Page 246 - 《振动工程学报》2026年第5期

1450 振 动 工 程 学 报 第 39 卷

模型试验横流向响应 数值结果横流向响应

模型试验顺流向响应 数值结果顺流向响应
0.5
数值模拟结果 0.06
0.4 试验结果
横流向RMS A/D 0.3 功率谱密度 0.04

0.2

0.1 0.02

0 0
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 0 1 2 3 4 5 6
l / L 频率 / Hz
(a) 沿管轴横流向响应的RMS A/D值 (b) 振动频谱
(a) RMS A/D pattern of cross-flow response along the pipe axis (b) Vibration spectrum

图 3 V uni =0.20 m/s 时沿管轴横流向响应的 RMS A/D 值对比及振动频谱试验和数值结果对比
Fig. 3 RMS A/D of cross-flow response along the pipe axis and vibration spectrum comparison between experimental and simulated
results at V uni =0.20 m/s

结构计算网格 位移 均方根振幅包络图 外流场分析
流
几 外流流体力 CF、IL平均偏移量 致
何 外流场CFD计算网格 振
模 尾流涡量图 内/外流体力定量分析 内/外流场联合分析 动
型 特
内流相云图 FB-EMD技术模态分解 性
内流场CFD计算网格
内流流体力 内流力时频分析 内流场分析

图 4 含段塞流弹性管振动特性研究技术路线图
Fig. 4 Flowchart for vibration characteristics of flexible pipe subject to internal slug flow

2 结 果 分 析 轴向的细微影响，沿弹性管轴等间距设置 90 个监测
点，分别记录每个监测点的顺、横流向位移的时域
本文主要研究段塞内流对弹性管流致振动特性 数据。采用无因次振幅 RMS A/D 作为核心量化指标 [29] ，
的影响，基于不同外流速与气液比组合，共设置 12 个 以评估气液比对弹性管多模态特征的影响。图 5 和 6
工况。外流设定为 1.0、0.5 m/s 两个特征流速。基于 为振动状态达到稳定状态后，V un 为 i 0.5 和 1.0 m/s 时，
前期数值模拟研究表明 [28] ，较低内流速度难以显著 6 种不同气液比弹性管的 RMS A/D 值（横坐标）沿管
体现内流效应，故将气液混合内流速度设定为 2 m/s 轴方向的分布特征曲线（其中左图为横流向，右图为
以增强内流影响。为系统研究内流气液比对流致振 顺流向）。
动特性的影响机制，研究采用等间距采样方法，选取 V uni =0.5 m/s 时，横流向上的弹性管时均 RMS A/D
了 6 种气体体积分数 ε g =0，0.1，0.3，0.5，0.7，0.9 作为 包络图如图 5(a) 所示。通过包络图中的波峰数量
典型工况（ε g 表示气体体积分数，其中 ε g =0 代表内含 （即振动响应包络的极大值点），可直接识别出管体
单相流工况）。该采样策略既保证了计算效率，又能 的显性振动模态。ε g =0 时，弹性管振型表现为沿管
清晰、显著地反映气液比的影响规律。基于这组工 轴显性的 3 阶振动模态，RMS A/D 最大值为 0.48，ε g =
况，对不同内流气液比条件下弹性管均方根振幅包 0.1 时， RMS A/D 最大值为 0.47。随着气体体积的逐
络、内/外流瞬时力比值及其相云图演变过程、内流 步升高，弹性管振型较单相流工况呈现出空间不对
力的时域变化进行分析。 称分布特征。RMS A/D 最大值在 ε g =0.3 时达到峰值

0.48，其后随 ε g 的升高呈逐步下降的趋势，至 ε g =0.9
2.1 多模态振型分析
时降至 0.35。顺流向上的弹性管时均 RMS A/D 包络
当海洋弹性管受到外部洋流和内部段塞流的共 图如图 5(b) 所示。当 ε g =0 时，弹性管振型沿管轴呈
同作用时，其内部气液混合物的速度、压力、密度等 现出显性 5 阶振动模态，对应的 RMS A/D 最大值为 0.21。
特征参数会发生非稳态变化，进而影响弹性管的局 当气液比逐步递增，ε g 从 0.1 增加到 0.9 时，RMS A/D
部质量分布。为更准确地捕捉气-液交替内流对管 最大值呈现单调递减趋势，最终降至 ε g =0.9 时的 0.13。