的动力特性明显不同.相同流场条件下，复合材料海洋立管具有更大的变形及更小的应力响应.

水下管道；涡激振动；复合材料海洋立管；流固耦合；计算流体力学

海洋立管是海洋资源开发中不可或缺的海洋结构. 由于传统金属立管的较大密度，随着水深的增加，立管自重显著增加，使其对顶张力的要求不断增加，从而需要更大的海洋平台或减少所连接立管的数量. 因此，金属海洋立管的自重成为限制深水海洋资源开发的一个重要因素. 由于纤维复合材料具有极佳的机械性能和较低密度，复合材料海洋立管将在很大程度上降低自重，并相应地减少对现有海洋平台的顶张力需求和运营成本，有利于深海石油及天然气的开发和输送[1]. 此外，纤维复合材料还具有更好的保温隔热性，耐腐蚀性和抗疲劳性，从而可以减少维护和使用成本[2]. 因此，越来越多的国家、能源公司以及研究人员关注并重视复合材料海洋立管的研究和应用. 目前，纤维复合材料在海洋工程中的应用处在一个起步阶段，而复合材料海洋立管也还处在实验设计和模型测试阶段. 从20 世纪90 年代开始，多个国家先后开展的复合材料立管项目，验证并肯定了复合材料立管优良的基本力学特性，例如，美国国家标准与技术研究院(NIST)及先进技术计划局(ATP)的玻璃纤维与碳纤维复合材料立管项目，Airborne Composite Tubulars, MCS Advanced Sub-sea Engineering 和 OTM Consulting 开展的热塑性复合材料立管项目等[3-5].同时，Silva[6]，Wang[7]等人对复合材料海洋立管的优化设计进行了探索. 复合材料立管作为海洋立管的一种发展形式，其涡激振动及疲劳性能分析是不可忽略的一个环节，也是推进复合材料海洋立管应用于实际工程中的必要环节. 涡激振动研究始于风洞实验. 之后，改进的尾流振子模型被广泛应用到柔性细长柱体的涡激振动研究中：黄维平等[8]建立了考虑大变形的大柔性立管涡激振动数学模型，而郭海燕等[9]则研究了立管内流对海洋立管涡激振动特性及顶张力的影响. 近年来，越来越多的研究者开始转向利用计算流体动力学(CFD)技术解决VIV问题[10-11]. 然而，相对于传统金属材料立管，复合材料立管的涡激振动研究还处于起步阶段[12-15]. 初步的研究大多采用经验模型，而忽略了复合材料立管与流体之间的流固耦合作用. 由此，本文利用计算流体动力学(CFD)方法，在考虑流固耦合作用的前提下，模拟并对比了传统金属海洋立管与复合材料海洋立管涡激振动的特征及典型区别.

1 数值模型

1.1 材料属性及结构尺寸

本文对满足相同功能要求的金属及复合材料海洋立管[7]进行了基于流固耦合作用的三维CFD涡激振动模拟. 物理模型在缩尺理论的基础上进行简化，复合材料海洋立管的结构构造为22层的[liner/90/(0/90)10]，两种立管的长细比均为50. 两种立管及相应流场的参数见表1.

表1 海洋立管几何尺寸及材料属性

立管类型外径/m壁厚/mm长度/m密度/kg·m-3弹性模量/GPa泊松比顶张力/NRe流场密度/kg·m3流速/m·s-1金属立管0.021.2178502070.380750010240.4复合材料立管0.020.9611500300.360750010240.4

对于复合材料海洋立管，其弹性模量需考虑各纤维层的材料属性，纤维角度，层叠方式等因素，可采用公式(1)-(6)进行计算.

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

1.2 流体场与立管模型

海洋立管两个模型分别采用金属材料和各向同性复合材料，其材料参数、尺寸参数及顶张力参数见表1. 立管上部铰接，下部固接，其模型节点数为2 840，单元数为400. 图1展示了立管模型.

流体区域水平投影为18D32D的长方形(D为立管外径)，立管周围6D6D的范围内设置动网格并进行网格细化，入口边界距离立管9D，两侧边界距离立管9D. 流体场网格数量约为22万个. 进口边界设为速度入口(inlet)，u=0.4m/s，湍流强度I=0.052 4(公式7)，水力直径取为0.02m. 出口边界为自由出流(outflow)，上下边界和流固耦合面设为无滑移壁面(wall)，左右面设为对称面(symmetry). 采用湍流模型LES(大涡模拟)和二阶中心差离散格式进行模拟. 流场模型见图2.

图1 海洋立管模型及网格划分

图2 流体场模型

(7)

利用ANSYS-Transient模块，采用等效模量法构建两种海洋立管模型，利用Fluent模块建立流体场模型，并通过system-coupling模块实现立管和流体场的流固耦合作用.

