港珠澳大桥隔震梁桥海流涡激力特性的数值模拟

陈洋洋，谭 平，崔 杰，黎建峰，周福霖

（1.广州大学减震控制与结构安全国家重点实验室（培育），广东 广州 510405；2.中山大学力学系，广东 广州 510275）

港珠澳大桥隔震梁桥海流涡激力特性的数值模拟

陈洋洋1，谭 平1，崔 杰1，黎建峰2，周福霖1

（1.广州大学减震控制与结构安全国家重点实验室（培育），广东 广州 510405；2.中山大学力学系，广东 广州 510275）

采用隔震设计的近海长周期结构，有必要明确其下部结构在可能的海流极端作用下的涡激力周期、幅值等特性参数，以供整体结构动力分析参考.文章对港珠澳大桥隔震连续梁桥深水区典型单墩及其基础的三维绕流场进行数值模拟，考察了低桩承台方案在海床面位于承台顶（设计工况）、海床面位于承台底、海床冲刷演变至淤泥层全部消失的极端情形等3种典型工况下的绕流场特性，给出墩身受到的潜在涡激力的动力参数以供设计参考.

近海桥梁；海流；涡激力；下部结构；隔震

港珠澳大桥重大工程跨越珠江口伶仃洋海域，全长约50 km，跨海逾35 km，建成后将成为世界最长跨海大桥，属《国家高速公路网规划》的重要交通建设项目.其海上主体工程采用桥隧组合方案，总长约29.6 km，海底隧道长约6 km，桥梁长约22.9 km，桥梁工程包括3座通航孔桥及深/浅水区非通航孔桥5部分［1］.抗震设防标准以重现期表征，工作状态（E1）为120 a，极限状态（E2）非通航孔桥为600 a、通航孔桥为1 200 a，结构完整性状态（E3）为2 400 a.全桥基础采用大直径钢管复合群桩，通航孔桥采用现浇承台，非通航孔桥采用预制承台，全桥桥墩采用预制墩身.非通航孔桥采用110 m（深水区）和85 m（浅水区）等跨径等梁高钢箱连续梁桥，总体采用隔震设计［2］.对于深水区非通航孔桥，等宽段高墩区采用高阻尼橡胶支座，等宽段低墩区采用铅芯橡胶支座及摩擦摆支座，变宽段采用摩擦摆支座.结构总体设计寿命120 a，除地震等突发性作用以外，还必须考虑结构常年受海流等多种环境作用的影响.

以往近海工程设计中对海流力进行细致分析的工作多见于海上平台、管道工程等，对于桥梁工程而言，往往采用等效法等进行估算和静力设计.然而，当深水区重大桥梁工程采用全桥隔震设计以后，有必要研究长周期隔震结构在强地震力、动水压力、波浪力和海流力等诸多工况下的动力学反应.当强震下隔震支座超过屈服点进行隔震耗能工作时，整体结构等效周期被大大延长，此时，以往经验周期较长的海流涡激力周期就可能更加靠近结构共振区，且目前海上隔震结构长期受海流涡激力的影响研究也很不充分，为了定量分析这种不利影响，首先第一步必须明确海流涡激力对下部结构影响的特性.近年来国内外学者和工程师已经针对该问题做了一些基础性工作.例如，CHOI等［3］采用不可压无粘流场数值计算模型对典型桥梁下部结构的桩基进行了三维绕流分析，发现绕流桩背流向在一定流速作用下可能产生卡门涡街并对桩本身形成周期涡激力.GOKHAN等［4］建立类似的数值流场，对深海圆形截面桩在海床面附近的绕流特性进行分析，数值验证了马蹄涡流的产生及其对桩周海床面沉降的不利影响.HUANG等［5］则进一步建立了描述更复杂流动的数值流场，获得桥梁桩基础在绕流涡激力产生到流场演变成湍流形态的复杂过程.YANG等［6］细致比较了不同基础形式对绕流力特性的影响.钟立星等［7］提出近海波动与基础绕流的统一算法，用浅水长波方程计算二维流场，进而用N-S方程进行三维流场分析.邓绍云［8］对桩基绕流阻力特性研究进行了回顾与展望.何国建等［9］建立数值模型对桥墩群对河道水流的影响进行了分析.杨娟等［10］对海上不同结构形式桩基对水流的影响进行了比较分析.总体而言，国内外对海流涡激力对桥梁下部结构影响的基础研究还有待进一步完善.

