砂土中吸力式筒形基礎(chǔ)沖刷數(shù)值模擬分析

趙學(xué)亮, 隋淑環(huán), 陳馨睿, 任彥忠, 吳成恩, 宋啟明

(1.東南大學(xué) 混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(東南大學(xué)), 江蘇 南京 211189; 2.華北電力大學(xué) 河北省低碳高效發(fā)電技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 河北 保定 071003; 3.中廣核(福建)風(fēng)力發(fā)電有限公司, 福建 福州 350001; 4.福建永福電力設(shè)計(jì)股份有限公司, 福建 福州 350001)

吸力式筒形基礎(chǔ)是近年來從深海基礎(chǔ)中逐漸發(fā)展起來的一種新型海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ),具有筒體入泥淺、海上施工周期短、施工成本低等優(yōu)點(diǎn),施工過程不需要復(fù)雜的嵌巖施工技術(shù),安裝過程無噪音,對(duì)環(huán)境友好。但筒形基礎(chǔ)因阻水寬度大,在位工作期間受波浪和海流作用,基礎(chǔ)周圍土體極易受到?jīng)_刷,對(duì)海上風(fēng)電機(jī)組的正常運(yùn)行產(chǎn)生非常不利的影響。

在單向水流作用下,最大沖刷深度的影響因素主要有希爾茲數(shù)θ[1-2],相對(duì)水深hw/D(hw為水深,D為結(jié)構(gòu)物直徑)[3],泥沙級(jí)配[4],結(jié)構(gòu)物尺寸[5-7],海床坡度[8]等。但對(duì)于結(jié)構(gòu)物沖刷的研究集中于單樁基礎(chǔ),筒形基礎(chǔ)作為一種新型海上風(fēng)電基礎(chǔ),對(duì)其沖刷的研究較少。對(duì)于筒型基礎(chǔ)局部沖刷問題的研究中,趙雁飛[9]建立了通過建立數(shù)值模型模擬了單樁基礎(chǔ)和筒型基礎(chǔ)周圍的沖刷情況。于通順[10]對(duì)3種不同比尺的復(fù)合筒型基礎(chǔ)模型在粉砂質(zhì)海床產(chǎn)生的局部沖刷情況進(jìn)行模型試驗(yàn),得到包括沖刷平衡時(shí)間、模型周圍沖刷坑的范圍、最大沖刷深度等的沖刷規(guī)律,并依據(jù)系列比尺模型試驗(yàn)原理推算得出實(shí)際工程中筒基的沖刷深度。Stroescu[11]對(duì)比單樁和單筒基礎(chǔ)的沖刷形態(tài),發(fā)現(xiàn)筒型基礎(chǔ)自帶防沖刷性質(zhì),在各種環(huán)境條件下,其表現(xiàn)類似于沖刷防護(hù)單樁。劉茜茜[12]通過物理模型試驗(yàn)研究變截面圓柱尺寸對(duì)基礎(chǔ)局部沖刷的影響,結(jié)果發(fā)現(xiàn)筒型基礎(chǔ)的最大沖刷深度與寬度隨上部結(jié)構(gòu)直徑增大而增加,且當(dāng)上部結(jié)構(gòu)與主筒直徑比值在0.2～0.5時(shí),結(jié)構(gòu)的防沖刷能力較好。

吸力式多筒基礎(chǔ)在較深海域能表現(xiàn)出更好的安全和經(jīng)濟(jì)性,其筒與筒之間會(huì)因布置形式的不同導(dǎo)致基礎(chǔ)周圍水流特性的改變,從而影響局部沖刷。Sumer等[13]對(duì)波流共同作用下不同布置形式的群樁進(jìn)行沖刷試驗(yàn),分析了相對(duì)樁間距G/D(G為樁間距,D為樁徑)和KC數(shù)對(duì)群樁基礎(chǔ)局部沖刷的影響。Qi等[14]針對(duì)雙柱基礎(chǔ)研究其樁間距和水流攻角α對(duì)于沖刷深度的影響,并得出與G/D和α相關(guān)的雙樁基礎(chǔ)沖刷深度公式。劉明維等[15]對(duì)內(nèi)河框架碼頭大直徑樁柱串列及并列四樁柱繞流進(jìn)行數(shù)值模擬,研究了樁柱周圍的繞流流場(chǎng)形態(tài)和水動(dòng)力特性,分析了流速、樁間距對(duì)遮流效應(yīng)的影響。

