导管架平台圆柱绕流和涡激振动的机理
用于弹性支撑圆柱体横流涡激振动研究的实验设备及其使用方法的生产技术
本技术公开了一种用于弹性支撑圆柱体横流涡激振动研究的实验装置及其使用方法，包括丝杆滑轨装置、支撑架装置和圆柱体振子装置；其中所述丝杆滑轨装置由控制柜、丝杆导轨和导轨滑块组成，控制柜可通过电脑输入参数控制丝杆转动的转速大小和方向，从而控制与导轨滑块相连接的支撑架装置和圆柱体振子装置来回运动的周期和幅值，实现等效振荡流，其中圆柱体振子装置可以实现多个圆柱体的叠加组合。
通过上述连接方式，本技术可以实现单圆柱体或者多圆柱体在定常流、波浪流、振荡流或叠加流下的横流涡激振动实验研究，并由传感器测出相关实验数据。
技术要求1.一种用于弹性支撑圆柱体横流涡激振动研究的实验装置，其特征在于：所述实验装置包括丝杆滑轨装置、支撑架装置和圆柱体振子装置；丝杆滑轨装置包括控制柜(2)、丝杆导轨(3)和导轨滑块(1)，导轨滑块(1)与支撑架装置连接，支撑架装置连接圆柱体振子装置；通过控制柜(2)控制丝杆导轨(3)转动的周期和时间，带动导轨滑块(1)的往返运动，进而带动支撑架装置和圆柱体振子装置往返运动。
于：所述支撑架装置设有连接杆组，所述连接杆组由第一水平连接杆组(7)、第二水平连接杆组(6)、第三水平连接杆组(4)、第一竖直连接杆组(5)和第二竖直连接杆组(8)组成；所述第一水平连接杆组(7)、第二水平连接杆组(6)、第三水平连接杆组(4)、第一竖直连接杆组(5)和第二竖直连接杆组(8)均由互相平行且长度相等的两个连接杆组成；第一水平连接杆组(7)水平固定在导轨滑块(1)上方，第二水平连接杆组(6)作为第一竖直连接杆组(5)、第三水平连接杆组(4)和第二竖直连接杆组(8)的固定轨道，垂直连接于第一水平连接杆组(7)上方；第一竖直连接杆组(5)竖直连接于第二水平连接杆组(6)；第三水平连接杆组(4)水平连接于第一竖直连接杆组(5)的两侧；第二竖直连接杆组(8)竖直连接于第三水平连接杆组(4)两侧，且第二竖直连接杆组(8)下端均固接有轴承(9)，用来连接圆柱体振子装置。
圆柱振荡尾流与涡激振动的被动吹气控制方法研究
本文主要研究内容如下:完成了无控状态下固定圆柱三维绕流场 的数值模拟研究。数值模拟了不同湍流模型下Re=3900时三维圆 柱绕流场,并将模拟结果与风洞试验结果进行对比验证,验证大 涡模拟方法和求解格式的合理性;在大涡模拟方法基础上,采用 三种网格方案数值模拟Re=5.0×10~4下三维圆柱绕流场,并将气 动力系数统计值与现有试验和模拟数据行对比验证,验证网格方 案的精确性。
在最优网格方案基础上,数值模拟 Re=1.0×10~4,3.0×10~4,5.0×10~4,7.0×10~4以及9.0×10~4 下三维圆柱绕流场,确保计算采用的网格精度可以精确捕捉三维 圆柱周围绕流场特征,为进一步采用套环被动吹气方法抑制圆柱 振荡尾流研究奠定基础。完成了被动吹气控制套环措施下固定 圆柱三维绕流场的数值模拟研究。
研究了被动吹气套环的开孔方式和套环的展向布置间距对控制 效果的影响。重点考虑了开孔方向、开孔高度和开孔角度对圆 柱气动力的影响,通过气动力系数变化程度来评价套环开孔方式 对圆柱振荡尾流的控制效果;再确定最优化的开孔方式后,研究 套环展向布置间距这项因素对圆柱气动力和尾流流场特性影响, 从而得到最优化的套环布置方案。
完成了无控和有控措施下圆柱横风向涡激振动的数值模拟研究。 通过建立横风向弹性支撑数值计算模型,研究了无控状态下圆柱 横风向涡激振动数值模拟,求出共振时最大振幅。
研究了被动吹气控制套环措施下圆柱横风向涡激振动,分析其控 制效果,得出优化效率。
圆柱振荡尾流与涡激振动的被动吹气 控制方法研究
圆柱结构是工程中常见的一种结构形式,如桥梁拉索、烟囱、冷 却塔、近海工程结构和海洋输油立管等。圆柱绕流场涉及流动 分离、旋涡生成与脱落,诱发结构产生振劳损耗,严重时能产生共振 效应使结构瞬间毁坏。因此,抑制圆柱绕流的振荡尾流,进而消 除圆柱的涡激振动,对于改善圆柱结构或构件的设计和提高使用 寿命具有重要意义。
基于功率方程的圆柱体涡激振动研究
基于功率方程的圆柱体涡激振动研究涡激振动是一种重要的流固耦合问题，通常发生在流体经过圆柱体等物体时，因尾流和湍流的作用而产生的激励力，导致物体发生振动。
圆柱体涡激振动在许多领域中都有着广泛的应用，比如建筑工程、风力发电、航空航天等。
为了更好地研究圆柱体涡激振动问题，我们可以基于功率方程来进行研究。
首先，我们需要了解功率方程在涡激振动中的应用。
功率方程是描述振动过程中能量转换的重要方程，可以帮助我们分析涡激振动中的能量转换过程。
在圆柱体涡激振动中，流体经过圆柱体时会受到激励力的作用，使圆柱体发生振动。
这时，我们可以通过功率方程来计算激励力对圆柱体的功率输入，从而了解振动过程中的能量交换情况。
其次，我们可以通过分析功率方程中的各项来探讨涡激振动中的耗散机制。
在圆柱体涡激振动中，由于粘性阻力等因素的存在，能量会不可避免地被耗散掉。
通过功率方程，我们可以计算出振动系统中各个环节的功率损失，从而揭示出耗散机制对振动系统的影响。
另外，我们还可以通过功率方程来优化圆柱体的结构设计。
在实际工程中，圆柱体的结构参数对涡激振动有着重要的影响。
通过分析功率方程，我们可以得出不同结构参数对振动系统能量转换效率的影响，从而指导优化圆柱体的设计方案，减小振动系统的能量损耗，提高系统的性能。
