水中懸浮隧道受撞擊作用的數(shù)值分析

陳燦鵬，孫文哲，王 琰，譚慧明

(1.中交第四航務工程勘察設計院有限公司，廣州 510230；2.河海大學 港口海岸與近海工程學院，南京 210098)

水中懸浮隧道(submerged floating tunnel, 簡稱SFT)，是一種新的穿越水域的交通結構形式。它是根據(jù)阿基米德浮力定律，由結構在水中的浮力支撐隧道重量，并配備支撐系統(tǒng)以維持在水中的平衡和穩(wěn)定。SFT通常有3種固定形式：(1)由立柱支撐；(2)由錨索錨固在水底，當隧道浮力足夠大時，利用錨索拉力固定；(3)由水面浮箱承托，當隧道的浮力較小時增加浮力。與傳統(tǒng)橋梁和隧道相比，其跨越能力大，布線靈活，全天候運營，建造成本相對較低，對環(huán)境影響小，是未來解決峽灣跨越、深海通道等重大交通工程的重要方式[1-2]。2018年，懸浮隧道工程技術研究列入中國科協(xié)發(fā)布我國面向未來60個重大科學問題和工程技術難題之一。

懸浮隧道在運營階段除了波浪力、流以及隧道內車輛的移動荷載，還需考慮偶然狀況下的地震、沉船潛艇撞擊及爆炸等沖擊荷載。尤其懸浮隧道處于深水環(huán)境，一旦發(fā)生結構破壞，將嚴重威脅人員安全及財產損失。對此有必要針對各種偶然狀況下的結構受力和變形進行研究和模擬，以便提出抗沖擊的設計方法和預防措施[2]。

項貽強[3]等將懸浮隧道簡化為等間距彈性支撐梁, 基于Morison方程在考慮流體附加慣性效應和阻尼效應的基礎上, 通過振型疊加法和Galerkin法得到振動微分控制方程, 并采用四階龍格-庫塔法進行數(shù)值求解，分析了移動荷載作用下懸浮隧道的動力響應。Tariverdilo[4]通過在二維和三維流場中對隧道附加質量積分的方法，來模擬流體的慣性效應，得到移動荷載下懸浮隧道的動態(tài)響應；麥繼婷[5-6]等利用Morison方程和線性波浪理論, 計算分析了隧道放置深度、海流速度、流向與波向間的夾角、波浪周期等諸多因素對隧道所受水平波浪力的影響。Alberto[7]等人通過基于計算流體動力學(CFD)和有限元方法(FEM)，分別進行了動、靜的流固耦合數(shù)值模擬，研究了變速水流中懸浮隧道的特性。

目前，針對懸浮隧道的研究[1-9]主要基于梁的彎曲振動模型，相關的理論分析及數(shù)值模擬也主要采用二維模型，計算模型的簡化假定較多。同時，水體與結構相互作用是水下懸浮隧道撞擊研究模擬的關鍵。本文采用流固耦合方法，建立水下浮筒式的懸浮隧道三維實體，分析不同撞擊情況下水中懸浮隧道的受力和變形。

1 計算工況

圖1 3種撞擊位置的計算工況

本文模擬的浮筒式懸浮隧道，其主要結構包括水下的長隧道、上方水面處的浮筒以及連接浮筒與隧道的空心鋼管樁。浮筒分別設置在隧道縱向長度左右四分之一跨處，并通過兩根鋼管樁與隧道連接。偶然狀況下，船、潛艇等撞擊物的撞擊點具有隨機性，對此分別選擇3個特征撞擊位置作為計算工況，包括隧道跨中、浮筒下方隧道處和浮筒中心處(圖1)。

2 計算模型及參數(shù)

本文采用流固耦合方法，通過歐拉單元和拉格朗日單元分別模擬流體材料和結構材料，建立了懸浮隧道在水中受撞擊作用的流固耦合模型。

2.1 幾何及材料參數(shù)

圖2 隧道斷面圖

懸浮隧道結構設計參數(shù)如表1所示，隧道斷面如圖2。隧道斷面寬35.71 m，高11.4 m，隧道中心距水面25.7 m。浮筒半浮于水面，相鄰兩筒距離為200 m，連接管樁為空心鋼管，半徑為2 m。潛艇采用直徑為12 m橢圓體進行簡化，質量為10 000 t，水下初始速度為5 m/s。本文主要關注懸浮隧道的變形及受力，故隧道采用三維的線彈性實體單元，連接管樁為三維的線彈性梁單元，浮筒與撞擊潛艇均設置為三維的剛體。

表1 模型幾何及材料參數(shù)

2.2 初始水域

水域范圍采用歐拉體。在歐拉網格中，材料在固定的網格內流動，歐拉體應包括水體在計算中所有可能流過的區(qū)域，故歐拉體尺度可為縱向長400 m，寬度100 m，高度60.7 m。由于水下隧道等拉格朗日體裝配在歐拉體中，歐拉網格區(qū)域內初始水域分布情況應考慮結構的拉格朗日體所在區(qū)域。如圖3所示，當潛艇在水下運動并撞擊結構，歐拉體內水流與結構相互作用，結構變形，引起水體在歐拉體內流動，可見水面發(fā)生明顯變化。

