水下架空式连续构筑物的局部泥沙冲淤研究

应宗权; 万景琳; 王雪刚; 林美鸿; 左华楠; 潘厚璇

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2501511

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (2) :763-774 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2501511

水利工程

水下架空式连续构筑物的局部泥沙冲淤研究

应宗权 ¹^,²^,³ ,
万景琳 ¹^,²^,^* ,
王雪刚 ¹^,²^,³ ,
林美鸿 ¹^,²^,³ ,
左华楠 ¹^,²^,³ ,
潘厚璇 ⁴

作者信息 +

Numerical Simulation of Local Sediment Scouring and Silting of Continuous Structures on Seabed

YING Zong-quan ¹^,²^,³ ,
WAN Jing-lin ¹^,²^,^* ,
WANG Xue-gang ¹^,²^,³ ,
LIN Mei-hong ¹^,²^,³ ,
ZUO Hua-nan ¹^,²^,³ ,
PAN Hou-xuan ⁴

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摘要

针对连续构筑物在水下布设时引起的局部流场及沉积物变化,采用RNG k-ε湍流模型,建立了架空式连续构筑物的水下泥沙冲淤模型,模拟了桩基附近流场及泥沙的迁移变化。结果表明:桩基迎流侧泥沙由于涡流产生的剪切作用,会出现冲刷现象,冲刷坑最大深度出现在迎流桩基之前,与水流逆方向呈45°夹角,且沿桩基轴线对称分布;而出流侧水流会产生尾涡,流速有很大降低,形成少量淤积。当结构物纵深较长,与纵向边界相交时,迎流侧水流只能上升或下潜,导致结构物下方的水流流速陡增,加剧冲刷强度,在桩基与侧壁之间会形成“¬”字形冲刷坑。海床面剪切力与剪切速度均呈现先增大后减小,后趋于平衡的现象。冲淤平衡时剪切力与剪切速度均与冲深成正相关;无架空时会在管廊顶部形成少量淤积,架空高度不影响前排桩基的冲刷情况,但管廊后的淤积厚度与管廊架空高度成正相关。分析结果可为水下架空式连续构筑物的布设提供参考。

Abstract

Regarding the local flow field and sediment changes caused by the underwater placement of continuous structures, the RNG k-ε turbulence model was used to establish an underwater sediment erosion and deposition model for elevated continuous structures, simulating the flow field and sediment migration changes near the pile foundation. The results indicate that the sediment on the upstream side of the pile foundation experiences scouring due to the shear effect of vortices, with the maximum depth of the scour hole occurring before the upstream pile foundation, forming a 45° angle with the flow direction and symmetrically distributed along the pile foundation axis. While the outflow side generates trailing vortices, significantly reducing flow velocity and resulting in minor sediment deposition. When the structure is long and intersects with the longitudinal boundary, the upstream flow can only rise or dive, leading to a sharp increase in flow velocity beneath the structure, intensifying the scouring effect, and forming a zigzag-shaped scour hole between the pile foundation and the side wall. The shear force and shear velocity at the seabed initially increase and then decrease, eventually tending towards equilibrium. At the balance of erosion and deposition, both shear force and shear velocity are positively correlated with the scour depth. Without elevation, minor sediment deposition occurs at the top of the pipe gallery, and the elevation height does not affect the scouring situation of the front row of pile foundations, but the thickness of sediment deposition behind the pipe gallery is positively correlated with the elevation height of the pipe gallery. The analysis results can provide a reference for the placement of underwater elevated continuous structures.

Graphical abstract

关键词

连续构筑物 / 冲淤 / 水下 / 架空式 / 数值

Key words

continuous structures / scouring and silting / underwater / overhead / numeric value

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应宗权, 万景琳, 王雪刚, 林美鸿, 左华楠, 潘厚璇. 水下架空式连续构筑物的局部泥沙冲淤研究[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(2): 763-774 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2501511

YING Zong-quan, WAN Jing-lin, WANG Xue-gang, LIN Mei-hong, ZUO Hua-nan, PAN Hou-xuan. Numerical Simulation of Local Sediment Scouring and Silting of Continuous Structures on Seabed[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(2): 763-774 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2501511

