海流作用下沉管—双驳船沉放系统沉放过程的阻力特性分析

李艳，伍绍博，李欣

（1上海交通大学海洋工程国家重点实验室，上海200030；2中国交通建设港珠澳大桥岛隧工程项目总经理部）

海流作用下沉管—双驳船沉放系统沉放过程的阻力特性分析

李艳1，伍绍博2，李欣1

（1上海交通大学海洋工程国家重点实验室，上海200030；2中国交通建设港珠澳大桥岛隧工程项目总经理部）

文章通过CFD方法对海流作用下沉管管节与双驳船组成的沉放系统在不同沉放水深时的阻力进行分析，采用RANS方程和SST k-ε湍流模型，利用试验结果验证所用模型和方法的正确性。结合沉放过程三个典型工况，分析90°来流时的流场变化对阻力特性变化产生的影响。结果表明数值结果与试验结果差异较小，驳船和沉管之间的相对位置、沉管沉放深度对流阻力大小影响较大。

沉管管节；沉放过程；CFD；流阻力；流场分布

0 引言

沉管隧道是现今跨海、跨江的一种交通方式，沉管管节的拖航、等待和沉放过程是建造沉管隧道水上施工的必经步骤。关于沉管管节在风、浪、流下的水动力响应及结构响应情况国内外研究者做出了较多的研究。吕卫清等人[1]基于势流理论，对沉管管节在浮运过程中的波浪附加阻力进行了分析；Chen Zhijie等人[2-3]对关于沉管在波浪中的响应进行了频、时域分析；不少研究者对釜山—巨济（Busan-Geoje）沉管工程[4-7]的试验研究和数值模拟进行了分析。然而，虽然不少研究者以沉管为对象进行了研究，却鲜有用CFD方法对沉管沉放过程的流阻力特性进行分析。

本文主要以港珠澳沉管管节拖航及沉放系统的设计与性能预报为背景，以CFD方法模拟沉放系统不同沉放深度时的流阻力变化情况，是关于沉管拖航、沉放过程研究的一个重要补充。本文数值方法通过已有的试验结果进行验证，首先对三个典型工况下流场进行分析，以此分析流场变化对流阻力变化产生的影响，随后对90°来流相同流速作用下沉管双驳船沉放系统在不同沉放深度时所受的流阻力进行了深入分析。本文所作研究可以为沉管沉放系统的安全及稳定性分析提供参考，同时对沉管沉放系统的设计具有指导意义。

1 数值理论

1.1 RANS方程

湍流模式理论假定，流场中的流场变量由一个时均量和一个脉动量组成，以此方法处理的N-S方程可以得出雷诺平均的N-S方程（RANS方程）。

根据上述假定，可将速度表示为

类似地，对于压力等其它标量，可以表示为

其中：φ表示标量，如压力、能量、组分浓度等。

将上面的表达式代入瞬时的连续与动量方程，并取平均（去掉平均速度上的横线），可以将连续与动量方程写成如下的笛卡儿坐标系下的张量形式：

（3）式和（4）式称为雷诺平均的Navier-Stokes（RANS）方程，和瞬时Navier-Stokes方程有相同的形式，只是速度或其它求解变量替换成了时间平均量，项称为雷诺应力，表示湍流的影响。为了求解上述方程，必须添加湍流模型以使上述方程封闭。

1.2 湍流模型

湍流模型采用Menter[6]提出的SST k-ω模型，该模型将k-ω模型（在边界层内部）与k-ε模型（在边界层外部区域与自由流动区域）结合起来，其间通过一个混合函数(blending function)来过渡，综合了k-ω模型在近壁区计算的优点和k-ε模型在远场计算的优点，能够更好地计算存在负压力梯度的流动问题，在近壁自由流中有着广泛的应用范围和较高的精度。

SST-k-ω模型的输运方程：

湍流动能K方程为：

特殊耗散率ω方程为：

其中：k为湍流动能，ω为特殊耗散率，Gk为湍流动能k生成项；Gω为特殊耗散率ω生成项；Γk为k的有效扩散系数；Γω为ω的有效扩散系数；Yk与Yω分别代表湍流引起的k和ω耗散；Sk与Sω为源项。

2 模型描述及边界条件

2.1 模型介绍

沉放管节全长180 m，宽37.95 m，高11.4 m，沟槽处水深为46 m。管节与双驳船组成的沉放系统的沉放等待工况的主视图和俯视图如图1所示。

图1 沉管—双驳船系统主视图及俯视图Fig.1 The plan view and top view of the tunnel element and twin-barges system