由于海洋環(huán)境下吸力筒基礎(chǔ)周圍流場(chǎng)相對(duì)復(fù)雜,且筒形基礎(chǔ)直徑較大,模型試驗(yàn)因縮尺效應(yīng)不能準(zhǔn)確反映結(jié)構(gòu)物周圍沖刷形態(tài),因此數(shù)值模擬成為研究吸力筒沖刷問題最有效和相對(duì)準(zhǔn)確的方式。目前研究中,對(duì)于吸力筒基礎(chǔ)沖刷問題的研究尚不充分,且多為單筒吸力筒基礎(chǔ),對(duì)于新型三筒基礎(chǔ)的沖刷問題有待研究。本文通過CFD軟件建立三維數(shù)值水槽,模擬砂土中單向流條件下海上風(fēng)電吸力式筒型基礎(chǔ)周圍的局部沖刷,改變?nèi)肷渌饕睾屯不叽?通過分析吸力筒周圍沖刷坑深度和地形,研究吸力式筒型基礎(chǔ)的局部沖刷機(jī)理和影響因素。

1 局部沖刷數(shù)值分析

計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(computational fluid dynamics,CFD)借助計(jì)算機(jī)對(duì)包含流體流動(dòng)、熱傳導(dǎo)等相關(guān)物理現(xiàn)象的系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算,并通過圖像顯示進(jìn)行分析,利用流動(dòng)基本方程對(duì)流動(dòng)過程進(jìn)行數(shù)值模擬。

1.1 湍流模型

常用的湍流模型包括普朗特混合長(zhǎng)度模型、一方程模型、標(biāo)準(zhǔn)k-c模型、重正化群(renormalized group, RNG)k-ε模型以及大渦(large eddy simulation, LES)模型。其中RNGk-ε模型通過對(duì)湍動(dòng)粘度的修正,考慮到了平均流動(dòng)中的湍流渦旋及旋流流動(dòng)情況,從而提高了模擬精度,因此本研究選用RNGk-ε模型。

1.2 自由表面處理方法

基于界面重構(gòu)技術(shù)的自由表面處理方法(volume of fluid method,VOF)基于流體體積的百分比,每個(gè)網(wǎng)格(控制體積)在本身具備的流體屬性外又增加了一個(gè)流體體積百分比函數(shù)F。計(jì)算自由表面隨時(shí)間的變化,需要移動(dòng)網(wǎng)格中的體積百分比,流體百分比的變化應(yīng)滿足的輸運(yùn)方程為:

(1)

式中:u、v、w分別為x、y、z方向上的速度分量。求解輸運(yùn)方程得到的每個(gè)單元體的F值可用以確定自由表面所在的單元。

1.3 泥沙沖刷模型

本文依托實(shí)際工程海域條件和工程地質(zhì)環(huán)境,沖刷模型針對(duì)無粘性沙,通過預(yù)測(cè)泥沙的侵蝕、對(duì)流及沉積來估計(jì)泥沙的運(yùn)動(dòng)。

基于床面剪切應(yīng)力τ的希爾茲數(shù)θ為:

(2)

式中:g為重力加速度;ds為沉積物中值粒徑;ρx為沉積物密度;ρf為水密度。

床面泥沙啟動(dòng)可借助臨界希爾茲數(shù)θcr來確定。臨界希爾茲數(shù)θcr基于廣泛使用的Soulsby[16]提出的經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行計(jì)算:

(3)

考慮到沉積物坡度對(duì)泥沙起動(dòng)的影響,式(3)可以改寫為:

(4)

式中:D*=[g(ρx/ρf-1)/v2]1/3ds;v是流體粘滯系數(shù);β是河床坡度;ψ是水流方向和坡度方向之夾角;φ為泥沙靜止角。

懸移質(zhì)沙通過與流體間的對(duì)流產(chǎn)生輸運(yùn)。如果不考慮VOF和FAVOR網(wǎng)格處理技術(shù) (fractional-area/volume obstacle representation,FAVOR),懸移沙的輸運(yùn)方程為:

(5)

(6)

(7)

由方程(6)、(7)可以求出漂移速度。

采用梅葉-彼德(Meyer-Peter Muller)公式對(duì)推移質(zhì)輸運(yùn)進(jìn)行計(jì)算。平面單寬體積輸沙率由該模型預(yù)測(cè)可得:

(8)