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水下连续构筑物采用分段拼接方式在水下形成具有较长里程的水下建筑,主要包括裸漏式海底隧道、水下防波堤以及水下丁坝等大型水利设施。采用桩基础形式连接上部建筑物可充分利用海域资源,有效降低建设成本,具有较好的发展前景。但其在水下的布设,会增大水底局部区域的阻水面积,引起局部的流场变化,表现为局部水流流速增大、管廊迎流侧下潜水流与近低水流交汇形成涡流等,这会改变周围水下沉积物的沉积模式和分布,并且由于桩基上部建筑物的阻水效应,使得桩基附近水流急速增大,更易对桩基形成冲刷,对水下建筑物的稳定产生威胁。因此,对水下架空式连续构筑物进行冲淤分析是很有必要的。

泥沙冲淤模拟多采用物理模型试验^[1-4]。但是对于大型水下连续构筑物无法进行等尺寸模型试验,不易记录试验过程中的细观试验现象,且物理模型试验成本较高。近年来,随着计算机计算性能的不断提升,为数值模拟试验提供了良好的基础。中外许多学者已通过计算流体力学(computational fluid dynamics,CFD)对泥沙冲淤进行了大量研究。王建军等^[5]建立了二维的泥沙淹没射流数值模型,发现沙床冲刷深度与模型射流速度呈正相关。Link等^[6]对单桩冲刷进行研究,发现桩周局部冲刷首先发生在桩侧,且桩侧呈现对称分布,而最大冲刷深度最终出现在桩前,桩后冲刷深度最小。水下工程较为复杂,会存在多个桩相互影响的现象。王多银等^[7]研究了桩群在非恒定流下的局部冲刷,发现最大冲刷深度和冲刷体积随时间呈对数形式增加,直至达到冲刷平衡状态。Lam等^[8]和Alam等^[9]对不等直径串列双圆柱进行了试验研究,通过对斯特罗哈数、圆柱表面受力和流场分布情况等进行分析,深入研究了不同直径比、不等直径双圆柱的绕流特性。对于结构物纵向较长,与纵向边界相交的工况国内学者也有部分涉及。雷震名等^[10]通过CFD研究了海底管道在水流作用下的自埋技术,发现波周期、波高、流速与管道回淤自埋深度成正比例,而泥沙休止角与管道回淤自埋深度成反比例。张洪操^[11]研究了单向流对海底管道的冲刷作用,发现推移质系数β_MPM几乎不对床面形态产生影响,但平衡冲刷深度随着推移质系数β_MPM的增加而增大,冲刷时间尺度随着推移质系数β_MPM的增加而减小。侯仲荃等^[12]通过建立水下的潜堤模型,发现跌水作用是导致冲刷坑发育的主要原因。而闫杰超等^[13]通过CFD建立了承台桥墩的冲刷模型,发现承台高程变化将影响桩承台桥墩冲刷深度及冲刷坑形态。虽有学者对承台式桥墩及水下管道冲淤进行研究,但并未考虑结构物完全浸入水下时与桩基联合影响下水流形态变化引起的泥沙迁移,更未涉及结构物宽度与桩基架空高度对局部流域泥沙侵蚀变化的影响研究。因此,对构筑物纵向长度与水流宽度相等并具有一定架空高度的水下连续构筑物进行桩基附近冲淤分析是很有必要的。

因此,现以Melville等^[14]的经典水槽为验证,建立具有较大纵深的结构物在水下的冲刷模型,分析大型连续构筑物在水下的冲淤规律,为海底隧道和水下防波堤等架空式连续构筑物在水下的设计建设提供数据参考。

1 控制方程

1.1 水动力模型

假设流体为不可压缩,控制方程为连续性方程和N-S方程,对海床面的变化进行描述。

(1)

$\frac{\partial \left({A}_{i}{u}_{i}\right)}{\partial {x}_{i}}=0$

动量方程为

(2)

$\frac{\partial {u}_{i}}{\partial t}+\frac{1}{{V}_{\mathrm{F}}}{u}_{i}{A}_{{x}_{i}}\frac{\partial {u}_{i}}{\partial {x}_{i}}=-\frac{1}{\rho }\frac{\partial p}{\partial {x}_{i}}+{G}_{{x}_{i}}+{f}_{{x}_{i}}$