目前，专门针对港珠澳重大跨海工程海流特性的影响分析，国内学者和工程师开展了一些工作，对项目可行性研究和工程设计提供了有力支持.例如，王晨阳等［11］建立了基于无结构网格的港珠澳大桥所在海区平面二维潮流数学模型，并采用潮流数值模拟手段对该海区的潮流动力进行了模拟研究，分析了大桥工程周围海域的潮流动力影响.李文丹等［12］基于TK-2D软件建立了港珠澳大桥工程海区大范围二维潮流泥沙数学模型和大桥工程区附近的小范围局部细化的二维潮流泥沙数学模型，分析了工程海区的潮流悬沙特征，为进一步论证港珠澳大桥建设方案对工程海区的影响奠定了基础.李孟国等［13］根据数值模拟结果，对大桥工程实施后附近海区潮位、流速和潮量变化及水下地形冲淤变化进行了分析.季荣耀等［14］则为了评估港珠澳大桥人工岛建设对周边海区水沙动力环境的影响，建立了整体潮流泥沙物理模型.吴启和等［15］对波流作用下的承台与桩的动力响应进行数值分析，并结合原位试验与动态监测，揭示了承台与桩在波流作用下的动力响应特征，为港珠澳大桥主体工程设计和施工提供参考依据.总体而言，专门针对港珠澳大桥隔震桥梁工程下部结构海流涡激力的细致分析，目前还不多见.

本文选取港珠澳大桥深水区隔震连续梁桥的典型下部结构进行流场数值分析，基于Fluent建立三维有限体积网格模型，考察了其采用的低桩承台方案在海床面位于承台顶（设计工况）、海床面位于承台底、海床冲刷演变至淤泥层全部消失的极端情形等3种典型工况下的绕流场特性，给出不利工况下涡激周期力的动力参数以供设计验算参考.

1 分析概况

根据港珠澳大桥桥区1986～2001年的海文观测资料，桥区海域为不规则半日潮，水位在一个潮周期内变化相对较平缓.实测最高潮位3.52 m，最低潮位-1.32 m，最大潮差3.58 m，最小潮差0.02 m，平均海平面0.54 m；潮流呈现往复流运动形式，具有落潮流速大于涨潮流速，中部海域潮流流速比两边大的特点.涨急时垂线平均流向基本为N向，落急时垂线平均流向基本为S向；实测最大流速2 m·s-1，垂线最大平均流速1.36 m·s-1.分析采用2 m·s-1作为来流流速，并分析45度、横桥向和顺桥向的不同来流角度下的情形，讨论不同下部结构工况.

选取九洲非通航隔震连续梁桥深水区典型下部结构为研究对象（见图1），该桥采用埋置式高桩承台形式，深水区分布包括198～214号墩，采用钢管复合桩基础，中风化花岗岩层桩径基本为1.8 m，厚度达20 m左右的黏土和淤泥层中桩径基本为2 m，预制承台总体尺寸为16.8 m×11.8 m×5 m（高），普遍采用钢筋混凝土薄壁双室预制墩，墩身截面总体尺寸约为11 m×4 m，其中203和210号墩墩顶高程达到36.652 m.

图1 九洲非通航孔桥墩身及基础一般构造图Fig.1 General construction fig.for pier and substructure of Jiuzhou unnavigable bridge

2 流场数值模型

基于Fluent通用软件平台设置由预制单墩、预制承台和钢管复合桩组成的绕流几何边界，实现整体三维流场的CFD数值分析模型的建立，在感兴趣的墩身及下部结构处网格剖分基本尺度为0.5 m×0.5 m（见图2），越远离墩身及其下部结构的流场网格越粗略，以节省计算资源，总体有限体积数值分析网格数约为499 992个（见图3）.采用三维不可压假设，流体连续性方程和动量方程分别由方程（1）和方程（2）所示.

其中xi为坐标分量，ui为速度分量，ρ为海水密度，t为时间，p为静压，μ为黏度，Si为流体动量源.利用Fluent基于有限体积数值算法开发的Segregated Solver求解器进行求解，分别设置墩身和海床面为固壁模型，并设置来流入射面和流出面（见图4）.

图2 局部网格细分Fig.2 Localized mesh refinement

图3 整体流场设置Fig.3 Overall flow field mesh

图4 流场边界设置Fig.4 Boundary condition arrangement of the flow field

为了考察典型状态下的涡激力特性，分别设置了45°、横桥向和顺桥向的来流入射角度，并针对典型下部结构形式（图5），具体分析如下工况：

工况1：海床面位于承台顶（设计方案，高程-5.5 m处）；

工况2：海床面冲刷演变至位于承台底（高程-10.5 m处）；

工况3：海床面冲刷演变至淤泥层全部消失（高程-20 m处）的极端情况.

图5 下部结构基本工况示意图Fig.5 General view of substructure and foundation

3 绕流力特性分析

在以上工况分析和模型建立基础上，对上述3个工况下3种不同来流入射角度进行数值流场计算，对墩身及其下部结构所有网格节点的合力时程进行处理分析，下面给出不同工况下的时程分析结果.