式中:βs為推移質(zhì)系數(shù),用于預(yù)測(cè)床面剪應(yīng)力超過臨界剪應(yīng)力時(shí)推移質(zhì)沙輸運(yùn)的幾率,其默認(rèn)值為8.0。

2 吸力筒基礎(chǔ)沖刷數(shù)值模型

本研究模擬砂土中恒定流條件下海上風(fēng)電吸力式筒型基礎(chǔ)周圍的局部沖刷。圖1為參考實(shí)際工程吸力筒尺寸建立的基礎(chǔ)模型圖,吸力筒單筒基礎(chǔ)和多筒基礎(chǔ)的各筒直徑D均為10 m,筒長(zhǎng)L為10 m,單筒基礎(chǔ)上下結(jié)構(gòu)直徑比為0.4,多筒基礎(chǔ)的相對(duì)筒間距G/D為2.5(G為三筒基礎(chǔ)各筒中心點(diǎn)之間的距離)。

圖1 吸力筒基礎(chǔ)模型Fig.1 Suction bucket foundation models

2.1 模型建立

模型尺寸考慮入射波流穩(wěn)定以及消除邊界效應(yīng)的影響,選取X方向總長(zhǎng)為220 m(22D),Y方向?qū)挾葹?0 m(8D),Z方向高度為38 m。設(shè)置結(jié)構(gòu)物在模型中心,考慮我國(guó)近海岸實(shí)際情況,控制水深為25 m。為了減小初始模擬時(shí)來流水流對(duì)入口和出口邊界處河床的淘刷,在上游入水口處、下游出水口設(shè)置厚2 m、寬70 m、高8 m的穩(wěn)水擋板,模型底部鋪設(shè)置8 m厚的床沙(圖2)。網(wǎng)格劃分X方向220個(gè),Y方向80個(gè),Z方向90個(gè)網(wǎng)格,為提高計(jì)算精度,采用嵌套網(wǎng)格法在筒周一倍筒徑處和床附近進(jìn)行局部網(wǎng)格加密[17]。

圖2 數(shù)值模型與邊界條件布置Fig.2 Sketch of numerical model and boundary conditions

在邊界條件的設(shè)置中,單向流工況的入口選擇速度作為邊界,給定水流邊界為均勻入流V,水流流速Uc為1.5 m/s,邊界的入流水深設(shè)置為25 m。設(shè)置出口邊界條件為靜水壓力邊界P,流體高度以控制出流水深不變?yōu)闂l件,設(shè)置為水面高度。計(jì)算區(qū)域左右兩側(cè)為對(duì)稱邊界,上邊界采用剛蓋假定,各物理量的垂向梯度為0。底部邊界條件設(shè)置為壁面無滑移條件。

初始水體設(shè)定在擋板上下游之間,上游初始水位與下游保持一致,水面無坡降,采用靜水壓力。設(shè)置Z方向?yàn)橹亓Ψ较?重力加速度為-9.81 m/s2。沖刷模塊中,泥沙中值粒徑ds為0.135 mm,密度為2 670 kg/m3,水下休止角為30°。模擬為單一不可壓縮流體,雙精度條件。

2.2 數(shù)值模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果的合理性,選取Zhao等[5]的物理模型試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。以模型試驗(yàn)中test C工況為驗(yàn)證工況,結(jié)構(gòu)物尺寸(長(zhǎng)×寬×高)為40 cm×20 cm×20 cm,中值粒徑ds=0.135 mm,泥沙比重ρx/ρf=2.67,臨界希爾茲參數(shù)θcr=0.062 5,水深h=0.5 m,平均流速U=0.325 m/s。

首先對(duì)模型流場(chǎng)進(jìn)行驗(yàn)證,沿水深方向設(shè)置測(cè)點(diǎn),得到的水槽斷面流速沿水深分布曲線,各流速測(cè)點(diǎn)的采樣數(shù)據(jù)可按照流速對(duì)數(shù)分布規(guī)律進(jìn)行擬合,即:

(9)

式中:uf為摩阻流速;z為流速測(cè)點(diǎn)距離理論底床零點(diǎn)的距離;ks為Nikuradse等效粗糙度。

圖3對(duì)樁前行進(jìn)水流斷面流速進(jìn)行對(duì)比,模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬的斷面流速重合度較高,且都滿足對(duì)數(shù)分布規(guī)律,故模型流場(chǎng)擬合較好。