式中:A_i为3个方向的可流动面积分数;μ_i为流体沿x_i方向的速度分量(x_i在三维情况下为x、y、z方向);t为时间;V_F为可流动的体积分数;ρ为液体密度;p为流体压强;G_{x_i}为流体沿x_i方向的重力加速度;f_{x_i}为流体沿x_i方向的黏滞力。

1.2 湍流模型

为研究流体与桩基或基床的相互作用,且在实际流体作用过程中,流体不会是一个稳定的层流状态,所以选用RNG k-ε湍流模型。

(3)$\frac{\partial k}{\partial t}$+$\left(u\frac{\partial k}{\partial x}+v\frac{\partial k}{\partial y}+w\frac{\partial k}{\partial z}\right)$=P+G+D_k-ε

(4)$\frac{\partial \epsilon }{\partial t}$+u$\frac{\partial \epsilon }{\partial X}$+v$\frac{\partial \epsilon }{\partial y}$+w$\frac{\partial \epsilon }{\partial z}$=$\frac{{C}_{1}\epsilon }{k}$(P+C₃G)-C₂

$\frac{{\epsilon }^{2}}{k}$

式中:P为速度梯度产生的能量;G为浮力引起的湍流动能;ε为湍流动能耗散率;k为湍流流速波动的动能;C₁、C₂和C₃分别取值为1.42、1.92和0.2。

1.3 湍流模型

模型计算过程中,泥沙是否起动通过希尔兹数Θ来判断,当局部希尔兹数Θ大于泥沙临界希尔兹数Θ_c时,泥沙由静止状态进入运动状态。其中Θ_c是由Soulsby公式计算得出。

(5)

${\Theta }_{\mathrm{c}}=\frac{0.3}{1+1.2{D}_{\mathrm{*}}}+0.055[1-\mathrm{e}\mathrm{x}\mathrm{p}(-0.02D{}_{\mathrm{*}}\left)\right]$

(6)

$D{}_{\mathrm{*}}={d}_{50}{\left[\frac{(s-1)g}{{v}^{2}}\right]}^{\frac{1}{3}}$

式中:d₅₀为泥沙中值粒径;D_*为粒径;s=ρ_s/ρ为比密度;v为水流运动黏滞系数;g为重力加速度。

2 数值模型

2.1 模型验证

模型检验以Melville等^[14]的经典冲刷试验资料为基准,对张曙光等^[14]的圆形桥墩局部冲刷大涡模拟进行对比验证。Melville等^[14]的试验水槽长19 m、宽0.456 m、水深0.15 m,平均流速为0.25 m/s,泥沙中值粒径为0.385 mm,泥沙休止角为32°;经计算,U²/360g=0.017 7 mm<0.385 mm,其中U为水流速度,故研究对象以推移质为输沙主体。在水槽正中央放置直径为5.08 cm的圆柱作为桥墩模型。计算域范围为长方体(长×宽×高=152.4 cm×15.24 cm×25 cm)。床沙厚度为5 cm,同时为使水流平顺,在入流和出流口处各设置厚度为5 cm的定床挡板,挡板与沙床粗糙高度均设置为泥沙粒径的2.5倍。

模型选用笛卡尔坐标系,X正方向为水流方向,Z负方向为水深方向。共包括6个边壁。X_min为入流边界,并设置流速0.25 m/s,初始水位0.20 m(0.15 m水深+0.05 m河床);X_max为出流边界;其余皆采用对称边界设置。在保证计算精度的前提下节省计算资源,选用嵌套网格,对桩基进行网格加密。

图1为本文模型与Melville试验结果流场对比图。结果表明,由于桥墩的阻水作用,水流从桥墩侧面流过,并在墩后形成涡流。数值模型结果与试验结果墩前、墩侧与墩后流线基本一致。

最大冲深历时曲线如图2所示。最大冲深历时曲线与文献[16]数据相比,变化趋势一致。模拟结果最大冲刷深度在1 200 s后基本趋于平衡,1 800 s冲刷深度为4.5 cm,与文献[16]的冲深4.25 cm基本一致。所研究冲深历时曲线与其他学者相比仍有一定差异,这主要是受泥沙特性、选用经验公式及模型划分导致的。本文模型与文献[16]的最终冲深仅相差5.9%,已具有较高的计算精度,能够满足相关的试验模拟。

