潮流作用下绞吸挖泥船水上管线分布与系缆力分析

朱平，郝宇驰，袁超哲，陶润礼，孙慧

（中交疏浚技术装备国家工程研究中心有限公司，上海 201208）

0 引言

水上管线是绞吸挖泥船的关键组成部分，在强潮流作用下，水上管线会出现较大的弯曲角度（见图1），甚至会发生走锚、拗断等现象，严重影响设备安全性和施工效率。

图1 强潮流作用下的水上管线分布Fig.1 Distribution of floating pipeline under strong tide

对于水体与结构物之间的相互作用以及系缆力研究，目前主要采用计算流体力学（CFD）数值模拟方法。邹志利等[1]运用数值模拟方法分析了风浪流作用下系泊船的运动和系缆力。肖越[2]、张继明等[3]研究了锚泊浮体的运动及其系缆力。张婷等[4]基于计算流体力学软件研究了海洋平台的波浪荷载。秦崇仁等[5]利用数值模拟方法研究了水上排泥管的系缆力。目前的研究尚未对实际工程尺度下的水上管线分布及其系缆力的计算开展研究。

本文以厦门新机场造地工程为例，对水上管线在潮流作用下的分布及系缆力进行计算研究。

1 数值模型控制方程

在本文中，考虑流体为不可压缩的黏性流体，以Navier-Stokes方程作为控制方程，VOF方法追踪自由表面，建立三维数值模型，模拟水上管线与水流相互作用的过程，并计算水上排泥管的系缆力。在数值模型中，系泊缆绳近似为圆柱体结构，缆绳结构的受力分析（见图2）方程如下：

式中：mp为系泊缆绳的质量；vp为缆绳运动速度；G为缆绳重力；B为浮力；T1和T2为缆绳两端拉力；Dn和Dt为缆绳在法向和切向受到的拖曳力；CD，n和CD，t分别为缆绳法向和切向的拖曳系数；ρ为水的密度；An和At分别为缆绳法向和切向的截面积，vr为缆绳相对于水流的速度；vr，n和 vr，t分别为 vr在法向和切向的速度分量。

2 模型验证

为了保证数值模型对水上管线系缆力计算方面的可靠性，利用水上管线物理模型实验结果[5]，本文对数值模型进行验证。按照物理模型实验条件对数值模型进行相应的设置，其中，排泥管长度为0.33 m，外径0.083 m，边界流速0.42 m/s，波高与波周期分别为0.042 m和1.3 s。数值模型计算得到的系缆力结果与物理模型试验结果对比如图3所示。数值模型的系缆力计算结果与物理实验结果比较吻合，最大系缆力数模计算值为0.33 N，与物理模型实验值0.31 N基本一致，表明该数值模型能适用于水上管线的系缆力计算。

图2 缆绳受力分析Fig.2 Force analysis of cable

图3 系缆力数模计算值与物模实验值的对比Fig.3 Comparison between simulated mooring forces and experimented mooring forces

3 数值模拟试验

3.1 数值模型设定

在厦门机场造地工程中，水上管线采用外径为0.88 m，长度为12 m的浮片式钢质排泥管，并通过2 m的橡胶管进行两两相互连接（见图4）。水上管线长度一般为500 m左右，每隔80～100 m设置1个锚进行固定。

图4 水上管线连接示意图（mm）Fig.4 Connection diagram of floating pipelines(mm)

三维建模计算模型（见图5）主要由排泥管和锚链组成，每根排泥管模型的参数与实际工程中的排泥管参数一致，抛锚间隔设为固定值90 m。模拟管线总长度设为210 m，计算域长度为60 m，宽度为240 m，高度为11 m，水深则为8 m，网格精度为0.6 m。为了较为准确地刻画出排泥管真实形状，在排泥管运动的区域进行网格加密，网格精度为0.15 m，计算域总网格数约为320万。对于边界条件的设定，上游设置为流速边界，下游为压力边界，两侧为对称边界，底部为壁面边界，上表面为大气压强边界。

图5 水上管线三维模型示意图Fig.5 Three-dimensional model of floating pipeline

以往的研究[6]表明，厦门附近海域的潮流最大流速能达到2.0 m/s，绞吸船极限作业流速亦为2.0 m/s。为了研究水上管线在不同潮流流速下的分布及其系缆力，本文设置了4组数值试验（见表1），分别为试验1（常规工况A，边界流速为0.5 m/s）、试验2（常规工况B，边界流速为1.0 m/s）、试验3（常规工况C，边界流速为1.5 m/s）和试验4（极端工况A，强潮流作用，边界流速为2.0 m/s），比较分析4种不同工况下水上管线的分布和系缆力大小。表1中，试验5与试验6为极端工况下不同锚固间隔的系缆力分析试验。