2 两种海洋立管的结果对比

本节给出了雷诺数Re=7 500，均匀来流速度为u=0.4m/s的情况下，两种海洋立管的尾涡云图、速度矢量图、升阻力系数图以及立管振动特性的数值模拟结果，并进行对比.

2.1 两种海洋立管尾涡云图特性

图3到图5展示了两种海洋立管涡激振动尾涡涡量云图随时间的发展过程. 从图中可以看出，两个海洋立管的尾涡特征相似，即：尾涡云图随着时间的推移，尾涡逐渐发展，最后趋于动态的稳定，成为周期性交替泄放的紊流漩涡，这是典型的次临界阶段(300≤Re≤3×105)的紊流漩涡. 对比三种不同高度平面(z=0.25m，z=0.5m，z=0.75m)的尾涡云图，可以看出在立管小变形的情况下，各高度的尾涡发展形势差别不大.

2.2 两种海洋立管速度矢量图特性

图6到图8展示了两种海洋立管的速度矢量图随时间的发展过程，可以看出，水流在流经立管后，速度场发生变化，在立柱两侧，速度将大于来流速度，并向后以波浪形状发展，在立管的后侧，速度将小于来流速度，并向后程波浪形状发展. 流场稳定后，流场动态平衡呈现周期性.

2.3 两种海洋立管升阻力系数图特性

图9可以看出两种海洋立管的升阻力随时间变化的曲线基本一致，且升阻力系数的周期性很明显，两种海洋立管升力系数变化的频率均约为3.12Hz.

(a)金属立管 (b)复合材料立管图3 T=1s时的两种海洋立管漩涡脱落图

(a)金属立管 (b)复合材料立管图4 T=2s时的两种海洋立管漩涡脱落图

(a)金属立管 (b)复合材料立管图5 T=5s时的两种海洋立管漩涡脱落图

2.4 两种海洋立管的动力特性

图10展示了两种海洋立管的最大位移. 从图中可以看到两种海洋立管的总位移都较小，金属海洋立管的最大位移值为2.076×10-5m，复合材料海洋立管最大位移值约为1.43×10-4m，二者的最大位移均发生在立管中部. 复合材料海洋立管的位移约为金属海洋立管的7倍.

图11展示了两种海洋立管总位移最大点的顺流向及横流向位移时程曲线，金属海洋立管总位移最大点的顺流向位移不大于2.0×10-5m，横流向位移不大于1×10-5m；复合材料海洋立管总位移最大点的顺流向位移不大于1.4×10-4m，横流向位移不大于8×10-5m.

图12展示了两种海洋立管跨中截面运动轨迹. 从图中可以看出，由于升力和阻力的作用，立管横流向振动和顺流向振动都会受到影响: 立管先从原来初始位置，先向x向产生一个大的位移，然后在此位置做顺流向小位移周期振动及横流向大位移周期振动，运动轨迹呈现不规则的8字形状.

图13为两种材料海洋立管的应力及应变最值的时程曲线，复合材料海洋立管的最大应变大约是金属海洋立管最大应变的5倍；而相对金属海洋立管而言，复合材料的应力相对较小.

(a)金属立管 (b)复合材料立管图6 T=1s时的两种海洋立管速度矢量图

(a)金属立管 (b)复合材料立管图7 T=2s时的两种海洋立管速度矢量图

(a)金属立管 (b)复合材料立管图8 T=5s时的两种海洋立管速度矢量图

(a)金属立管 (b)复合材料立管图9 两种海洋立管的升阻力系数时程图

(a)金属立管 (b)复合材料立管图10 两种海洋立管的最大位移对比

(a)顺流向 (b)横流向图11 两种海洋立管的顺流向及横流向位移时程曲线

(a)金属立管 (b)复合材料立管图12 两种海洋立管跨中截面运动轨迹

(a)应变时程曲线 (b)应力时程曲线图13 两种海洋立管的顺流向及横流向位移时程曲线

3 结论

以等效弹性模量法为基础，建立了金属海洋立管与复合材料海洋立管模型，并利用基于流固耦合作用的三维CFD涡激振动模拟，探索并对比了两种海洋立管的涡激振动特征：

(1)两种海洋立管在涡激振动影响下的漩涡脱落状态均为典型的2S型，且横流向振动具有明显的周期性. 涡激振动作用下，两种立管均先沿来流向产生一个大的位移，然后在此位置做沿来流向小位移振动及横流向大位移周期振动，运动轨迹呈现不规则的8字形状.