圖3 水流速度沿水深分布對(duì)比Fig.3 Current velocity contribution with water depth

本文分別從沖刷形態(tài)、最大沖刷深度2個(gè)方面對(duì)試驗(yàn)和模擬的局部沖刷進(jìn)行驗(yàn)證。從圖4的地形云圖對(duì)比可以看出,不同階段下模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬的沖刷地形結(jié)果基本一致,前期沖刷先發(fā)生在迎流側(cè)樁角處,樁后兩側(cè)有八字形淤積。水流方向?yàn)樽宰笙蛴襱為10 min時(shí),模型試驗(yàn)的最大沖刷深度S為5.8 cm,數(shù)值模型最大沖刷深度S為5.5 cm,兩者相差5.5%,結(jié)果吻合較好。后期樁前側(cè)沖刷坑逐步加深擴(kuò)大,但最大沖刷深度仍發(fā)生在樁角處,樁后兩側(cè)淤積也逐步后移至正后方,樁周地形變化趨勢(shì)與物理模型試驗(yàn)更為接近。t為1 h時(shí),沖刷進(jìn)入穩(wěn)定階段,模型試驗(yàn)的最大沖刷深度S為10.8 cm,數(shù)值模型最大沖刷深度S為10.1 cm,兩者相差6.5%,結(jié)果基本吻合。由此,數(shù)值模型計(jì)算結(jié)果能夠良好的反映物理模型試驗(yàn)的規(guī)律。

圖4 物理模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬地形云圖對(duì)比Fig.4 Comparison of model test and numerical result of scour depth contour map

3 吸力筒局部沖刷機(jī)理與影響因素分析

3.1 吸力筒局部沖刷機(jī)理分析

根據(jù)實(shí)測(cè)潮流資料,選取水深為25 m、水流流速為1.5 m/s的單向流作為代表性水流條件。實(shí)際工程中吸力筒安裝時(shí),由于土塞的發(fā)生,筒體不能完全下沉至床面處。因此,設(shè)置吸力筒露出床面高度為0.1D,計(jì)算得到不同時(shí)刻的地形圖見圖5。

圖5 單筒基礎(chǔ)沖刷地形變化Fig.5 Process of scour around suction bucket foundation

通過對(duì)筒周沖刷坑形態(tài)變化的觀察可以發(fā)現(xiàn),侵蝕主要發(fā)生在吸力筒迎流側(cè)兩側(cè),最大沖刷位置發(fā)生在吸力筒迎流側(cè)沿水流方向45°～90°。沖刷開始階段,吸力筒兩側(cè)床面沖刷迅速發(fā)展,在10 min內(nèi)最大沖深為1.246 m,已達(dá)到最大沖深的68.9%。隨著床面高度的下降,沖刷深度隨時(shí)間推移發(fā)展速度逐漸緩慢,且沖刷坑形態(tài)逐漸明顯呈馬蹄狀,邊坡與最大沖刷深度位置成一定角度保持不變,沖刷坑范圍向外擴(kuò)展。1 800 s開始,筒前后側(cè)淤積逐漸明顯,前側(cè)泥沙淤積高度約0.081 m,遠(yuǎn)小于筒后側(cè)淤積高度0.550 m。隨著筒后淤積不斷后移,沖刷坑的形態(tài)基本趨于穩(wěn)定,3 600 s時(shí)沖刷深度達(dá)到1.809 m,約為0.18倍筒徑,發(fā)生在筒周與水流方向夾角約為67.5°處,沖刷半徑達(dá)到0.97D,此時(shí)局部沖刷趨于平衡。

露出床面部分同為0.1D的吸力式三筒基礎(chǔ)在相同水流條件下,沖刷地形變化如圖6,水流方向自左向右,即x軸正方向。可以看出,吸力式三筒基礎(chǔ)的各筒沖刷坑形態(tài)和單筒相似,都為兩側(cè)沖刷,后側(cè)淤積。

圖6 三筒基礎(chǔ)沖刷地形變化Fig.6 Process of scour hole around tripod-bucket foundation

各筒周圍沖刷的發(fā)展趨勢(shì)相似,都經(jīng)歷快速?zèng)_刷-緩慢沖刷-沖刷平衡的階段,但平衡時(shí)達(dá)到的最大深度存在差異。3 600 s內(nèi),三筒基礎(chǔ)的最大沖深發(fā)生在后筒內(nèi)側(cè),深度達(dá)到2.441 m,比前筒最大沖刷深度1.809 m增加34.8%;后筒外側(cè)沖刷呈波動(dòng)上升趨勢(shì),最終沖刷平衡深度和前筒大致相同。通過對(duì)比可明顯發(fā)現(xiàn)三筒基礎(chǔ)的后側(cè)樁基周圍沖刷并非對(duì)稱,內(nèi)側(cè)比外側(cè)沖刷嚴(yán)重1.35倍。