表1 试验工况及其最大系缆力Table 1 Test experiments and the maximum mooring forces

3.2 数值模拟结果分析

3.2.1 水上管线分布

由模拟结果可知，在常规工况下，当潮流流速为0.5 m/s时，水上管线呈现弧形分布，弯曲角度较小，约为10°（图6（a）），水体对于水上排泥管的作用力比较小；当潮流流速为1.0 m/s时，水上浮管的最大弯曲角度达到20°左右（图6（b））；当潮流流速达到1.5 m/s时，部分排泥管顶部已处于水面以下，水上浮管的弯曲度进一步加大，约为 25°（图 6（c））。

图6 不同工况下的水上管线分布Fig.6 Distributions of floating pipelines under different conditions

由图6（d）可知，在强潮流工况下，部分排泥管整体浸入水中，表层水体直接从排泥管顶部流过，这与实际强潮流作用下的排泥管分布状态较为一致（见图1），水上管线弯曲非常明显，弯曲角度达到了30°左右。此种状态下，管道内的压力损失较大，应将水上管线尽量保持顺直，减小水流对排泥管的冲击力，从而减小水上管线弯曲度和压力损失，提高管道内泥浆的输送效率。

3.2.2 系缆力结果

厦门新机场工程附近海域的底质以细粉砂和细砂为主[7]，工程中用于固定水上管线的海军锚在该种土质下的最大锚抓力约为350 kN[8]。由表1可知，在常规工况条件下，当潮流流速为0.5 m/s或1.0 m/s时，最大系缆力远小于最大锚抓力；当潮流流速达到1.5 m/s时，最大系缆力达到360 kN左右，超过了最大锚抓力。因此，在常规工况下，当流速小于1.0 m/s时，当前的固定锚设置完全能保证施工的正常进行；当流速达到1.5 m/s左右时，常规90 m的锚固间隔可能会产生走锚的现象，对水上浮管的安全和施工效率产生影响。

在极端工况下，潮流流速达到2.0 m/s，在锚固间隔为90 m的状况下，水上管线的最大系缆力达到了529 kN（见表1），该值已经超过了最大锚抓力（350 kN）。若仍然以常规90 m锚固间隔对水上管线进行抛锚固定，容易发生走锚的现象，从而对水上管线设施造成破坏以及降低生产效率。

将上述4种90 m常规锚固间隔的工况下潮流流速与系缆力结果进行综合分析后可知，当潮流流速＜1.4 m/s时，水上管线的最大系缆力在海军锚可承受的受力范围之内，常规的锚固设置能确保水上浮管的稳定性和正常施工的开展。当流速≥1.4 m/s时，排泥管的系缆力超过350 kN，抛锚间隔为90 m的常规锚固设置已经不足以确保水上管线的安全与稳定，可能会发生走锚等现象，需要增加抛锚数量或减小锚固间隔等安全措施来保证水上管线的稳定性。

为了确定强潮流作用下合适的抛锚数量和抛锚间隔，本文在试验4的基础上进行了不同锚固间隔的试验5和试验6（见表1，边界条件与试验4相同，抛锚数量设为4和5，相应的抛锚间隔分别为60 m和45 m）。当抛锚间隔设为60 m（抛锚数量为4）时，在极端工况条件下，排泥管的最大系缆力达到了445 kN（见表1），超过了海军锚的最大锚抓力。当抛锚间隔调整为45 m（抛锚数量为5）时，水上管线的系缆力在336 kN，小于最大锚抓力。因此，在极端工况下，为了能保证施工的正常开展，建议将常规的锚固间隔减小至40～50 m，使得排泥管的系缆力在最大锚抓力范围内，才能确保水上管线的稳定和施工的正常开展。

4 结语

本文采用CFD数值模拟的方法，从实际工程尺度分析了潮流作用下的水上管线分布及其系缆力变化。主要结论如下：

1）水上浮管在常规的80～100 m锚固间隔条件下，当潮流流速＜1.4 m/s时，排泥管受水流作用的最大系缆力小于锚抓力，潮流对施工效率不会产生影响；当潮流流速≥1.4 m/s时，水上管线的系缆力超过了最大锚抓力，需要减小锚固间隔来确保水上管线的安全与稳定。

2）在强潮流作用下，流速达到2.0 m/s时，水上管线弯曲非常明显，常规的80～100 m锚固间隔下的最大系缆力远远超过了最大锚抓力，会导致走锚现象的发生，建议将锚固间隔减小至40～50 m，确保施工的正常开展。

本文对水上管线的设置及其外部影响因素进行了一些简化，外部环境作用仅考虑潮流的影响。实际工程中水动力环境更为复杂，所以对水上管线分布和系缆力分析还需要进一步的深入研究。