总之，基于功率方程的圆柱体涡激振动研究可以帮助我们更深入地理解振动系统中的能量转换和耗散过程，为优化设计提供理论支持。
未来，在圆柱体涡激振动领域的研究中，我们可以进一步深化功率方程的应用，结合数值模拟和实验研究，探索出更多新颖的振动控制方法，为实际应用提供更好的技术支持。
双圆柱尾流致涡激振动的质量比效应及其机理
双圆柱尾流致涡激振动的质量比效应及其机理作者：杨骁赵燕杜晓庆吴葛菲来源：《振动工程学报》2020年第01期摘要：双圆柱尾流激振受多种因素影响，情况复杂，质量比m*（相同体积的圆柱与流体质量的比值）对双圆柱尾流激振的影响规律尚未澄清。
采用数值模拟方法，在低雷诺数下（Re=100），研究了三种质量比（m*=2，10，20）对串列双圆柱尾流致涡激振动特性和尾流流场结构的影响规律，分析了下游圆柱的升力与位移的相位差，探讨了涡激升力与能量输入的内在联系。
结果表明：质量比对串列圆柱尾流致涡激振动有重要影响。
随着质量比的增大，横流向最大振幅减小，并发生在较小折减速度下，振动锁定区域范围变窄;质量比越小，升力与位移之间的相位差对下游圆柱振幅的影响越显著;在较小质量比时尾流出现“2s”、不规则和平行涡街模态，而在较大质量比时只有“2S”和平行涡街模态。
关键词：尾流致涡激振动;串列双圆柱;数值模拟;质量比;耦合机理中图分类号：TU311.3;0351.2 文献标志码：A 文章编号：1004-4523（2020）01-0024-11DOI：10.16385/ki.issn.1004-4523.2020.01.003引言圆柱形结构的涡激振动现象在土木工程、机械工程和海洋工程中时常发生，涡激振动可导致结构的疲劳破坏，降低结构寿命。
因此，圆柱涡激振动问题受到工程界和学术界的广泛关注。
研究表明，质量比对单圆柱涡激振动有显著影响，但质量比对串列双圆柱尾流致涡激振动的影响规律尚未澄清。
对于单圆柱的涡激振动，文献[1-5]通过试验研究（圆柱的质量比为0.36-25），指出质量比是影响圆柱振动响应和涡脱模态的重要因素。
谷家扬等和陈正寿等通过数值模拟方法研究了质量比为1，2和2.4时对单圆柱涡激振动的影响，研究发现质量比对单圆柱涡激振动的振幅、振动锁定区问范围的影响较大。
对于串列双圆柱涡激振动，一些学者研究了圆柱问距、折减速度、振动自由度等参数对串列双圆柱尾流致涡激振动的幅值、频率、振动锁定区问等的影响规律。
海洋立管涡激振动的基本理论、研究方法、影响因素及抑振方式的研究综述
海洋立管涡激振动的基本理论、研究方法、影响因素及抑振方式的研究综述王春光;郑润;李明蕾;何文涛【期刊名称】《山东理工大学学报(自然科学版)》【年(卷),期】2024(38)2【摘要】海洋立管是海洋油气开发平台的重要组成部分,而涡激振动研究是保障其正常工作的重要研究领域。
本文从海洋立管涡激振动的基本理论、海洋立管涡激振动研究方法的发展、影响涡激振动的相关因素、涡激振动的监测和抑制方法四个方面对海洋立管涡激振动的相关研究进行综述。
由前人工作可知,海洋立管涡激振动研究经历了试验研究、理论模型分析、计算流体力学方法的应用等多个阶段,而顶张力、洋流、波浪、支承条件、长细比、材料以及内流等均显著影响其涡激振动特征。
为保障海洋立管在涡激振动情况下的正常工作,其抑振研究经历了由被动抑振到主动抑振,再到利用先进监测及预测手段采取特定抑振方式及时介入的发展过程。
在将来,海洋立管监测控制系统必将发展为一个利用信息采集及处理平台,结合主动控制技术,实现海洋立管工作状态监测、故障发现以及主动控制的集中化、智能化系统。
【总页数】7页(P1-7)【作者】王春光;郑润;李明蕾;何文涛【作者单位】山东理工大学建筑工程与空间信息学院山东淄博255049;山东省海洋工程重点实验室;中国海洋大学工程学院【正文语种】中文【中图分类】P756.2【相关文献】1.新型深水海洋输液立管涡激振动抑振装置试验研究2.轴向板条对海洋立管涡激振动抑振的数值研究3.旋转翼对海洋立管涡激振动抑振的数值研究4.海洋立管涡激振动抑振方法试验研究5.海洋立管涡激振动抑振-俘能装置试验研究因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
双圆柱尾流致涡激振动的质量比效应及其机理
双圆柱尾流致涡激振动的质量比效应及其机理【摘要】本文研究了双圆柱尾流致涡激振动的质量比效应及其机理。
在分析了该研究的背景和意义。
在正文中首先介绍了双圆柱尾流致涡激振动的基本情况，然后探讨了质量比对振动特性的影响以及其机理分析。
接着进行了实验验证和数值模拟结果的展示。
结论部分总结了质量比效应在双圆柱尾流致涡激振动中的重要性，并展望了未来的研究方向。
通过这篇文章的研究，可以更深入地了解双圆柱尾流致涡激振动的质量比效应对振动特性的影响，并为相关工程应用提供理论支持。
【关键词】双圆柱尾流、致涡激振动、质量比效应、振动特性、机理分析、实验验证、数值模拟、重要性、未来研究、引言、正文、结论1. 引言1.1 研究背景研究背景中的振动特性是指在双圆柱尾流致涡激振动过程中出现的周期性振动现象，这种振动不仅会影响结构的稳定性，还可能会导致结构的疲劳破坏。
深入研究双圆柱尾流致涡激振动的振动特性及其影响因素具有重要的理论和实际意义。
1.2 研究意义双圆柱尾流致涡激振动是工程领域中一个常见的现象，其振动特性对结构安全和稳定性有着重要影响。
在研究中发现，质量比效应是影响双圆柱振动特性的重要因素之一，其能够显著改变系统的动态响应。