圖7～9分別為t=1 800 s時(shí)刻XY、XZ、YZ筒周平面流速分布圖,從不同視角反映了沖刷過程中吸力筒基礎(chǔ)周圍的流場(chǎng)變化。可以看出,水流遇到吸力筒基礎(chǔ)后發(fā)生繞流,樁前上部流速減小,經(jīng)過基礎(chǔ)兩側(cè)時(shí)流速增加,豎直方向上有向下的水流,靠近海床的底部有向上的水流,由于水流剪切層分離和樁前逆壓梯度的影響,在樁側(cè)形成馬蹄形渦旋,導(dǎo)致床面切應(yīng)力增大,從而在筒基兩側(cè)形成沖刷坑。水流經(jīng)過樁基時(shí),兩側(cè)邊界層分離形成尾渦,尾渦在樁基下游脫落,樁后出現(xiàn)泥沙淤積。

圖7 XY平面流速分布Fig.7 Current contributions of XY plane

圖8 XZ平面流速分布Fig.8 Current contributions of XZ plane

圖9 YZ平面流速分布Fig.9 Current contributions of YZ plane

吸力式三筒基礎(chǔ)受塔筒及支撐桁架的影響,床面上部流態(tài)紊亂,但靠近海床底部的各筒周流場(chǎng)變化與單筒基礎(chǔ)類似。由于筒間存在互相影響,水流方向下游各筒基周圍流場(chǎng)不對(duì)稱,由XY平面流速分布圖可以看出,上游水流經(jīng)過前筒后發(fā)生繞流,由于后筒的阻礙,流線在后筒內(nèi)側(cè)集中并形成強(qiáng)度更大的樁側(cè)馬蹄渦,導(dǎo)致后筒內(nèi)側(cè)床面附近的水流流速局部增大,這也是形成沖刷坑不對(duì)稱的主要原因。

3.2 吸力筒基礎(chǔ)局部沖刷影響因素分析

3.2.1 高徑比影響

露出海床部分基礎(chǔ)尺寸對(duì)于結(jié)構(gòu)物周圍流場(chǎng)的形態(tài)有重要的影響。考慮實(shí)際工程中吸力筒下沉位置及筒頂結(jié)構(gòu)高度,分別設(shè)置吸力筒露出床面高徑比H/D為0、0.05、0.1、0.2(特別說明,這里的高徑比是指吸力筒露海床面的高度H與筒徑D的比值,與通常所說的整個(gè)吸力筒長(zhǎng)度L與直徑D比值的長(zhǎng)徑比L/D不同)。相同入射流條件下(水流流速Uc=1.5 m/s)不同高徑比的吸力筒最大沖深隨時(shí)間發(fā)展如圖10所示。

圖10 不同高徑比吸力筒的沖刷歷程及擬合曲線Fig.10 Scour process around buckets with different high-diameter ratio and fitting curves

考慮到數(shù)值結(jié)果的穩(wěn)定性和計(jì)算效率,各工況模擬沖刷時(shí)長(zhǎng)統(tǒng)一取1 h,通過對(duì)比1 h內(nèi)吸力筒的沖刷模擬情況,分析各參數(shù)對(duì)吸力筒基礎(chǔ)的局部沖刷的影響規(guī)律。因1 h時(shí)沖刷還未達(dá)到完全平衡,最終的平衡沖深采用Sheppard[18]提出的單樁基礎(chǔ)的沖刷深度與時(shí)間發(fā)展的指數(shù)函數(shù)關(guān)系來推算。

S(t)=a[1-exp(-bt)]+c[1-exp(-dt)]

(10)

式中:S(t)為時(shí)間t對(duì)應(yīng)的沖刷深度函數(shù);a、b、c、d為系數(shù),可通過模擬所得數(shù)據(jù)采用最小二乘法進(jìn)行擬合確定。當(dāng)t取無窮大時(shí),即可推算得平衡沖深Se=a+c。