2.3 邊界條件及接觸

圖3 撞擊過程中水域表面變化

隧道兩端約束3個方向位移；歐拉體側面及底部約束法向速度；撞擊潛艇預定義初始速度為5 m/s，方向為垂直指向隧道側面。

流體與結構之間的相互作用采用動力分析模塊的接觸方法。

連接鋼管與浮筒、連接鋼管與隧道的連接通過鋼管端點分別與相應面耦合連接。

全局施加重力加速度9.8 m·s-2。

3 數(shù)值模擬結果分析

3.1 撞擊隧道跨中

圖4 撞擊跨中時變形云圖(變形效果放大100倍)

圖4、圖5和圖6分別為隧道整體變形云圖、撞擊力歷時曲線和隧道縱向長度上的特征點位移曲線，可反映撞擊過程中隧道變形情況和撞擊物對隧道的作用力。當潛艇貼著隧道跨中表面以5 m/s的速度撞擊，隧道受潛艇的撞擊力迅速增加，跨中率先發(fā)生變形，而后向兩側影響，隧道整體成弓形，如圖4所示。由圖5可知，當時T=0.05 s，撞擊力達到最大值N=1 276.02×103kN，而后迅速減小，潛艇與隧道分離，撞擊力為零。由于慣性，隧道仍持續(xù)變形，當T=0.325 s時，跨中變形達到最大值d=0.181 6 m，而后向另一側回擺。四分之一跨由于離撞擊處稍遠，同時上部浮筒及連接鋼管約束，變形幅度小于跨中；隧道整體變形在中軸線兩側來回變化，變形幅值逐漸衰減。

圖5 撞擊力歷時曲線

圖7～9為隧道各結構內力和能量變化圖。浮筒通過連接鋼管樁對隧道變形產生作用，如圖7拉桿力變化曲線所示，鋼管樁主要承受拉力，由于隧道持續(xù)變形，隧道、浮筒、鋼管樁與流體的相互作用，鋼管樁內力呈現(xiàn)持續(xù)的起伏波動，最大值為F=80.50×103kN，后期變形中拉桿力趨于穩(wěn)定維持在F=15×103kN左右。同時，隧道兩端的水平橫向約束力撞擊初期變化劇烈，后期隨整體變形來回波動，最大值為F=475.39×103kN，如圖8隧道端部約束力曲線所示。由圖9隧道動能變化可知，隧道的動能在撞擊后迅速增加，最大值為35.14×103kJ，后呈波動的增減變化，最大幅值不斷減小，總體為能量衰減的趨勢。

圖7 拉桿力歷時曲線

Fig.7 Duration curve tension rod force

圖8 隧道兩側水平約束力歷時曲線

Fig.8 Duration curve of horizontal restraint force

圖9 隧道動能歷時曲線

Fig.9 Duration curve of tunnel kinetic energy

3.2 撞擊隧道四分之一跨

隧道整體變形云圖、撞擊力歷時曲線和隧道縱向長度上的特征點位移曲線的變化規(guī)律，撞擊隧道四分之一跨與撞擊跨中相近(圖10)。當潛艇貼著隧道左側四分之一跨處表面以5 m/s的速度撞擊，隧道受潛艇的撞擊力迅速增加，在T=0.05 s時達到最大撞擊力N=1 263.02×103kN。撞擊處先發(fā)生變形，而后變形向遠端傳播，其相位領先跨中和遠側四分之一跨，最大變形位移值相近，最大值為d=0.110 m。達到最大位移值后，變形規(guī)律與工況一類似，會向初始位置處擺動，兩側四分之一跨處回擺幅度小于跨中；后期整體變形逐漸規(guī)律，變形幅值逐漸衰減。

隧道各結構內力圖和能量變化圖的變化規(guī)律，撞擊隧道四分之一跨時與撞擊跨中相近。鋼管樁主要承受拉力，鋼管樁最大拉力F=124.54×103kN，后期變形幅值減小后，逐漸趨于穩(wěn)定值。靠近撞擊側的隧道水平橫向約束力隨整體波動變形受力方向來回變化，最大值F=830.21×103kN，在后期變形減小后，兩端水平約束力也趨于零。隧道動能變化趨勢與撞擊跨中情況一致，最大值30.39×103kJ，近似正弦波動，總體能量衰減。

圖10 撞擊四分之一跨時變形云圖(變形效果放大100倍)

Fig.10 Deformation when hitting the one-quarter span(100 times magnified)

圖11 撞擊浮筒時變形云圖(變形效果放大100倍)

Fig.11 Deformation when hitting the float(100 times magnified)