深入探究质量比效应在双圆柱尾流致涡激振动中的作用机理，对于揭示系统振动行为的规律，优化结构设计，提高系统稳定性具有重要意义。
研究质量比效应在双圆柱尾流致涡激振动中的影响可以为工程实践提供重要参考依据，为预测和控制系统振动提供理论支持。
该研究也有助于深化对流体力学和结构动力学的理解，为相关学科领域的发展做出贡献。
探究质量比效应在双圆柱尾流致涡激振动中的机理及其影响对于推动工程科学的前沿研究具有重要意义。
2. 正文2.1 双圆柱尾流致涡激振动简介双圆柱尾流致涡激振动是指在两个平行排列的圆柱绕流情况下，尾流的相互作用引起了振动现象。
这种现象在工程实践和科学研究中具有重要意义，因为它会导致结构的疲劳破坏，影响流体-结构耦合系统的稳定性和性能。
圆柱绕流全向裹覆减阻减振措施
第11卷第4期中国水运V ol.11N o.42011年4月Chi na W at er Trans port A pri l 2011收稿日期：3作者简介：韩韶英（5），女，青岛市人，中国海洋大学工程学院，硕士生。
圆柱绕流全向裹覆减阻减振措施韩韶英（中国海洋大学工程学院，山东青岛266100）摘要：圆柱绕流全向裹覆减阻减振措施主要包括开孔管套、丝网、轴向棒条和轴向板条，由此演变出的相应装置在工程实践中有所应用，但目前尚未完全了解其作用机理。
本文总结评述各种全向裹覆减阻减振措施和研究成果，可为相关研究工作和工程实践提供参考。
关键词：全向裹覆；减阻；减振；开孔管套；丝网；轴向棒条；轴向板条中图分类号：TU 431文献标识码：A 文章编号：1006-7973（2011）04-0146-05一、引言研究圆柱绕流的物理特性，寻求有效的涡激振动控制方法，减小结构所受的振动和阻力具有重要的意义。
20世纪60年代，一些学者提出了“卷吸层”（E nt rain men t Layer ）和“汇流点”（Con flu en ce Poin t ）的概念[1，2]，用以解释涡脱落机理和相关的现象，提出了一些影响卷吸层的裹覆类减阻减振方法，本文就其中的全向性方法（开孔管套、丝网、轴向棒条、轴向板条）的研究成果进行回顾和评述，以便为今后的研究工作和工程实践提供参考。
二、减阻减振被动控制措施1．旋涡形成脱落机理Gerra rd[3]阐述了旋涡形成脱落机理。
他认为，上面的旋涡在它所在一侧剪切层的涡量供应下，涡量强度不断增长，拖曳对面的剪切层穿过尾迹，这些被拖曳的剪切层携带着具有反方向涡量的流体，切断了上面旋涡的涡量供应，最终导致了旋涡的脱落。
接下来，下面的旋涡成长充分之后，将会拖曳上面的剪切层携带着具有反方向涡量的流体穿过尾迹，从而造成下面旋涡脱落到下游。
这个过程不断重复造成旋涡交替脱落，在圆柱下游形成了涡街。
涡的形成和脱落有两个重要因素：（1）剪切层必须卷起，形成具有充分强度的旋涡；（2）剪切层之间的相互作用。
深水导管架平台风激振动条件下构件基频的计算
深水导管架平台风激振动条件下构件基频的计算黄焱;刘雪松【摘要】拖航工况下,深水导管架平台受风激振动影响严重,校核平台风激振动的关键参数为杆件基频,当前规范对导管架中构件的基频计算尚无确切公式.工程中目前认可的基频计算公式,是针对单独杆件设计,缺乏对复杂构件结构形式与杆间约束的考虑.沿用原计算方法对复杂类构件进行基频计算时,会造成较大误差.本文采用ANSYS有限元软件建立深水导管架平台模型,应用构件受激励后的自由衰减对常见构件类型的基频进行分析,根据结果对各类构件的固结系数Φ进行修正.%Wind-induced vibration seriously affects the deep water jacket platforms in towing. The fundamental frequency is the key parameter for checking the members'stability. But the formula to calculate the fundamental frequency is still a controversial issue . Now the formula which is usually used is designed for the single rod and the degree of consolidation is assumed to be a constant, lacking considering of the constraints between the other rods. Using the original formula may lead considerable errors. In this paper, we use ANSYS to build a deep-water jacket platform model to calculate the fundamental frequency, and based on the results and the original formula, we try to optimize the formula.【期刊名称】《天津理工大学学报》【年(卷),期】2012(028)006【总页数】7页(P70-76)【关键词】风激振动;深水导管架平台;杆件基频;固结系数;有限元【作者】黄焱;刘雪松【作者单位】天津大学水利工程仿真与安全国家重点实验室,天津300072;天津大学水利工程仿真与安全国家重点实验室,天津300072【正文语种】中文【中图分类】U352.110.4经Sarpkaya[1]调查发现，在近55年间，海洋工程的工作水深以h=(1/540)N3.5的规律递增，其中h为水深，N为年份.