开孔双壁圆形钢吊箱围堰消波效果影响因素分析

2022-06-06王巍巍加攀星姜天华

海洋工程 2022年3期

黄雯，王巍巍，加攀星，姜天华

(武汉科技大学城市建设学院，湖北武汉 430081)

墩柱、承台作为跨海大桥的基础组成是保证跨海大桥平稳运行的关键。在跨海大桥基础施工过程中，围堰结构无时无刻不受着风、海流、波浪等荷载作用，其中波浪力是最主要的外力[1]。近年为了耗散波浪蕴含的能量，减小波浪荷载对围堰结构的冲击作用，确保围堰结构在施工过程中的安全性和可靠性，实践中开始尝试一种新型的外壁开孔双壁钢吊箱围堰(见图1)。波浪流入开孔围堰后会产生反射、绕射、破碎等过程，围堰所受荷载很复杂。因此，开展波浪作用下开孔双壁钢吊箱围堰的受力特性研究具有重要意义。很多学者的研究表明，海洋环境中的开孔结构物具有一定削减波浪力的作用[2-5]。Liu等[6]通过模型试验验证了沉箱结构在开孔条件下的结构优越性。陈雪峰等[7]、行天强等[8]用水槽试验模拟海洋中波浪对开孔沉箱的作用，通过大量的试验数据总结了新型防波堤结构的开孔深度、数量及其吃水深度等因数改变时，防波堤所受到的波浪力及波浪反射系数的变化，并得出相关的计算公式。蔡郁等[9]对不同开孔率的开孔沉箱进行数值模拟分析，探讨了波浪反射系数与开孔率之间的关系。Chen等[10]根据研究开孔沉箱的波浪反射系数和结构设计参数(如开孔率α等)在波浪作用下发生的变化拟合出了相应的计算表达式。

图1 外壁开孔双壁钢围堰Fig.1 Trepanning of double wall steel cofferdam

针对外壁开孔双壁钢吊箱围堰的研究可以借鉴开孔防波堤，但两者又有明显的不同之处。防波堤一般分为沉箱式(底部埋置于海床平面以下)和浮式(通过锚泊系统固定漂浮在海面上)两类；而钢吊箱围堰则可视为固定在桩顶端的结构物(图2)，其处于海水中但底部又不直接与海床接触，其在波浪荷载作用下的运动状态及受力特性显然与防波堤有所不同。为此，文中将采用数值方法针对外壁开孔双壁钢吊箱围堰在波浪作用下的受力特性开展研究，着重分析波浪参数和围堰自身结构设计参数对消波效果的影响规律，为开孔钢吊箱围堰的设计提供参考。

图2 钢吊箱围堰结构示意Fig.2 Schematic diagram of steel hanging box cofferdam structure

1 双壁钢围堰数值模拟

1.1 数值模型

福建某跨海大桥No.3#墩基础施工采用双壁圆形钢吊箱钢围堰，平面直径D=36 m，高度为24 m，围堰底部距海床12 m，内外壁之间用横隔板作为支撑。围堰所处海域的气候条件以及波浪参数为波高H1%=3.24 m，海水密度为1 030 kg/m3，平均水深d=30 m，周期T=6.3 s、波长L=61.6 m，由于d/L=0.49>0.25，属于深水波，根据竺艳蓉[11]提出的波浪理论适用范围，可采用二阶Stokes波。

数值模拟采用Ansys Workbench中的CFX模块，CFX以有限体积法为基础，通过对固、液、气三相的定义，可实现对波浪及结构相互作用的准确模拟。研究表明，为了减少计算量且使波浪的传播保持稳定的形式，波浪流体域水槽的长度应大于波长的6倍。由上述内容可知，该海域内波浪的波长L=61.6 m，则流体域水槽的长度A>6L。流体域水槽的宽度与位于其内桩柱直径的比值若小于5，会产生明显的边壁效应，则流体域水槽的宽度B>5D。流体水槽域设置为400 m×200 m×30 m(长×宽×高)，采用ICEM六面体的网格划分方式，模型统一采用非结构网格，并对波面附近及围堰四周进行加密处理，模型共划分网格1 761 587个，网格质量均在0.36以上。

波浪模拟采用规则波，流槽入口处采用短重力波、二阶Stokes波。造波方法采用边界数值法，通过CEL语言对静水压力、波面方程及波高、波长等主要参数进行编辑，并作为初始条件输入。壁面条件为：水槽侧壁及围堰开孔处壁面均设置为光滑壁面(free slip wall)以消除其对流体的阻力；流槽入口边界类型为Inlet，出口边界处采用Opening开放性条件定义Outlet及Up边界，避免出口边界对流体的反射作用。采用流体体积(volume of fluid，简称VOF)法对自由表面波动进行追踪，设置空气的体积分数为1，水的体积分数为0。求解总时间设置为63 s(10T)，时间步长为T/126。水槽与钢围堰模型尺寸如图3所示，桩基和封底混凝土对围堰具有很好的固定作用，故数值模型中不包含桩基，并设置钢围堰底部为固定边界条件。