冲坑形态对比如图3所示。模拟结果的最大冲坑深度位于桥墩迎流面正前方到两侧45°范围内,这与文献[15-16]中模拟结果相一致。出现这种情况的主要原因是桥墩迎流面水流由于马蹄形涡流的作用,使得45°范围床面切应力最大,该处位置也就更容易遭到冲刷侵蚀。建立数值模型的计算结果与文献[15-16]的模型结果验证较好,表明该数值计算方法是有效且正确的。

2.2 模型建立

采用验证时的泥沙与水流条件构建模型,其中X正方向为水流方向,Z负方向为水深方向。设置计算域水深为20 m,垂直于水流方向宽16 m。为探究水下架空式连续构筑物在水流作用下的冲淤机理,管廊简化为长方体,保持管廊高度9 m,宽度5.2 m不变,并设置不同的管廊长度及桩基架空高度进行试验,具体工况如表1所示。

其中桩基直径为1 m,共设置6根桩基,沿X方向布设2个,相距1.2 m;Y方向布设3个,相距3 m。为使上下游水流顺利发展,构筑物距进出口均为6a(a为构筑物沿X方向长度,a=5.2 m)。铺设0.5 m厚的泥沙,并在进出口设置0.5a=2.6 m的挡板,粗糙高度与泥沙一致为泥沙粒径的2.5倍。为便于数据分析,在X=1、Y=0.5、Z=0处设置监测点。

2.3 网格精度分析

网格划分采用嵌套网格,先在整体范围内划分粗网格,然后在X方向上距构筑物5d^[17-18](d为桩基直径,5d=5 m),Z方向上距泥沙床面2.5d,Y方向到计算边界范围内嵌套细网格。在试验开始前,选用5种精度进行网格划分,并查看稳定时水流形态(图4),可以看出,采用低精度划分网格的流态与更高精度的网格划分结果一致,满足模拟需求。但根据图5中5种精度下结构物的FAVOR结果,可以看出,采用低精度网格划分的桩基FAVOR结果较为粗糙。因此,在保证计算精度的前提下节省计算资源,最终选用中精度(网格数量为150万左右)划分网格,整个计算区域选用0.3 m均匀网格进行划分,桩基附近加密的嵌套网格选用0.1 m的均匀网格进行划分。

3 结果分析

3.1 不同结构物宽度结果分析

图6和图7分别为Z和Y的平面流速图。图6结果表明,由于桩基的阻水作用,桩基迎流位置水流流速趋近于0,此处也被称为驻点。水流绕过桩基后形成尾涡,尾涡流速明显减小。没有管廊的工况涡流形状呈“◁”形,桩基上有管廊时,桩基附近涡流形状呈“▃”字形。图7结果表明,无管廊时桩基迎流面水流部分向上流动,在桩基上方形成流速增大的现象;部分水流向下流动,与近底水流交汇形成马蹄涡流,对桩基基础产生冲刷。由于管廊的阻水作用,管廊迎流侧水流部分上升,部分下潜与靠近海床面的水流交汇,使得桩基附近水流流速陡增,形成更加强烈的涡流,涡流作用在泥沙面,带动泥沙迁移,形成冲刷坑。而当管廊长度小于水流宽度时,水流可以从管廊侧边流过,这样就极大地降低了结构物上下侧的水流集中效应,削弱了水流对泥沙的冲刷作用。由于b=16 m时管廊长度等于水流宽度,水流在结构物迎流侧只能上升或下潜,导致水流在桩基附近出现集中效应,流速明显大于无管廊及管廊长度小于水流宽度的情况。