随工作水深的不断增加，促使工作水深超过200 m的深水导管架平台的应用日趋广泛，而平台结构大型化与复杂化的加剧，也致使设计人员在平台的安全性校核中面临了许多新的问题，风激振动即为其中较为突出的问题之一.平台在风场的作用下将可能发生风激振动，进而可能造成局部构件的严重破坏.早在1982年，研究人员的统计结果就表明，世界范围内风激振动为主因的破坏事故有10起、次因8起，主因中在位工况1起，建造工况4起，拖航工况5起，造成了严重的经济损失.在位工况下，导管架平台整体入水程度较高，受风影响较弱，事故发生概率较低;结构的共振概率有随风速增大而提高的趋势，拖航与建造工况下，平台整体受风影响，两者差别在于拖航工况下风速较高，且拖航中计算结构高程时应增加驳船的干舷高度，基于上述情况，并结合风速计算计算公式[2]式中Vy为高程y处的风速;VH为已知高程处风速(一般取为参考水面以上33 ft);y 为所要计算构件的重心处高程;n是经验指数.可知，拖航工况下事故发生概率较大.如何设计构件使其基频脱离风振危险区，是避免构件破坏的有效手段之一，且针对风激振动校核的方法如DNV[3]，虽然方式不同，但校核基础都建立在确切的构件基频计算之上，由此可见保证构件基频计算准确性的重要性.但目前规范对杆件基频的计算尚无确切公式，施工设计中多应用半经验公式，存在较多不足，急需要对现有公式优化，使校核更为准确，降低事故的发生概率，并在应用阻尼器修正危险杆件时达到精确用量，减少不必要的资源浪费.本文首先对风激振动的机理及常用参数进行简介，之后应用分析软件ANSYS对拖航工况下的深水导管架平台内各类构件的基频进行分析，根据计算结果对现有基频计算公式提出修正建议.1 风激振动机理与常用参数1.1 风激振动机理当空气以一定速率与构件接触时，空气前缘受构件阻碍产生高压区，高压区将沿构件两侧向下延伸，到达截面宽度最大处分离，空气分离后沿结构表面发生回流现象.回流使原空气边界层脱离构件表面，形成向下游延伸的自由剪切层和夹在两个剪切层之间的尾流区.由于剪切层与外围自由流区接触，速度会大于内部尾流区，空气将先产生若干具有一定周期性的漩涡而后分散.当漩涡脱离构件时，它对构件产生的升力相应减小，直至消失，而对侧继续产生下一个漩涡，并生成与刚才升力方向相反的力，每对漩涡构成一组垂直于来流方向的周期力，周而复始作用于构件上，引发构件的振动，这种振动称为风激振动.1.2 常用参数1)雷诺数Re:描述粘性流体运动的基本参数，反应了惯性力与粘性力的相对大小.其中V为流速，D为柱体直径，μ为动力粘性系数.Blevins[4]提出当二维圆柱受均匀来流作用时，雷诺数通过反映尾流情况，一定程度上可以反映杆件发生风激振动的强弱.2)漩涡脱落频率fst:风激振动因空气漩涡的周期性脱落而产生，该参量表征了激振力的作用频率.其中V、D同1)，St为斯特劳哈尔数，该参数与雷诺数密切相关，而对于风激振动问题来说，该值常取为 0.2[3].3)约化速度Vr其中u为经过构件的瞬时风速，fi为构件某一阶固有频率.约化速度介于0.85/St 到1.6/St时，构件处于易引发剧烈风激振动的危险区[3].由此可见，在判定平台构件是否在特定风速作用下会引发剧烈风激振动时，构件固有频率的准确计算就尤为重要.同时经过大量的研究表明，剧烈的风激振动所引发的通常是构件的基频fn.构件具有的最小特征频率称为基频，此频率下的结构共振最易激发.目前规范中对构件基频的计算尚无确切公式，工程中多应用如下的半经验公式[5]:式中Φ是反映构件固结强度的参数，杆端焊接状态下取0.7，L为构件长度，E为弹性模量，I为构件截面惯性矩，Me为构件单位长度的有效质量.该计算方法的推导是建立在简单单根空间构件之上，而随着工作水深的增大，导管架平台X型与Y 型交叉构件的比例越来越大，因此对这类复杂构件基频特征计算方法的修正需求就日益突显出来.2 构件基频计算的修正由于工程实际中，局部杆件结构均不独立，相反会受到平台整体结构形式所导致的整体约束的影响，因此需要建立平台整体模型(图1)以真实反映局部杆件所受约束情况.本文以一工作水深为200 m的8桩腿导管架平台为例，针对拖航工况选取十年一遇1 min最大平均风速，即25.7 m/s，工况海域各月重现期极值风速见表1.采用PIPE59，建立平台整体模型，拖航时靠外一侧两条桩腿用于平台固定，模型中对应构件做固支处理，其他构件的自由度放开.从构件的结构形式上可将其划分为:单杆与交叉类构件，交叉类构件又可划分为X型与Y型交叉构件.以下通过有限元方法，以基频计算结果为基础，以结构特性为划分，对基频计算公式进行修正，并对比修正前后的分析结果.