2.2 计算模型和边界条件

CFD计算中采用的网格质量对计算结果有较大影响。本文采用了正交性较好的六面体网格，保证了计算有较好的稳定性和精确性。对于相同几何条件而来流速度不同的工况，采用同一网格进行计算。由于沉管—双驳船系统均为带有直角边缘的矩形物体，流动分离点较固定，其阻力主要决定于表面压力差而非壁面剪切力。因此，尺度效应对计算结果影响不大。同时，为了便于与模型试验数据对照，本研究所计算的模型尺度与船模试验所用模型相同，缩尺比取为40。计算得到的结果依照傅汝德相似法则换算为实际尺度下所受流载荷。为了减小计算区域边界对结果的影响，本文采用的计算区域在横向方向约为7倍沉管宽度，入口到沉管首部约一倍沉管长度，出口到沉管尾部约2倍沉管长度。流入口采用定常均匀流入口条件，自由液面采用自由滑移边界条件，两侧壁面采用对称边界条件，海底、驳船表面和沉管表面为不可穿透条件。

图2为干舷消除工况下的计算区域和网格模型，各个工况下坐标系的原点位于沉管在自由液面投影的中心，X，Y，Z分别代表流向、横流向和垂流向，原点位于自由液面上。

图2 干舷消除工况CFD模型Fig.2 CFD models in the immersing condition with zero freeboard

3 主要结果及分析

3.1 模型试验验证

本文采用武汉理工大学进行的模型试验数据[6]和数值模拟结果进行对比，以验证数值模拟方法及网格尺寸的正确性。模型试验中缩尺比为40，对浮运及沉放等待工况不同航速及航向（对于沉放等待工况为不同来流方向、不同流速）沉管双驳船系统不同水深所受的阻力进行测量，模型试验均在拖曳水池中完成。为了方便与模型试验进行对比，本文数值模型亦采用相同的缩尺比进行建模。图3表示水深14 m不同来流方向沉管及驳船组成的沉放系统的总阻力试验和CFD方法的对比，图4表示沉放等待工况下沉放系统总流阻力试验与CFD方法对比，图中系泊实验1和系泊实验2表示2种形式的系泊系统下分别对应的阻力测量值，详情可参考文献[8]。从图3、图4可以看出，流阻力随着流速的增加而增加，浮运状态和沉放等待工况下，数值模拟结果与试验结果在航速/流速小于等于1.4 m/s时，二者差别小于或者约等于10%。港珠澳沉管管遂位于伶仃洋海域，施工处流剖面流速均小于1.4 m/s，因此可以认为本文采用的计算方法和模型可以较准确预报沉管和驳船的受力特性，在此基础上假设该计算方法和模型在其他工况下的数值计算和分析同样适用。

图3 14 m水深浮运状态流阻力对比Fig.3 Comparisons of current-induced force in the transportation stage under water depth of 14 m

图4 14 m水深沉放等待工况流阻力对比Fig.4 Comparisons of current-induced drag force in the waiting stage under water depth of 14 m

3.2 沉放过程的流场特性分析

图5表示干舷消除阶段、管顶与泥面平齐阶段和管底距基槽4 m阶段90°来流流速0.8 m/s时横剖面在X=60 m的压强、流线分布示意图，图中压强云图红色至蓝色表示压强值逐渐递减。从图5可知，水流经过前侧浮驳与沉管的间隙时，因间隙较小，流速增大，可以看出在该位置，压强普遍较小。此后，沉管与自由水面间的流场受到两侧浮驳、以及沉管上表面的影响，变化剧烈，当沉管逐渐向下移动时，沉管与浮驳之间自由液面间隙增大，沉管与浮驳间的流场较为复杂且易形成漩涡。水流经由后侧浮驳流出，流场加速，该位置附近压强偏小。此外，在后侧浮驳的背面，由于存在对流场的遮蔽效应，形成了复杂的漩涡，影响范围较广。

3.3 不同沉放过程的流阻力分析

图6为3种沉放水深下沉放系统、沉管及单个驳船在流向90°，流速0.8 m/s时所受流阻力。从图中可以看出，沉管在干舷消除阶段所受流阻力最大，并随着沉放深度增加所受流力减小；驳船在管顶与泥面平齐阶段所受流阻力最大；沉放系统总阻力于管顶与泥面平齐阶段达到最大，管底距基槽4 m时总阻力相对前两个工况大大减小；前2个工况沉管所受流阻力显著大于驳船，管底距基槽4 m时二者差异较小。

结合各个工况的流场流线及压强分布可知，从干舷消除阶段至管顶与泥面平齐阶段，沉管与驳船之间自由液面间隙增大，该区域流场产生了漩涡，沉管对驳船后侧的遮蔽效应减小，流场变化主要引起了驳船流阻力和沉放系统总阻力的增加；沉管管底距基槽4 m时，沉管与驳船之间自由液面间隙相对前两个工况显著增加，驳船与沉管之间的相互影响减小，而此时沉管及沉放系统所受流力显著小于前两个工况。结果表明驳船和沉管之间的相对位置、沉管沉放深度对流阻力大小影响较大。