圖10為高徑比分別為0、0.05、0.1、0.2的吸力筒基礎(chǔ)的沖刷歷程線,可以看出,不同工況下沖刷發(fā)展歷史過程相似,分為3個(gè)階段:快速?zèng)_刷、緩慢沖刷、沖刷平衡。沖坑形成初期,沖刷深度增加速率較快,600 s后增速逐漸放緩,最終沖刷深度趨于平穩(wěn),沖刷達(dá)到平衡。各工況的沖刷歷時(shí)線與式(9)擬合的R2均大于0.9。R2為擬合優(yōu)度,代表公式與原始數(shù)據(jù)的擬合程度,數(shù)值越接近1擬合程度越好。由此可知,式(9)也同樣適用于吸力筒基礎(chǔ)的沖刷歷程擬合。由擬合函數(shù)可以推算出高徑比H/D為0、0.05、0.1、0.2的吸力筒平衡沖刷深度分別為0.820、0.974、1.174、2.054 m。由圖11的高徑比和沖刷平衡深度的關(guān)系曲線,可以看出平衡沖深隨高徑比增大而增大,且增速也隨高徑比提高。分析原因是,吸力筒露出床面的部分越多,阻水面積越大,水流在筒周產(chǎn)生的馬蹄渦強(qiáng)度越大,沖刷程度越大。

圖11 高徑比和平衡沖深的關(guān)系曲線Fig.11 Curve of high-diameter ratio vs. equilibrium scour depth

3.2.2 水流因素影響

吸力筒基礎(chǔ)工作區(qū)域水流運(yùn)動(dòng)復(fù)雜,故本模擬設(shè)定了不同流速的恒定流條件,研究流速對(duì)吸力筒周局部沖刷的影響。由3.2.1節(jié)結(jié)論可得高徑比為0.2時(shí),平衡沖深能達(dá)到0.21D,沖刷坑的形態(tài)也更明顯,為了更清晰地研究水流因素對(duì)于沖刷的影響,后續(xù)模擬仍選擇高徑比為0.2的吸力筒模型。

由圖12可以看出,流速對(duì)于最大沖深有較大影響。當(dāng)Um<1.5 m/s時(shí),沖刷趨勢(shì)遵循快速?zèng)_刷-緩慢沖刷-沖刷平衡的3個(gè)階段。Uc=0.5、1、1.5 m/s時(shí),平衡沖刷深度Se分別為0.108、0.894、2.054 m。當(dāng)Uc=2 m/s時(shí),沖刷首先進(jìn)入快速發(fā)展的階段,但當(dāng)450 s后,沖刷深度開始波動(dòng)上升,且沖刷速率減緩,擬合得沖刷平衡深度Se為4.970 m。當(dāng)Uc=2.5 m/s時(shí),沖刷深度波動(dòng)上升的幅度更大,平衡沖刷深度可達(dá)7.979 m。以上分析可得,當(dāng)單向流流速大于2 m/s時(shí),沖刷發(fā)展過程變?yōu)榭焖贈(zèng)_刷-波動(dòng)沖刷-沖刷平衡的3個(gè)階段,圖13為水流流速和平衡沖刷深度的關(guān)系曲線,可直觀看出,流速越大,其對(duì)于平衡沖深的影響越劇烈;通過圖12各擬合曲線的對(duì)比可得,流速越大,吸力筒周達(dá)到?jīng)_刷平衡所需時(shí)間越長(zhǎng)。

圖12 不同流速下沖刷時(shí)間歷程線Fig.12 Scour process around buckets under different current velocity and fitting curves

圖13 流速與平衡沖深的關(guān)系曲線Fig.13 Curve of current velocity vs. equilibrium scour depth

3.2.3 筒間距影響

吸力式三筒基礎(chǔ)的筒間距G是影響局部沖刷的重要影響因素。筒間距小于1.5D(D為單筒直徑)時(shí),與單筒基礎(chǔ)區(qū)別不明顯,不具備組合式多筒基礎(chǔ)分析意義;當(dāng)筒間距大于4D時(shí),整體結(jié)構(gòu)不利于實(shí)際施工,沒有現(xiàn)實(shí)研究意義。有研究認(rèn)為多筒基礎(chǔ)的筒間距對(duì)吸力筒結(jié)構(gòu)整體用鋼量和水平極限承載力有較大影響,在滿足承載力的基礎(chǔ)優(yōu)化上推薦長(zhǎng)徑比為1.25的三筒基礎(chǔ)相對(duì)筒間距G/D值為3[19],故本研究建立4種吸力式三筒基礎(chǔ),筒間距G分別為2D、2.5D、3D、3.5D。