表1 工况海域各月重现期极值风速Tab.1 Each month reproduce period of extreme value w ind风速月份重现年1 2 5 10 25 50 100 1 11.09 18.37 21.96 24.33 27.33 29.56 31.77 2 11.04 17.46 20.62 22.72 25.36 27.33 29.28 3 11.03 18.41 20.05 24.45 27.50 29.75 32.00 4 10.07 17.24 20.77 23.11 26.07 28.26 30.44 5 10.23 18.25 22.21 24.83 28.13 30.59 22.03 1 min 平均 6 11.63 16.82 19.38 21.08 23.22 24.81 26.39风速/(m·s－1) 7 8.67 16.62 20.54 23.13 26.41 28.84 31.25 8 8.83 16.23 19.87 22.28 25.33 27.59 29.84 9 10.86 16.81 19.73 21.67 24.12 25.94 27.74 10 12.46 19.12 22.40 24.58 27.33 29.36 31.39 11 12.54 20.12 23.86 25.70 29.46 31.78 34.08 12 12.43 18.07 20.85 22.69 25.02 26.74 28.45图1 平台整体有限元模型Fig.1 W hole-model of finite element platform2.1 计算方法与算例公式(5)计算所得杆件基频建立在独立单根杆件的理论基础之上，由于单杆仅受杆端约束，约束形式较简单，因而在公式中常将固结系数Φ设置为常数0.7.与此相对，X型与Y型交叉类构件由于杆件交叉连接，因而会相互影响作为整体共同发生振动，此时独立单杆理论不再适用，因而需对原公式进行修正.而原公式内除固结系数Φ是人为给定的经验参数，其余参数均为实际中确定的参数，所以修正公式的实质在于对原公式中固结系数Φ进行修正.对此本文提出将X型与Y型交叉构件作为整体结构进行计算，应用瞬态激励法，计算构件在瞬态激励下的自由振动曲线，根据振动衰减曲线求取构件基频，带入公式(5)反求Φ值，根据结果总结规律，提出修正建议.现以一组X型交叉构件为例对计算方法进行说明.图2 X型构件结构Fig.2 X-type cross member算例见图2所示.该结构对称，杆件长45.36 m，直径与壁厚分别为1 600 mm与30 mm，结构各端都为焊接状态.现将计算过程叙述如下:1)对平台进行模态分析，以求解平台整体的质量阻尼与刚度阻尼系数;2)前处理中将X型构件两杆密度需设置为真实值，其余构件密度设置为极小值，使其仅为测量构件提供阻尼与刚度，而不影响测量构件动力方程中的质量矩阵;3)对测量构件进行模态分析，预判基频振动下构件最大位移的出现位置;4)在瞬态动力求解时，输入步骤1中所得阻尼系数，于预判最大位移处施加微小瞬态激励，计算构件的自由振动;5)进入时间历程后处理器，提取加载点处的自由振动曲线，利用Origin通过傅立叶转换得到测量构件的基频，带入式(5)求取固结系数Φ.测量构件的振动衰减曲线及傅立叶变换如图3与图4所示.经计算，算例杆件基频为4.512 Hz，固结系数Φ 为0.858.图3 算例衰减曲线图Fig.3 The decay curve of the sam p le图4 算例衰减曲线傅立叶变换图Fig.4 Fourier transform of the decay curve2.2 单杆构件单杆为深水导管架平台中常见构件类型，结构形式简单，固结程度仅受杆端约束的影响，经计算单杆的固结系数Φ较均匀的分布在0.602到0.749间.由于单杆所处位置不同，所受约束强度差异性较大.现阶段仅能对所得固结系数求取均值，以反应单杆所受固结程度的整体情况.求得Φ的平均值为0.667，与推荐值0.7差异较小，为保证构件安全性，建议计算深水导管架平台的单杆基频时，固结系数Φ 取为 0.667.2.3 X型交叉构件X型交叉构件(如图2所示)多由两根相同杆件对称交叉而成，杆件除受自身杆端约束外还受到结构内杆间约束的影响.为考虑杆间约束的影响效果，选取无量纲系数－长细比，长细比即杆件计算长度与杆件截面惯性半径之比，它影响杆件的刚度从而可以近似表征杆间约束的强度.公式为其中λ为长细比，l0为构件计算长度，ri为构件截面惯性半径.在平台内选取10组典型X型交叉构件，计算结果按长细比升序排列，列表2.表2 典型X型交叉杆件计算表Tab.2 Calculation of the typical X-type cross-m ember杆件编号直径/mm壁厚/mm计算长度/m长细比公式法/Hz密度激励法/Hz Φ值1 1 600 30 43.22 54.02 4.426 4.862 0.828 2 1 600 30 43.22 54.02 4.426 4.896 0.838 3 1 600 30 45.36 56.69 4.018 4.511 0.858 4 1 600 30 45.36 56.69 4.018 4.512 0.859 5 1 400 20 45.36 64.79 3.532 4.0570.891 6 1 400 20 45.36 64.79 3.532 4.064 0.894 7 1 000 19 38.32 76.63 3.518 4.183 0.941 8 1 000 19 38.32 76.63 3.518 4.190 0.943 9 1 000 19 39.16 78.31 3.369 4.007 0.942 10 1 000 19 39.16 78.31 3.369 4.017 0.945 由表2可知，计算所得Φ值较建议值高，可见由于杆间约束，构件固结程度得到了增强.表中偶数杆件位于固定桩腿间，奇数杆件位于固定桩腿对侧，故相同长细比下，偶数杆件固结程度较高.