60 min时冲刷坑形态对比如图8所示。结果表明,无管廊时在桩基周围未能形成明显的冲刷坑,这主要是因为阻水效应减小所致,在桩基周围形成的涡流能量较小,冲刷强度较低。布设管廊的工况能明显观察到冲刷坑的形状,并沿中轴线对称分布。冲刷坑最大深度出现在上游桩基之前,与水流逆方向呈45°夹角,这是因为由于结构物及桩基的阻水作用,部分水流沿桩基下潜与泥沙面水流汇集形成马蹄形涡流,由于马蹄涡的作用,45°夹角位置产生的剪切应力最大,形成了最大的冲刷坑。b=12 m时只在单个桩基两侧产生较小冲刷,而b=16 m时以桩基为顶点形成了“m”字形冲刷坑,且在桩基与侧壁之间形成“¬”字形冲刷坑。当管廊长度与水流宽度相等时,形成的冲刷范围更大、更明显,这主要是因为管廊的纵向阻水作用,使得管廊前部分水流只能沿结构物表面下潜,管廊下侧水流流速陡增,极大地增加了管廊下方水流对泥沙的剪切作用,从而形成了范围更大的冲刷坑。并且桩基后侧区域会出现少量淤积,桩基的存在对桩后区域具有一定的保护作用。这是由于桩基后形成尾流,流速减小,夹带的泥沙在重力作用下产生了落淤。

不同工况下模型上同一检测点的冲刷历时曲线如图9所示。结果表明,无管廊的冲刷深度相比于有管廊几乎可忽略不计,管廊的布设可以极大地增加桩基附近泥沙的冲刷强度。这是因为管廊的布设使得管廊前部分水流下潜,使得桩基附近水流流速陡增,在桩基两侧形成更加强烈的切应力,泥沙在较大切应力下更加容易产生迁移。b=16 m时的冲刷深度要远大于其余两组,这是因为大型水下连续构筑物与水流宽度相等,水流在管廊的阻水作用下只能上升或下潜,管廊上下两侧具有较强的流速集中效应。管廊长度较大时能够加速冲刷进程,b=16 m的工况在t=1 700 s时冲刷深度已趋近平衡,而b=12 m的工况在t=2 600 s时才趋近平衡。并且边界的阻水效应能够大幅度增加冲刷深度,管廊长b=16 m最终冲刷深度是b=12 m的1.48倍。

3.2 剪切强度结果

泥沙起动是指河床上的泥沙颗粒从静止状态转入运动状态的现象。当水流作用在泥沙床面上的剪切应力大于泥沙的临界剪切应力时,泥沙开始起动。而剪切速度则表示在垂直与流速方向上单位距离流速的增量,剪切速度越大,各流层之间的流速变化越大。X=1.5 m时Y-Z平面剪切速度云图如图10所示。结果表明,剪切位置发生在水流与构筑物的交汇处。且b=16 m时剪切速度最大,并且剪切速度最大处在桩基附近,无结构物的剪切速度最低。

监测点剪切强度历时曲线如图11所示。结果表明,3种工况下剪切力与剪切速度都随时间先增大后减小,最后趋于稳定。试验开始阶段,水流得到初始速度,剪切力与剪切速度在很短的时间内达到最大,然后由于检测点泥沙的迁移,冲坑变大,检测点沿Z方向到泥沙面的距离越来越大,泥沙与检测点处水流的相互作用逐渐变小,剪切力和剪切速度也逐渐变小。随着冲刷进程,冲刷深度逐渐达到稳定,泥沙与监测点处水流的相互作用也逐渐稳定,剪切作用最后趋于稳定。剪切力与剪切速度与结构物长度呈正相关,b=16 m时,构筑物与纵向边界相交,水流在桩基附近的集中作用最为明显,形成的涡流剪切作用最强。

不同工况下平衡时剪切力和剪切速度随平衡冲坑深度的变化曲线如图12所示。结果表明,剪切力和剪切速度均与冲坑深度成正相关,说明床面最终冲淤平衡深度与床面所受剪切作用强度直接相关,剪切作用强度越大,冲淤平衡深度越大。

3.3 不同架空高度结果分析

不同架空高度下的水流流速矢量图如图13所示。结果表明,当管廊没有架空时由于管廊的阻水作用,在管廊迎流侧堤角位置形成涡流A。在管廊顶部迎流点C聚集,流速明显增大,随后流速迅速降低,并在背流侧形成较为明显的涡流B。当管廊架空一定高度时,由于管廊的阻水作用,迎流侧水流部分沿管廊上升翻越管廊,部分下潜与床面水流交汇并在桩基的影响下形成更加复杂的涡流在管廊底侧流动。两种水流在连廊背流侧交汇并形成多个明显涡流。