3.1 海床面位于承台顶（设计方案，高程-5.5 m处）

时的绕流力特性

当海床面位于承台顶时，由于承台基本埋置于海床面以下，此时绕流场主要受墩身扰流影响，浸没段墩身基本呈长方形柱体，计算结果流线相对规律.无论2 m· s-1速度的来流从45°、顺桥向还是横桥向入射，在墩身后方皆出现稳定的卡门涡街，且漩涡距离桥墩背面很近，漩涡中心正是压强最低区域，因而墩身背面受到很大的负压，桥墩受力相对较大，墩身合力大小和合力角度都呈明显的周期性特性.

45°来流作用下，墩身合力均值约为500 kN，呈周期性，振幅约为230 kN，合力方向与顺桥向夹角呈+5°至+53°间的周期性变化，周期约为31.3 s.图6分别给出了该计算工况下流线分布、速度矢量剖视、合力大小时程和合力角时程.

顺桥向来流作用下，墩身合力均值约为580 kN，呈周期性，振幅约为90 kN，合力方向与顺桥向夹角呈± 20°的周期性变化，周期约为35 s.图7分别给出了该计算工况下流线分布、速度矢量剖视、合力大小时程和合力角时程.

图6 工况一45°来流，下部结构涡激力分析Fig.6 Substructure vortex-excited force analysis of case 1 under flow in 45°direction

图7 工况一顺桥向来流，下部结构涡激力分析Fig.7 Substructure vortex-excited force analysis of case 1 under flow along bridge direction

横桥向来流作用下，墩身合力均值约为71 kN，呈周期性，振幅约为3.5 kN，合力方向与顺桥向夹角呈±15°变化，周期约为14 s.图8分别给出了该计算工况下流线分布、速度矢量剖视、合力大小时程和合力角时程.

相比而言，该工况下，45°来流造成的合力振幅最大，顺桥向来流造成的合力均值最大，而横桥向来流产生的合力均值和振幅均相对较小.

3.2 海床面冲刷演变至位于承台底（高程-10.5 m处）时的绕流力特性

当海床面位于承台底时，由于承台基本暴露于海床面以上，此时绕流场除了受墩身扰流影响之外，也受承台扰流影响，浸没段墩身和承台构成上下叠加的双柱体，使得流线相对变得复杂.无论2 m·s-1速度的来流从45°、顺桥向还是横桥向入射，在墩身后方皆形成2个漩涡，1个靠上部，1个靠下部.桥墩后面靠上部的漩涡主要是由桥墩引起，靠下部的漩涡主要是由承台引起，两者相互干扰，同样在墩身和承台背流面形成明显负压.相对于工况一来说，下部结构所受合力虽然同样呈现周期性，但是振幅并不稳定，漩涡离桥墩较远.

45°来流作用下，墩身合力均值约为630 kN，在590 kN到690 kN间波动，呈不稳定的周期性，合力方向与顺桥向夹角呈+20°至+35°间变化，周期达到45 s.图9分别给出了该计算工况下流线分布、速度矢量剖视、合力大小时程和合力角时程.

顺桥向来流作用下，桥墩合力平均值约为578 kN，起落幅度约12 kN，合力方向与顺桥向夹角呈-0.8°至+0.6°间变化，周期性并不明显.图10分别给出了该计算工况下流线分布、速度矢量剖视、合力大小时程和合力角时程.

图8 工况一横桥向来流，下部结构涡激力分析Fig.8 Substructure vortex-excited force analysis of case 1 under flow in transverse bridge direction

图9 工况二45°来流，下部结构涡激力分析Fig.9 Substructure vortex-excited force analysis of case 2 under flow in 45°direction

横桥向来流作用下，墩身合力均值约为204.500 kN，起落幅度约为3.5 kN，合力方向与顺桥向夹角呈-3°～+3°间变化.图11分别给出了该计算工况下流线分布、速度矢量剖视、合力大小时程和合力角时程.

从工况二的分析结果可以看出，相比工况一，由于承台露出海床面，总体上绕流力均值有所增加，但是由于墩身和承台后方涡旋的相互干扰，绕流力周期性减弱，或者已经超出300 s的计算时长.

图10 工况二 顺桥向来流，下部结构涡激力分析Fig.10 Substructure vortex-excited force analysis of case 2 under flow along bridge direction

图11 工况二 横桥向来流，下部结构涡激力分析Fig.11 Substructure vortex-excited force analysis of case 1 under flow in transverse bridge direction

3.3 淤泥层全部消失（高程-20 m处）的极端情况绕流力特性

考虑海床演变至淤泥层全部消失的极端情况，此时承台和一部分桩身已经露出海床面，水深达23.58 m，浸没段的墩身、承台和钢管桩组成绕流体，使得流线进一步变得复杂.从数值模拟结果来看，相比前两个工况，墩-承台-桩组成的绕流体背面涡旋变得杂乱，整体结构并没有稳定的卡门涡街出现，使得周期性激励不明显，绕流力的波动幅度小得多但由于水深加大，结构总体受绕流力均值进一步加大.