Φ值与长细比间关系如图5，计算范围内Φ值随杆件长细比呈线性递增，原因为:X型交叉构件结构对称，多位于平台中部或内部，较少与极强或极弱约束连接，构件各端约束相似;杆间约束位置相对固定，固结系数可近似看作仅受杆间约束影响，因而固结系数Φ与杆件长细比具有一定程度的线性关系.低长细比下，杆件呈短粗型，稳性与刚度较高，杆间约束对原固结程度的提高相对较小，高长细比下，杆件呈细长型，稳性与刚度较低，杆间约束对原固结程度的提高相对较大，因此Φ值有随构件长细比递增的趋势.利用Origin对Φ值与长细比λ进行线性拟合得:图5 Φ值与长细比关系图Fig.5 Relationship ofΦ and slenderness ra tio为确保结构安全性，根据计算结果建议对Φ做如下修正:X型结构因具有杆间约束，其固结系数不应低于单杆，因此对小于计算所得范围的构件，固结系数取为0.667;计算所得范围内的构件，利用拟合公式进行修正;大于所得范围的构件，由于工程中会尽量减少长细比过高的杆件出现，因此暂采用所得最大长细比杆件的Φ值作为修正，并保守取为0.94.具体如表3所示.表3 X型交叉构件修正系数表Tab.3 X-type crossmem ber correction factorλ λ＜54 54＜λ＜78 78＜λ Φ值0.667 0.004 4λ +0.603 0.942.4 Y型交叉构件Y型交叉构件(如图6)由一组长短杆组成，较结构对称的X型构件差异较大.长杆相对于短杆多与较强约束连接，且长杆的直径、厚度、质量都远高于短杆，振动时短杆对长杆影响较小，因此在计算长杆基频时可将短杆密度设置为极小值做简化处理;短杆杆端与长杆连接，由于长杆为柔性构件，短杆与柔性构件连接增大了自身发生共振的可能性，因此计算短杆基频时不能对长杆做简化处理，需同时对两杆赋予实际密度.由于Y型交叉类构件非对称，杆件间差异较大，因此选取反映杆件差异性的构件长细比之比λs/λl作为参考，其中λs为短杆长细比，λl为长杆长细比.2.4.1 交叉构件短杆在平台结构中选取13组典型Y型交叉构件，将计算结果按照长细比之比λs/λl升序排列，如表4.表4 Y型交叉构件短杆计算表Tab.4 Calculation of the typical Y-type cross-member杆件编号直径/mm 壁厚/mm 长度/m 长细比之比公式法/Hz 激励法/Hz Φ值1 762 19 13.00 0.536 5 23.154 4.071 －0.854 2 762 19 15.68 0.572 9 15.916 4.142 －0.611 3 762 19 14.39 0.593 9 18.897 3.999 －0.745 4 900 19 17.18 0.717 9 15.719 4.213 －0.591 5 900 19 18.38 0.738 4 13.733 4.213 －0.494 6 900 19 18.58 0.846 1 13.439 4.356 －0.453 7 900 19 18.58 0.846 1 13.439 4.642 －0.404 8 900 19 21.77 0.894 7 9.789 3.785 －0.313 9 900 19 21.77 0.894 7 9.789 3.449 －0.388 10 900 19 25.60 1.064 5 7.079 3.356 －0.134 11 900 19 25.60 1.064 5 7.079 3.466 －0.104 12 900 19 25.60 1.064 5 7.079 3.187 －0.181 13 900 19 25.60 1.064 5 7.079 3.437 －0.112由表4可知，固结系数Φ为负值，表明短杆被长杆带柔，构件固结程度降低，易于发生涡激振动.表中最后四根杆件如图7所示，10和11号短杆所连接的长杆杆端得到了额外约束，因此固结程度较下部对应杆件要高;由于右侧桩腿固支，所以11与13号杆件固结程度较左侧杆件要强.因此表中出现了后四组杆件几何参数相同，但固结系数互不相等的现象.图6 Y型交叉构件Fig.6 Y-type cross member图7 Y型构件局部图Fig.7 Partialmap of Y-type cross members图8 Φ值与长细比之比关系图Fig.8 Relationship ofΦ and the ratio of slenderness ratio长细比之比与固结系数Φ关系见图8，Φ随长细比之比的增加近似呈线性递增，原因为:短杆一端与强约束构件相连，所受约束大体相同，因此短杆固结程度主要受结构内长杆影响.长细比影响杆件刚度，因而固结程度与长细比之间存在一定线性关系:低长细比之比下，长杆长细比相对较大，稳性与刚度较低，对短杆的固结约束较低;高长细比之比下，长杆长细比相对较小，稳性与刚度较高，对短杆的固结约束较高，因此Φ值随长细比之比的增加呈递增趋势.应用Origin对两参数进行线性拟合得根据计算结果建议对Φ做如下修正:对小于所得最小比值的构件，由于修正公式在该范围的契合程度未知，建议对此类杆件进行具体分析;所得比值范围内的构件依照拟合公式进行修正;高于所得比值范围的构件，取为最大比值对应构件的固结系数，保守取为－0.19.Φ值修正见表5.