不同架空高度连廊在3 600 s时的冲淤厚度如图14所示。结果表明,当管廊没有架空高度时在管廊顶部形成较为明显的淤积。这是因为迎流侧泥沙在水流力的作用下只能沿管廊爬升,到达管廊顶部迎流点C后水流流速迅速下降,水流力不能继续带动泥沙迁移,在管廊顶部形成部分淤积。而当管廊具有一定架空高度时,泥沙直接随水流在管廊底部发生迁移,不会在管廊顶部形成淤积。并且管廊架空时部分水流沿管廊下潜直接对泥沙床面造成冲刷,形成了沿管廊迎流面的“m”形冲刷坑。下潜水流与近底水流交汇并在桩基的影响下形成更为复杂的涡流,在桩基迎流面两侧形成了更加明显的冲刷坑,并且冲刷坑沿桩基对称分布。

当管廊具有一定架空高度时,会在管廊背流侧形成一定淤积。这是因为水流经过管廊底部后,涡流作用消失,水流力不足以继续带动泥沙迁移,水流中夹带泥沙开始下沉,逐渐在背流侧形成淤积。并且淤积程度随着架空高度的增大而增大。架空高度达到3 m时,管廊下侧形成了较为明显的冲刷,而架空高度较小时,会在后排桩基附近形成少量淤积,说明桩基架空较低时对后排桩基具有一定的保护作用。

不同架空高度前排桩基最大冲深及管廊后侧泥沙淤积厚度历时曲线如图15所示。结果表明,3种架空高度的前排桩基冲深曲线基本一致,冲刷深度先逐渐增大,然后在1 600 s时趋于平衡。而管廊后淤积厚度随时间逐渐增大,只有架空为3 m在2 500 s达到了淤积平衡,其余工况在3 600 s的历时内均未达到淤积平衡状态。并且在相同冲刷时间内,架空高度越大淤积越厚。

4 结论

以Melville经典水槽为基础,利用CFD建立了有着较大纵深结构物在水下的冲刷模型,对比不同宽度及不同架空高度的冲刷模型,分析了架空式连续构筑物在水下的冲淤状况,揭示了水流集中作用下桩基的冲刷规律,得出如下结论。

(1)由于桩基的阻水作用,桩基迎流侧形成驻点,桩基前沿X方向流速基本为0,水流沿桩基下潜与海床面水流交汇形成马蹄形涡流,从而造成桩基附近泥沙的冲刷效应。冲刷坑沿中轴线对称分布,并且最大深度出现在前排桩基之前,与水流逆方向呈45°夹角。后排桩基后侧形成尾流,流速较小,不能带动泥沙迁移,所以在出流侧会形成少量淤积。

(2)水下结构物的布设使得桩基附近形成明显的水力集中效应,会极大地增加水流对海床面的冲刷作用。结构物长度等于水流宽度时,水流不能从结构物纵向流动,只能沿迎流侧上升或下潜,下潜水流强度增强,会形成范围更大的冲刷坑,在桩基与侧壁之间会形成“¬”字形冲刷坑。

(3)桩基上方结构物的布设可以极大增强水流对桩基的冲蚀作用。构筑物与边界相交(b=16 m)的工况结构物下侧水流流速较大,具有较强的冲刷强度,冲刷速度较快,到冲刷稳定所需时间较短,最终冲刷深度较大,60 min时的冲刷深度是b=12 m工况的1.48倍。水流流速越大,泥沙床面所受剪切力与剪切速度越大,并且冲淤平衡时剪切力与剪切速度均与桩基上方结构物纵向长度成正相关。海床面剪切强度呈现先增大后减小,然后趋于平衡的现象。平衡时剪切强度与平衡冲深成正相关。

(4)架空高度为0 m时会在管廊顶部形成少量淤积,而架空高度大于0 m时会在前排桩基形成较为明显的冲刷坑。虽然冲坑历时曲线与架空高度无关,但架空高度达到3 m时,会在管廊下方形成较大范围冲刷坑。由于水流经过管廊后流速逐渐降低,水流不能带动泥沙继续迁移,会在管廊后侧形成淤积,并且淤积程度与管廊架空高度呈正相关。

参考文献

原文顺序 | 出版日期 | 本文引用

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