(2)由于两种海洋立管的外径，支撑条件，雷诺数等相同，它们的尾涡云图，速度矢量图及升阻力系数特性基本相同.

(3)由于两种海洋立管的材料属性，顶张力等不同，它们的动力特性具有明显不同：相同流场条件下，复合材料海洋立管具有更大的变形及更小的应力响应.

[1] OCHOA O O, SALAMA M M. Offshore composites: transition barriers to an enabling technology[J]. Compos Sci Technol, 2005, 65(15-16): 2588-2596.

[2]SALAMA M M, MARTINUSSEN E, SPENCER B, et al. Composite risers are ready for field applications-status of technology, field demonstration and life cycle economics[C]//DOT. Proceedings of the 13th Annual Deep Offshore Technology Conference. Brazil: PennWell, 2001:1-18.

[3]SALAMA M M, JOHNSON D B, LONG J R. Composite production riser-testing and qualification[J]. SPE Prod Facil, 1998, 13(3): 170-177.

[4]SMITH K L, LEVEQUE M E, Ultra-deepwater production systems [R]. Houston: ConocoPhillips Company, 2005.

[5]PICARD D, HUDSON W, BOUQUIER L, et al. Composite carbon thermoplastic tubes for deepwater application[C]//OTC. Proceedings of Offshore Technology Conference. Houston: OTC, 2007: OTC 19111.

[6]SILVA R F, ROCHA I, PARENTE E, et al. Optimization of laminated tubes using finite element analysis [J]. Mecánica Computacional, 2010, 29: 1761-1781.

[7]WANG C G, SHANKAR K, MOROZOV E V. Tailored local design of deep sea FRP composite risers[J]. Adv Compos Mater, 2015, 24(4): 375-397.

[8] 吴学敏, 黄维平. 考虑大变形的大柔性立管涡激振动模型[J]. 振动与冲击, 2013, 32(18): 21-25, 30.

[9] 郭海燕, 赵伟, 王飞. 内流对立管顶张力影响规律的试验研究[J]. 中国海洋大学学报(自然科学版), 2015, 45(1): 102-109.

[10] 及春宁, 陈威霖, 黄继露, 等. 串列双圆柱流致振动的数值模拟及其耦合机制[J]. 力学学报, 2014, 46(6): 862-870.

[11] 刘景伟, 郭海燕, 赵婧. 等直径串列双圆柱体绕流的数值模拟[J]. 中国海洋大学学报(自然科学版), 2013, 43(12): 92-97.

[12] LI Z M, LIN Z Q. Non-linear buckling and postbuckling of shear deformable anisotropic laminated cylindrical shell subjected to varying external pressure loads[J]. Compos Struct, 2010, 92(2): 553-567.

[13] TAN L B, CHEN Y, JAIMAN R K, et al. Coupled fluid-structure simulations for evaluating a performance of full-scale deepwater composite riser[J]. Ocean Eng, 2015, 94: 19-35.

[14] HUANG K Z. Composite TTR design for an ultradeepwater TLP[C]//OTC. Proceedings of Offshore Technology Conference. Houston: OTC, 2005: OTC 17159.

[15] CHEN Y, TAN L B, JAIMAN R K, et al. Global-local analysis of a full-scale composite riser during vortex-induced vibration[C]//ASME. Proceedings of the ASME 2013 32nd International Conference on Ocean, Offshore and Arctic Engineering. France: ASME, 2013: 1-8.

(编辑：姚佳良)

3D simulation of vortex-induced vibration for steel and composite risers

WANG Chun-guang1，MA Yin-hang1，SUN Ming-yu2， ZHANG Lu1，WANG You-tang1

(1. School of Civil and Architectural Engineering, Shandong University of Technology, Zibo 255049, China；2. School of Highway, Chang′an University, Xi′an 710064, China)

The Vortex-induced vibration (VIV) features of steel and composite risers are investigated with fluid to structure interaction (FSI) and their dynamic responses are compared withRe=7 500. ANSYS-Transient and Fluent are utilized to model the risers and flow field, respectively. The FSI is achieved by system-coupling. The trailing vortex, velocity vector and CL&CDof the two types of risers are quite similar, for their outside diameters, support conditions andReare the same. However, as their material properties and top-tension force are different, their dynamic responses are different. In the same flow field, composite riser has larger displacement and smaller stress.

underwater riser；vortex induced vibration；composite riser；fluid to structure interaction；CFD

2016-09-28

山东省优秀中青年科学家科研奖励基金项目 (BS2014SF013)

王春光, 男, cgwang@sdut.edu.cn; 通信作者：王有镗, 男, wyt@sdut.edu.cn

1672-6197(2017)05-0035-07

P756.2

A