图3 模型尺寸与钢围堰开孔Fig.3 Model size and trepanning of steel cofferdam

为验证数值波浪水槽的造波效果，首先对无围堰结构工况进行数值模拟。以静水时水槽宽度方向对称面和自由水面交线的中点为原点，沿长度出口方向为X轴正方向，竖直向上为Y轴正方向建立坐标系，在波面上选取5个点，分别为A(-195，0)、B(-18，0)、C(-16，0)、D(150，0)、E(195，0)，其中A点位于波浪水槽的造波区，B、C点位于工作区，D、E点位于消波区。将各点从0～30 s的波面曲线与理论计算曲线对比，如图4所示。A(-195，0)的时程曲线与理论值比较接近，说明造波效果较好；工作区点B(-18，0)、C(-16，0)的时程曲线出现一定程度的衰减，这是随着传播距离的增加，数值耗散和水体黏性产生的正常现象；衰减一定程度后会逐渐趋于稳定，消波区点D(150，0)、E(195，0)时程曲线波幅与理论值相比明显减小，说明消波区效果良好，不会因出口反射对结果产生影响。为减小波高衰减对结果的影响，对初始波高进行修正并将围堰置于波高稳定区域，以确保围堰处波高的理论值和模拟值误差在5%以内。

图4 0～30 s波面曲线与理论曲线对比Fig.4 Comparison of wave curves and theoretical wave between 0～30 s

1.2 工况设置

波浪抵达钢围堰外壁时会发生折射、反射、绕射和破碎，若对围堰外壁进行开孔，则一部分能量会以渗透波的形式渗入孔隙内部，在围堰孔中反射、折射，损耗内能；另一部分能量会以摩擦作用，发生波面破碎等非线性效应消耗，其中波浪破碎主要与水深、入射波的波陡、障碍物空隙有关。两种能量的消耗均可有效减小围堰所受的水平波浪力。因此，对围堰消波的影响因素主要包含两类，一类是波浪的参数，包括水深d、波陡H/L等；另一类是钢围堰自身设计参数，如开孔率α(开孔总面积与围堰侧表面积之比)、双壁间距s等。综合考虑，文中设计开展4种工况的数值模拟分析。工况一：保持水深、双壁间距不变，研究不同开孔率下波陡的影响规律；工况二：保持波陡、双壁间距不变，研究不同开孔率下波陡的影响规律；工况三：保持水深、双壁间距不变，研究不同波陡下开孔率的影响规律；工况四：保持水深、波陡不变，研究不同开孔率下双壁间距的影响规律。4种工况中，前两者针对双壁钢围堰设计参数开孔率和双壁间距，后两者针对波浪参数。各工况参数变化取值汇总如表1所示。根据开孔沉箱防波提的相关研究表明，开孔率在15%～25%之间消波性能最优[12]，文中模拟开孔率取0.153、0.191、0.229、0.267，对应中间矩形开孔尺寸依次为b×l=1.41 m×1.4 m、1.76 m×1.4 m、2.11 m×1.4 m、2.47 m×1.4 m，上下层孔洞间距h依次为2.02 m、1.67 m、1.32 m、0.96 m，两边半圆开孔角度为6°，每层各有30个相同大小的孔，有7层，共开孔210个，围堰开孔(以迎浪面为例)示意如图3所示。当波长不变时，波陡由浪高决定。根据工程所处海域，考虑3种海况等级，分别是浪高1.0 m对应轻浪，浪高1.5 m、2.0 m、2.5 m对应中浪，浪高3.0 m对应大浪，波陡根据波长L=61.6 m进行计算。正常水位时该桥墩处水深为30 m，设计围堰结构水位线以上6 m，水面以下30 m。另外考虑潮水位变化，设计退潮时水深26 m、28 m和涨潮时水深32 m的3种工况，4种水深对应的相对水深d/L分别为0.422、0.455、0.487、0.519。统计表明，目前国内代表性桥梁工程主墩钢围堰双壁间距设计均在1 m到2 m之间[12-15]，故此次研究双壁间距s考虑4种工况，分别为1.0 m、1.2 m、1.6 m和2.0 m。

表1 围堰结构和波浪参数汇总Tab.1 Parameters summary of cofferdam structure and wave

2 开孔双壁钢吊箱围堰消波因素影响规律分析

为研究开孔圆形钢吊箱围堰的消波效果，定义波浪力折减系数Kd=F/F0(F为波浪作用下外壁开孔双壁钢围堰所受到的水平波浪力；F0为相同波浪参数及结构尺寸下，未开孔钢围堰所受水平波浪力)。由前面分析可知，对围堰消波的影响因素主要有波浪参数(波长L，波高H)，开孔率α，双壁之间的间距s，以及相对水深d/L等，以下将基于数值模拟结果分析各因素对波浪力折减系数Kd的影响规律。