图5 不同沉放阶段90°来流时流场特性Fig.5 The flow field characteristics in different immersing stages under 90°current

图6 不同沉放工况下沉放系统在流向90°，流速0.8 m/s时所受流阻力Fig.6 Current-induced forces in different immersing stages with the current velocity of 0.8 m/s and direction of 90°

4 结论

本文主要对90°来流相同流速作用下沉管双驳船沉放系统在不同沉放深度时所受的流阻力进行了深入分析，并结合三个典型沉放工况下分析了90°来流时的流场变化对阻力特性产生的影响。本文的研究表明：（a）不同沉放工况下，90°来流相同流速作用下，沉管所受流阻力随着沉放水深增加而减小，而且沉放后期与初始沉放沉管所受流阻力差别较大；（b）沉放系统所受的流阻力与沉放深度息息相关，沉放初期沉放系统所受的流阻力较大，随着沉放水深增加至一定程度后所受流阻力减小；（c）沉管所受流阻力的大小与驳船对其影响程度具有较大关联，沉管沉放初期驳船对沉管影响较大，因此所受流阻力较大，沉放末期影响较小，故所受流阻力较小。

参考文献：

[1]吕卫清,应宗权,苏林王等.沉管管节浮云过程中波浪附加阻力的水动力学分析[J].水运工程,2011(11):86-91. Lv W Q,Ying Z Q,Su L W,Lin M H.Hydrodynamic analysis of added resistance in waves of immersed tunnel elements during floating transportation[J].Port&Waterway Engineering,2011(11):86-91.

[2]Chen Zhijie,Wang Yongxue,Wang Guoyu,Hou Yong.Frequency responses of immerseing tunnel element under wave actions[J].Journal of Hydrodynamics,Ser.B,2009,8:18-26.

[3]Chen Zhijie,Wang Yongxue,Wang Guoyu.Time-Domain responses of immersing tunnel element under wave actions[J]. Journal of Hydrodynamics,Ser.B,2009,21(6):739-749.

[4]Chakrabarti P,Chakrabarti S K,Olsen T.Dynamic simulation of immersion of tunnel elements for Busan-Geoje fixed link project[C].Proceedings of 27th International Offshore Mechanics and Arctic Engineering Conference,ASME,OMAE2008-57881.

[5]Menter F R.Two-Equation eddy-viscosity turbulence models for engineering applications[J].The American Institute of Aeronautics and Astronautics,1994,32(8):1598-1605.

[6]Song Y,Huang G,Pei Y,Shi X,Zhang N,Lin L.Dynamic responses of immersing tunnel element during freeboard elimination[J].International Journal of Offshore and Polar Engineering,2014,24(04):262-268.

[7]Huang G,Zhang N,Law A W K,Song Y,Lin L.Motion response of immersing tunnel element under random waves[J]. Ships and Offshore Structures,(ahead-of-print),2015:1-14.

[8]港珠澳大桥岛隧工程沉管浮运阻力物模试验报告[R].武汉:武汉理工大学,2012:1-70. The model test report regarding floating and transporting resistance of the immersed tunnel used for HongKong-Zhuhai-Macao bridge Island&Tunnel project[R].Wuhan:Wuhan University of Technology,2012:1-70.

Current induced force of an immersion system comprising a tunnel element and two barges during the immersing phase

LI Yan1,WU Shao-bo2,LI Xin1
(1.State Key Laboratory of Ocean Engineering,Shanghai Jiao Tong University,Shanghai 200030,China; 2.Project Management Dept for Island&Tunnel Project of Hongkong-Zhuhai-Macau Bridge of China Communications Construction Company)

This paper concerns mainly the current-induced force of an immersion system comprising a tunnel element and two barges during the immersing phases.A three-dimensional viscous flow around the immersion system was investigated using the RANS equation and the turbulence model of SST k-ε.To verify reasonableness of the numerical simulations,results from model tests were introduced and compared with. Main analyses about the current-induced forces in different immersing depth with the same current direction and velocity were deeply investigated.In addition,different flow field characteristics in different immersion stages were presented and analyzed to further explain their effects on the current-induced force. The results show that differences between numerical simulations and model tests are rather small,and that current induced forces are greatly influenced by relative position of the tunnel element and barges and by immersing depth of the tunnel element.

the tunnel element;immersion process;CFD;current induced force;flow field distribution

U615

A

10.3969/j.issn.1007-7294.2015.11.004

1007-7294（2015）11-1318-07

2015-03-27

工信部课题《浮式液化天然气储存及再气化装置（LNG-FSRU）总体设计关键技术研究》

李艳（1988-），男，硕士研究生，E-mail：lyhust306@gmail.com；伍绍博（1985-），男，博士研究生，E-mail:shaobo_wu@sjtu.edu.cn；李欣（1976-），女，博士，副教授，E-mail:lixin@sjtu.edu.cn。