圖14對(duì)比了不同筒間距的三筒基礎(chǔ)在單向流(Uc=1.5 m/s)下,各筒的沖刷深度隨時(shí)間變化曲線。可以看出各曲線發(fā)展趨勢(shì)相似,重合度較高,即筒間距對(duì)于水流方向上游筒基的局部沖刷影響不明顯,且與單筒基礎(chǔ)的沖刷歷程比較相似。圖14(b)中筒間距G≤3D時(shí)各曲線重合度較高,沖刷歷程相似,且1 h時(shí)的沖刷深度明顯高于單筒基礎(chǔ),筒間距G=2D,2.5D,3D時(shí),后筒內(nèi)側(cè)沖刷深度對(duì)比單筒基礎(chǔ)分別增加38.7%、34.8%、31.5%,但當(dāng)筒間距G>3.5D時(shí),后筒內(nèi)側(cè)沖刷深度只增加了9.9%。說明當(dāng)筒間距G≤3D時(shí),其對(duì)于后筒內(nèi)側(cè)的局部沖刷影響較大,沖刷深度隨筒間距的提高而減小;當(dāng)筒間距G>3.5D時(shí),其對(duì)于后筒內(nèi)側(cè)沖刷坑深度的影響迅速下降。原因?yàn)樗髁鹘?jīng)后側(cè)兩筒時(shí),筒間壓縮水流導(dǎo)致筒內(nèi)側(cè)局部水流流速增強(qiáng),而該增強(qiáng)效應(yīng)隨著筒間距的增大而逐漸減弱。由圖14(c)中可以看出不同筒間距的筒基外側(cè)沖刷發(fā)展相似,都經(jīng)歷快速?zèng)_刷-波動(dòng)發(fā)展-緩慢沖刷階段,且沖刷1 h時(shí)沖刷坑最大深度與單筒基礎(chǔ)相差較小,可見筒間距對(duì)后筒外側(cè)幾乎沒有影響。綜上分析,吸力式三筒基礎(chǔ)筒間距G≤3D時(shí),水流方向下游的筒基內(nèi)側(cè)的局部沖刷受筒間距G影響較大,沖刷坑隨G變大而緩慢變深,但當(dāng)筒間距G>3.5D時(shí)影響變小。

圖14 不同筒間距的三筒基礎(chǔ)各筒沖刷歷程Fig.14 Scour process around each bucket with different bucket spacing

4 結(jié)論

1)吸力式單筒基礎(chǔ)的沖刷較相等直徑的單樁基礎(chǔ)程度較小,沖刷坑呈對(duì)稱馬蹄狀,3 600 s時(shí)沖刷深度S達(dá)到1.809 m,約為0.18D,發(fā)生在筒周與來流方向夾角約為67.5°處,沖刷半徑達(dá)到0.97D。三筒基礎(chǔ)各筒周沖刷形態(tài)接近馬蹄狀,但形狀不對(duì)稱,后側(cè)樁內(nèi)側(cè)沖深比外側(cè)深1.35倍。

2)不同高徑比的筒形基礎(chǔ)局部沖刷發(fā)展歷史過程相似,分為3個(gè)階段:快速?zèng)_刷-緩慢發(fā)展-沖刷平衡。但最大沖刷深度和平衡時(shí)間有所差異,吸力筒露出床面的部分越多,沖刷程度越大,達(dá)到?jīng)_刷平衡更慢。

3)單向流流速較低時(shí),沖刷趨勢(shì)遵循快速?zèng)_刷-緩慢沖刷-沖刷平衡的3個(gè)階段,而當(dāng)單向流流速較高大于2 m/s時(shí),沖刷發(fā)展過程變?yōu)榭焖贈(zèng)_刷-波動(dòng)沖刷-沖刷平衡的3個(gè)階段,且流速越大,其對(duì)于最大沖深的影響越劇烈。

4)吸力式三筒基礎(chǔ)的筒間距G對(duì)水流方向下游的筒基的局部沖刷影響較大,會(huì)擴(kuò)大筒基內(nèi)側(cè)沖刷坑的深度和寬度,且該影響隨著G的擴(kuò)大不斷變?nèi)?當(dāng)G>3.5D時(shí),其影響可忽略不計(jì)。