表5 Y型交叉构件短杆修正系数表Tab.5 Y-type cross member correction factorλ/λ λ/λ ＜0.55 0.55 ＜λ/λ ＜1.06 1.06 ＜λ/λ sl slslS l Φ 值进行具体分析1.219λs/λl－1.436 －0.192.4.2 交叉构件长杆经计算长杆的固结系数与长细比的关系不明显，原因为:Y型构件非对称，杆端固结程度、结构形式、交叉点位置、短杆属性都不具有规律性.长杆的固结系数受非单一的诸多因素影响，难以单纯应用长细比进行表征.经计算长细比之比分布在0.537到1.065 间，固结系数分布在0.68 到0.81 间.因无法确定各项因素对固结系数的影响规律与所占权重，现阶段采取计算平均值的方法，以反应构件整体固结情况.经计算，建议Y型构件长杆的固结系数Φ取为 0.79.2.5 修正前后的分析结果根据DNV规范[3]，应用修正前后的基频公式对典型构件进行风激振动分析，发现:1)对于单杆构件，修正前10组杆件中，安全区杆件数为7，修正后杆件数为7，无变化.2)对于X型交叉构件，修正前安全区杆件为2号，修正后为1、2、5号杆件，增加2根.3)对于Y型交叉构件，短杆修正前安全区杆件为 1、2、3、4、5、6、7、8、9 号，修正后为 1、2、3、4、5、6、7、8、9 号，无变化.长杆修正前安全区杆件为 5、6、7、8、10、11 号杆件，修正后为:5、6、7、8、10、11 号，无变化.公式修正后考虑了结构形式差异所导致的变化，相对于较保守的原公式，兼具保守性与科学性.3 结论风激振动易导致平台局部构件发生振动并导致损伤，为从设计上能准确预判构件发生剧烈风激振动的可能性，本文对平台局部构件基频计算公式中固结系数Φ进行了修正，提高公式适用性与计算精度，建议:1)对于单杆构件为保证结构安全性，建议将固结系数取为0.667;2)X型交叉构件，由于杆间约束，固结程度提高，且固结系数与长细比在一定范围内具有近似线性的正相关性，建议修正见表2;3)Y型结构中短杆与长杆因结构形式与杆端固结程度的差异较大，因而修正的方法不同.其中短杆固结系数与杆件长细比之比具有近似线性的正相关性，建议修正见表5;由于影响长杆固结系数的因素较多，其固结系数与长细比的关系不明显，推荐采用整体平均值0.79;4)尽管临近构件的存在会改变气流经过构件本身时形成旋涡的进程，从而可能阻碍风激振动的发生，但本文在分析中并未考察构件空间距离对风激振动现象的影响.这主要是因为，现实工程中平台在建造和拖航情况下的姿态各异，不同位置的构件可能遭遇的风场情况不同，同时，从保障结构安全的角度出发，应假设结构每根构件均可能遭遇稳定风场的作用.进一步讲，本文针对风激振动问题中局部构件的基频计算修正问题，与邻近构件的风场影响效应关联性不大，因此，在本文研究中对该问题不作讨论.参考文献:[1]Sarpkaya T.A critical review of the intrinsic nature of vortex-inducedvibrations[J].Journal of Fluids and Structures，2004，19:389-447.[2]中国海洋石油总公司.SY/T 4802-92海上固定平台规划、设计与建造的推荐作法[S].北京:中国海洋石油总公司，1992.[3]DNV.RP-C205 Environmental conditions and environmentalloads[S].Norway:DNV，2007.[4]Blevins RD.Flow-induced vibration[M].New York:Van Nostrand Reinhold，Inc，1990.[5]马良.海底管道在水流作用时诱发的振动效应[J].中国海洋平台，2000，15(2):30-34.。
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导管架平台圆柱绕流和涡激振动的机理
作者：王东许鉴冲齐璇
来源：《科学与财富》2016年第10期
摘要：目前世界能源形势日趋严峻，深海油气资源的开发受到了石油界广泛的关注。
随着海洋油气勘探开发的深水化发展，导管架平台由十几米水深发展到五百米水深，杆件的长度大大增加。
在导管架的工作过程中，当一定速度的流体经过导管杆件时会发生绕流现象导致导管产生涡激振动，频繁的涡激振动将会导致导管架杆件疲劳破坏出现裂纹，极大地影响到了导管架结构的安全生产和使用寿命。
本文阐述了圆柱绕流和涡激振动的机理，分析影响导管架平台杆件涡激振动的因素。
关键词：导管架绕流；涡激振动；疲劳寿命；抑制措施
1导管架平台及涡激振动内容概述
1.1世界上导管架平台使用情况
从上世纪40 年代起，海洋油气资源被大规模地开发，海洋石油的产量已经占世界石油总产量的35%以上。
深海油气田的开发必然依托于大型平台，导管架平台是我国油气田开采所采用的主要平台形式。
导管架自身具备足够的刚度，以确保平台结构的整体性，从而提高其抵御环境中各种荷载的能力。
导管架是海洋平台中传递荷载的主要构件，其主体部分是一个由若干个竖向、横向及斜向钢管焊接而成的空间网状的钢质桁架结构，在我国，随着油气勘探向深水的发展，海洋工程建造的导管架平台由几米水深发展到二百米水深，杆件的长度达几十米，是典型的细长杆件。
1.2涡激振动（VIV）概述
从流体的角度来分析，任何非流线型物体，在一定的恒定流速下，都会在物体两侧交替地产生脱离结构物表面的旋涡。
对于海洋工程上普遍采用的圆柱形断面结构物，这种交替发放的泻涡又会在柱体上生成顺流向及横流向周期性变化的脉动压力。