3.3 撞擊浮筒

圖12 撞擊力歷時曲線

圖11變形云圖及圖12撞擊力曲線圖中，當潛艇貼著一側浮筒中心的表面以5 m/s的速度撞擊，撞擊力不斷增加，其增加速度和最值小于工況一、二。由于浮筒在水面處無固定約束，撞擊過程中不斷偏移、位置調整，撞擊力急劇變化。當T=0.17 s時達到最大撞擊力N=630.59×103kN。撞擊后，浮筒先發(fā)生向一側的水平移動，撞擊側翹起。相連接的隧道也隨之移動并有一定的扭轉。越靠近撞擊側越先達到位移最值，3個特征位置處最大位移相近，最大值為d=0.097 m。

圖13拉桿力曲線圖所示，由于撞擊一端翹起，撞擊正側鋼管樁受拉力，撞擊背側受壓力，最大拉力為119.05×103kN，最大壓力為N=127.95×103kN。遠側浮筒相連的鋼管樁，受扭轉變形影響小，主要承受拉力，最大值F=124.62×103kN。當后期變形減小時，拉桿力均趨于穩(wěn)定值，為隧道提供足夠浮力。隧道端部約束力曲線和隧道動能變化趨勢的變化規(guī)律與前兩種工況相近，隧道兩端水平約束力受隧道整體變形影響，最大值F=320.83×103kN，當后期變形約束力將趨近于零。隧道動能最大值30.13×103kJ。

綜上，各撞擊工況下的最值對比如表2所示。

表2 不同工況下變形及內力最值

4 結論

本文針對浮筒式懸浮隧道水下撞擊問題進行了有限元數(shù)值模擬，通過對結構變形及內力分析，得到以下主要結論：

(1)潛艇撞擊隧道中，撞擊力迅速增加，達到最大值后不斷減小，當潛艇脫離隧道后，撞擊力為零。撞擊跨中、撞擊隧道四分之一跨兩種工況下撞擊力相近最大值為1 276.02×103kN。撞擊浮筒處，撞擊力增加頻率和最大值均小于前兩工況，最大值為630.59×103kN，由于浮筒無足夠支撐，撞擊力隨浮筒位置發(fā)生急劇變化。

(2)撞擊過程中，受撞擊位置處先發(fā)生明顯變形，而后向隧道兩側影響，隧道整體變形成波動形態(tài)。撞擊跨中、撞擊隧道四分之一跨、撞擊浮筒3種工況中，最大水平位移分別為0.181 6 m、0.110 m、0.097 m，撞擊浮筒工況下隧道會產生一定的扭轉變形。后期變形成規(guī)律性的波動，幅值逐漸減小。

(3)連接鋼管樁主要承受拉力，當撞擊浮筒時因浮筒翹起，撞擊側一邊承受拉力，一邊承受壓力。撞擊跨中、撞擊隧道四分之一跨、撞擊浮筒3種工況中，鋼管樁最大內力分別為80.50×103kN、124.54×103kN、127.95×103kN。后期隧道變形幅值逐漸減小，拉桿力也趨于穩(wěn)定，以提供隧道足夠浮力。

(4)由于隧道整體變形不斷波動，隧道兩端水平約束力方向也不斷變化。撞擊跨中、撞擊隧道四分之一跨、撞擊浮筒3種工況中，最大約束力分別為475.39×103kN、830.21×103kN、320.83×103kN。當隧道變形衰減，兩端水平約束力也趨于零。

(5)撞擊初隧道動能迅速增加，由于隧道不同能量之間轉化，隧道動能成正弦波動，總體成衰減的變化趨勢。3種工況中，隧道動能最大值相近，均為30×103kJ左右。

5 建議

由于懸浮隧道尚處于概念設計階段，本文僅對其單一管節(jié)的部分特征位置進行撞擊模擬，以下就本文仿真結果對懸浮隧道防撞設計提出建議：

(1)懸浮隧道的抗撞擊設計應考慮可能的撞擊位置，如撞擊隧道跨中、隧道四分之一跨和水面浮筒等特征位置處。針對撞擊過程的撞擊力和變形值對隧道結構強度及尺寸進行合理抗撞擊設計。

(2)隧道管節(jié)之間及隧道兩端與陸基的柔性或剛性連接對于隧道撞擊后的應力及變形過程影響很大，而柔性連接的短管節(jié)能夠較好的通過管節(jié)自身的變位來充分緩沖撞擊能量，但該連接方式需要結合正常使用過程的穩(wěn)定性要求進行綜合考慮。

(3)潛艇或船舶對隧道的局部撞擊力極大，常規(guī)預應力鋼筋混凝土隧道管節(jié)外壁無法承受，撞擊處材料可能會迅速屈服并破壞，影響結構安全。建議參考碼頭結構的護舷防護方法，將局部撞擊能量通過橡膠材料防護結構分散至結構各處。此外，在隧道斷面設計中建議充分考慮外層混凝土破碎失效后的止水帶承載下防水問題。

(4)浮筒和隧道之間的連接鋼管在撞擊下有可能在端部發(fā)生局部屈曲，影響連接件的使用安全。應考慮連接管樁的內力值大小及受力方向變化，選用管樁材料強度和尺寸參數(shù)。建議采用柔性鋼纜等材料。