2.1 波陡影响

取相对水深1、双壁间距s=1.6 m进行代表性分析，各开孔率α下波浪力折减系数Kd随波陡H/L的变化曲线如图5所示。

图5 Kd随波陡H/L变化曲线Fig.5 Curves of Kd with wave steepness H/L

从图5可看出，不同开孔率下，波浪力折减系数随波陡的变化规律总体上较为一致，即波陡越大、波高越高，折减系数越大，消波效果越不明显。同时，波浪力折减系数的增大速率并非恒定，而是随着波陡的增大呈先快后缓的变化规律，即在波陡较小时，折减系数增长较快，而当波陡增加一定数值后，折减系数的大小基本保持恒定。在波陡小于0.032时，折减系数较小，并随波陡增长较快，即围堰外壁开孔对于浪高不超过2.0 m的轻浪和中浪的消波效果较好，而对于超过2.0 m的中浪和大浪，波浪力折减系数较大，但趋于恒定，消波效果相对较差。此外，在研究的浪高范围内，不同开孔率下，最大和最小波陡对应的折减系数差值均在0.016～0.020范围内，较为接近，即波陡对波浪力折减系数的影响在2%左右。

2.2 相对水深影响

取浪高1.5 m(对应波陡0.024)、双壁间距为1.6 m进行代表性分析，各开孔率α下波浪力折减系数Kd随相对水深d/L的变化规律如图6所示。

从图6可看出，规则线性波作用时，不同开孔率下波浪力折减系数Kd随相对水深的变化存在相似性，即呈现出先减小后增大并趋缓的规律，曲线具有下凹特征，波浪力折减系数存在最小值。不同开孔率下，曲线下凹特征的显著性差异较大，开孔率越小，下凹特性越明显，如α=0.153时，Kd最小值较最大值小约0.035。随着开孔率的增大，其显著性降低，说明开孔率越大，Kd受相对水深的影响越小，如α=0.267时，Kd最小值和最大值间差异缩小至约0.015。另外，对于任一开孔率，均存在一个相对水深值，其对应的钢围堰所受水平波浪力达到最小值；且不同开孔率下，这一相对水深具有一致性。对于这里所研究的工况，不同开孔率下，波浪力折减系数Kd均在d/L=0.455，即在水深为28 m附近时取得最小值。由此可见工程实践中充分掌握现场的水文资料是十分必要的，可结合水文变化规律预测最小波浪力出现的时间节点，从而指导调整钢围堰的施工顺序。

图6 Kd随相对水深d/L变化曲线Fig.6 Curves of Kd with d/L (the relative depth of water)

2.3 开孔率影响

取相对水深1、双壁间距为1.6 m进行代表性分析，各波陡H/L下波浪力折减系数Kd随开孔率α的变化规律如图7所示。

图7 Kd随开孔率α变化曲线Fig.7 Curves of Kd with trepanning ratio α

从图7可看出，不同波陡情况下，波浪力折减系数Kd随开孔率的增大而减小，且在此次所研究的开孔率范围内，这一变化规律具有较好的线性特征。这说明开孔率的增大对于减小钢围堰所受波浪力的作用是明显的，且这一效果具有持续性，即开孔率越大，消波效果越好，波浪力越小。开孔率α=0.267时的波浪力折减系数最大要比α=0.153时减小4%以上。此外，开孔率相同情况下，波陡值越高，波浪力折减系数越大，说明消波作用减弱，且当波陡大于0.024后，各波浪力折减系数曲线几乎重合，说明此时波陡对波浪力折减系数曲线已几乎没有影响，这与图5中的分析是一致的。剔除波陡因素后，此时开孔率对波浪力折减系数的影响在3%左右。综合表明：文中所研究的开孔率范围对波浪力折减系数的影响在3%到4%之间。

2.4 双壁间距影响

取相对水深1，浪高1.5 m(对应波陡0.024)进行代表性分析。各开孔率下波浪力折减系数Kd随双壁间距s的变化规律如图8所示。

图8 Kd随双壁间距s变化曲线Fig.8 Curves of Kd with spacing s

从图8可看出，各开孔率下，随着双壁间距s的增大，波浪力折减系数Kd总体上呈减小趋势，且减小速率先快后慢。当s介于1.0 m到1.6 m间时，Kd的减小速率变化较大，几乎随着两壁间距的增大线性下降；但当间距s大于1.6 m后，Kd的减小速率明显变缓，且开孔率越小，这一变化特征愈明显。上述规律造成不同开孔率下，当间距s从1.0 m增大到2.0 m 时，Kd的减小量具有明显差异，α=0.153时，Kd的变化量约为0.025，而当α=0.267时，Kd的变化量则增大一倍，达到约0.05。此外，双壁间距越小，不同开孔率下Kd的差异也越小。当s=1.0 m时，各开孔率对应的Kd几乎一致，这说明在双壁间距较小的情况下，开孔率所起的作用并不明显。随着双壁间距的增大，各开孔率相应Kd值的差异也趋于明显；当s=2.0 m时，开孔率0.267所对应的Kd值要比开孔率0.153时减小0.02以上。上述规律说明，开孔率和间距两种因素对Kd的影响存在耦合作用，两者越大，其耦合作用也越强，波浪力折减系数Kd越小，消波效果越显著。