如果此时柱体是弹性支撑的，或者柔性管体允许发生弹性变形，那么脉动流体力将引发柱体（管体）的周期性振动，这种规律性的柱状体振动反过来又会改变其尾流的泻涡发放形态。
这种流体结构物相互作用的问题被称作“涡激振动”。
1.3涡激振动问题的研究进展
研究涡激振动的主要方法是物理模型试验，尤其在早期，计算机的性能无法满足数值模拟的要求时，模型试验是研究涡激振动现象的唯一途径。
早期的试验成果主要是涡激振动相关的一些特殊现象，如圆柱体后方的涡旋脱落形态、“锁定”、“滞回”等现象。
雷诺数、斯托哈尔数（Strouhal）、涡旋脱落频率、约化速度、质量比等影响涡激振动的重要参数也是研究的重
点。
Feng在1968 年通过风洞试验对单自由度、弹性支撑的圆柱体进行了涡激振动现象的研究，试验中记录的现象和数据的分析结果一直被广泛引用至今，为后来许多的试验研究奠定了基础。
Martin 等人通过模型试验研究了圆柱体横流向和顺流向振动和的关系，结果表明在一定的约化速度范围内，顺流向振动的频率要高于横流向振动，且几乎是后者的两倍，所以不能忽略其对导管架产生的疲劳破坏 [1]。
2圆柱绕流机理
2.1边界层分离现象
研究圆柱绕流涡旋的产生和脱落机理应该从边界层理论入手。
在一定雷诺数条件下，粘性流体流经钝体时，会发生边界层的分离现象。
边界层分离是指原来紧贴壁面流动的边界层与壁面脱离的现象。
边界层脱离壁面后会产生一个负压区，从而引发流体倒流来填充，形成回流区及涡旋。
以流体流经任意曲面的一般情况为例来具体阐述该现象，如下图2-1 所示。
根据图上所标示的位置，将整个流动过程分为几个阶段来讨论。
在C 点之前，沿来流方向从A 点到C 点流动速度不断增加，压强减小，其压力梯度为负，边界层内的压力对流体流动起到“推动”的作用；在C 点处边界层外的流速达到最大值，同时压力值最小；在C 点之后，过流断面不断扩大，边界层上的速度逐渐减小，压强增大，压力梯度变为正值，此时边界层内的压力对流体流动起的是“阻滞”作用。
尽管在边界层内压力梯度的大小是相同的，但是由于贴近壁面处流体的动量要小于远离壁面流体的动量，所以“阻滞”作用对贴近壁面处流体的影响更为明显。
在S 点处，壁面处流体的动能全部耗尽，流体微团停止流动，造成堆积。
S 点以后流体流动在曲面表面各处速度变化率为负值。
此时流体不再沿着曲面的轮廓流动，而是会与之发生分离，出现回流现象，即流体在贴近曲面表面处产生与来流方向相反的流动。
由此可以认为回流现象产生的主要原因是边界层内速度的减小和正压力梯度的存在。
开始分离的点，即图中的S 点，称之为分离点（Separation Point），此处速度变化率为0。
将流体分为向前流动和向后流动两部分的线称为分离线（Separation Streamline），如图中虚线所示，此线自分离点之后便与曲面轮廓分开。
2.2 圆柱绕流的基本参数
雷诺数对圆柱绕流的状态有很大影响，是圆柱绕流的重要参数，通过改变雷诺数可以观察圆柱绕流的变化规律。
雷诺数反映了惯性力和粘性力之比：
式中为流体的密度；U 为自由来流的速度；L 为结构的特征尺寸（圆柱取直径D）；为流体的动力粘性系数；v为流体的运动粘性系数。
雷诺数较小时，粘性力占主导地位；雷诺数较大时，惯性力起主要作用。
随着雷诺数的变化，流体的流动会呈现出一系列不同的状态。
当Re 数很低时，没有分离现象的发生；当5～15150 时，涡街从层流开始向湍流状态过渡；当Re=300 时，涡街就全部变成湍流了；3003.5×6 10 时，称为极超临界区，涡街重新建立变得有序起来[2]。
3涡激振动抑制装置
3.1涡激振动减振控制装置的分类
根据抑制涡激振动的机理，将控制方法分为三类：（1）表面突起，影响分离线或边界层的分离，如螺纹、螺栓、线条、翼片和半球面等；（2）裹覆，影响卷吸层，如穿孔、丝网、控制杆和轴向板条等；（3）近尾流稳定器，阻止卷吸层的相互作用从而影响涡旋的发放，如狭缝、飘带、底排、整流罩、导向翼和分隔板等。
它们的基本原理都是通过减少流动分离、降低表面压强差从而抑制涡激振动[3]。
4 结语
涡激振动是一个非常复杂的问题，关于其各方面机理和抑制措施的研究一直是学术界的热点，随着我国海洋石油工业不断向深海进军，对导管架海洋平台及生产储运管线系统的性能要求将不断增加，对相应的立管系统技术的需求也将随之增加。
随着全球深海油气资源开采趋于白热化，海洋钻采设备的技术研发工作日益迫切，深海涡激振动的抑制措施研究是其中的主要组成部分，也是具有极大挑战性的研究课题，并且前景非常广阔。
参考文献
[1]N.E.伊杰里奇克，水力摩阻手册[M].北京：航空发动机编辑部， 1985 256-300.
[2]秦晶，张伟。
减振装置对导管架涡激振动影响的数值仿真[硕士学位论文]，2013，12
[3]盛磊祥，海洋管状结构涡激振动流体动力学分析[硕士学位论文].东营：中国石油大学，2008.
[4]北京高泰深海技术有限公司，VIV 抑制装置设计研究报告[R].2013.
作者简介：王东（1994—09月—18日）男，汉族，四川南充人，西南石油大学石油与天然气工程学院，2013级本科生，海洋油气工程专业。
许鉴冲（1995—02月—04日）男，汉族，四川成都人，西南石油大学石油与天然气工程学院，2013级本科生，海洋油气工程专业。
齐璇（1995—12月—30日）女，汉族，山东东营人，西南石油大学石油与天然气工程学院，2013级本科生，海洋油气工程专业。