45°来流作用下，墩身合力均值约为754 kN，波动幅度仅约6 kN，合力方向与顺桥向夹角呈+30.4°～+31°间变化，方向稳定.图12分别给出了该计算工况下流线分布、速度矢量剖视、合力大小时程和合力角时程.

顺桥向来流作用下，桥墩合力平均值约为680 kN，波动幅度约20 kN，合力方向与顺桥向夹角呈±1°间变化.图13分别给出了该计算工况下流线分布、速度矢量剖视、合力大小时程和合力角时程.

图12 工况三45°来流，下部结构涡激力分析Fig.12 Substructure vortex-excited force analysis of case 3 under flow in 45°direction

图13 工况三顺桥向来流，下部结构涡激力分析Fig.13 Substructure vortex-excited force analysis of case 3 under flow along bridge direction

横桥向来流作用下，墩身合力均值约为313.5 kN，波动幅度约为2.5 kN，合力方向与顺桥向夹角呈-0.6°～+0.9°间变化，方向稳定.图14分别给出了该计算工况下流线分布、速度矢量剖视、合力大小时程和合力角时程.

图14 工况三横桥向来流，下部结构涡激力分析Fig.14 Substructure vortex-excited force analysis of case 3 under flow in transverse bridge direction

从工况三的分析结果可以看出，相比前两个工况，水深加大，总体上绕流力均值进一步增加，墩-承台-桩组成的绕流体后方涡旋杂乱，绕流力波动幅度进一步变小，周期性不明显，或者已经超出300 s的计算时长.

4 结 论

本文选取港珠澳大桥深水区隔震连续梁桥的典型下部结构进行流场数值分析，基于Fluent建立三维有限体积网格模型，考察了其采用的低桩承台方案在海床面位于承台顶（设计工况）、海床面位于承台底、海床冲刷演变至淤泥层全部消失的极端情形等3种典型工况下的绕流场特性.分析表明，当海床面位于承台顶时，墩身背面形成卡门涡街，涡激力幅值和方向变化的周期性很稳定，顺桥向来流及45°来流形成的涡激力稳定周期约在30 s以上，远离桥梁结构隔震周期.横桥向来流涡激力稳定周期也达14 s，距离桥梁结构隔震周期也较远.随着水深的增加和海床面的下降，由墩-承台-桩组成的综合绕流体受绕流力均值增加，但由于背面涡旋的互相干扰，使流场变得复杂，涡激力周期性减弱，波动幅度变弱，相对而言，横桥向来流造成的绕流力幅值和波动性都较小.所有工况的整体绕流力低于单墩受力80 t.根据分析结果可以综合预判，就现有的近海工程隔震结构设计来看，地震来临时，桥梁下部结构海流绕流力对结构的影响并不大，涡激力特性不会与隔震结构产生非常不利的共振作用.本文工作有待于进一步深入开展地震、台风、波浪和海流综合作用下，考虑流固相互作用的近海长周期隔震结构体系的精细化分析研究.

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A numerical simulation study on ocean current induced vortex-excitation property for Hong Kong-Zhuhai-M acau Base Isolation Bridge in Abyssal Zone

CHEN Yang-yang1，TAN Ping1，CUI Jie1，LI Jian-feng2，ZHOU Fu-lin1
（1.State Key Laboratory for Seismic Reduction，Control and Structural Safety（Cultivation），Guangzhou University，Guangzhou 510405，China；2.Department of Mechanics and Applied Engineering，Sun Yat-sen University，Guangzhou 510275，China）

It is significant to verify the substructural vortex-excitation properties for the base isolated offshore long-period structure.A numerical simulation study on vortex-excitation property for the substructure of Hong Kong-Zhuhai-Macau Base Isolation Bridge in Abyssal Zone is thus presented.The typical cases for the pile cap，which are submerged，emerged low-rise，and high-rise designs，are studied in details for the project.The vortex-excitation properties under different cases are summarized for project design reference.

offshore bridge；ocean flow；vortex-excitation force；substructure；seismic isolation

P 315.9

A

1671-4229（2016）01-0036-09

【责任编辑：周 全】

2015-04-26；

2015-07-08

“973”国家重点基础研究发展计划资助项目（2011CB013606）；“十二五”国家科技支撑计划资助项目（2012BAJ07B02）；国家自然科学基金资助项目（11102045，U1334209）

陈洋洋（1981-），男，副研究员，博士.E-mail：yychen＠gzhu.edu.cn