中馬友誼大橋淺灘區樁基礎承臺破碎波荷載數值研究*

劉景紅,高寧波,李 寧

(1.中交第二航務工程局有限公司,湖北 武漢 430040;2.長大橋梁建設施工交通行業重點實驗室,湖北 武漢 430040;3.交通運輸行業交通基礎設施智能制造技術研發中心,湖北 武漢 430040;4.中交公路長大橋建設國家工程研究中心有限公司,北京 100120)

0 引言

隨著工程建設與社會經濟的發展,橋梁建造逐漸從內河轉向外海峽灣地區。樁基礎承臺由于其結構輕便、施工簡單、荷載傳遞機理清晰,被廣泛應用于外海橋梁等工程結構。橋梁在施工建造及運營期間會面臨復雜的海洋環境,如極端臺風、波浪、水流等影響,尤其是淺灘區由于地形變化,導致波浪出現翻卷破碎引起的破碎波,給橋梁基礎帶來巨大危害,且相關規范對破碎波荷載缺少研究,因此亟需開展破碎波對橋梁樁基礎承臺結構的作用研究,為相關設計與施工提供科學依據。

針對圓柱結構波浪荷載,Morison［1］將圓柱結構受到的波浪荷載分解為質量力與阻力兩部分,并通過大量試驗給出了圓柱結構的質量力系數與阻力系數。李炎保［2］研究了淺水破碎波對直立圓柱作用力,認為破碎波與樁柱作用過程中在不完全繞流區將出現由于附加質量迅速變化引起的沖擊力和樁柱前后波面高度差引起的附加壓差力,并歸納了計算樁柱破波力的經驗公式。Wienke［3］采用模型試驗研究了垂直和傾斜樁柱在破碎波作用下的砰擊荷載作用。呂寶柱等［4］研究了破碎波作用下直立堤的運動及穩定性。高學平等［5］認為破碎波在靜水面以上對樁柱的沖擊力和靜水面以下的繞流力的機制是統一的,在計算沖擊力時,水的壓縮性可忽略,可簡單用動量原理估算破碎波對樁柱的沖擊荷載。

隨著計算資源及數值模擬技術的發展,越來越多的學者采用數值方法研究破碎波。王修亭等［6］基于CFD數值方法研究了單樁破碎波浪荷載,認為Morison公式不適用于淺水區單樁破碎波浪荷載計算。魏凱等［7］基于計算流體力學(CFD)理論,建立逐漸淺化地形的三維數值波浪水池,研究了不同入射波高和周期下破碎波浪特性,分析了不同長寬比圓端形橋墩在不同入射波高作用下的荷載和流場變化。

本文基于CFD方法,建立數值波浪水池,采用聚焦波近似模擬破碎波,研究中馬友誼大橋淺灘區樁基礎承臺波浪荷載,重點關注樁基礎承臺結構水平與垂向力隨著波浪破碎階段的變化趨勢以及迎浪側波浪砰擊荷載。

1 工程概況

中馬友誼大橋工程位于北馬累環礁東南部,連接首都馬累島和機場島,位于Gaadhoo Koa海峽之間,大橋所處位置海底地形如圖1所示。大橋主要采用樁基礎承臺結構,引橋淺水區為方形承臺,采用鋼吊箱施工工藝。受海底地形及峽灣影響,引橋淺水區波浪翻卷破碎現象突出,波浪砰擊鋼吊箱現象頻發,多次引起吊箱結構損壞,給施工帶來了極大的不利影響,因而有必要計算近岸破碎波對樁基礎吊箱結構的波浪荷載。

圖1 中馬友誼大橋項目海底地形Fig.1 Topographic sketch of China-Maldives Friendship Bridge

2 數值模型

2.1 控制方程

本研究控制方程包括連續性方程與動量方程：

·V=0

(1)

(2)

式中：V=(u,v,w),與t分別代表速度矢量與時間;p與F表示壓強與外部力(包括重力);ρ與μ分別為水的密度和黏度。

體積分數(volume of fraction,VOF)用來捕捉自由液面,該體積分數αq(x,y,z,t)控制方程如下：

(3)

式中：θq=0,單元是空的;θq=1,單元是滿的;0<θq<1,單元包括自由液面。假定θq=0.5為自由液面位置。

2.2 聚焦波模型

波浪破碎的誘因有多重假設,包括地形影響、波浪傳播演化過程中非線性的影響等,破碎波研究的一個難點就是如何精準復演波浪破碎的時間及地點。大多數國內外學者［7-8］采用模擬近岸淺灘斜坡來模擬破碎波,本研究中基于聚焦波近似模擬波浪達到最大波高后傳播演化破碎過程。Tromans等［9］提出一種“NewWave”的聚焦波模型并被許多學者用來近似模擬海上極端波浪［10-11］,表達式如下：

(4)

圖2 典型聚焦波時歷Fig.2 Typical focusing wave series

2.3 數值波浪水池

數值波浪水池幾何與網格模型如圖3所示,水池長10m,目標聚焦位置距離坐標造波邊界3.9m,水深為1m,在目標聚焦位置設置一系列虛擬浪高儀,監測波浪傳播過程中的變化。

水池左側為造波邊界,本文中基于速度入口造波,在該邊界上定義水質點水平速度與垂直速度;底部與右端為固體壁面邊界條件;上部為壓力入口邊界,允許流體從該邊界通過;水池右端設置1段消波區,定義1個參數c(x),逐步將消波區內水的黏度從1.003×10-3Pa·s增加到800Pa·s,c(x)表達式如下：

(5)

式中：xL與xR分別代表消波區左邊與右邊邊界水平坐標。

2.4 模型驗證

在進行數值仿真分析之前需要開展數值模型驗證性研究,確保數值結果的有效性?；谖墨I［10］中試驗數據,選取輸入波高A=0.055m開展數值分析,數值結果與試驗結果對比如圖4所示。由圖4可知,數值結果與試驗結果吻合良好,驗證了本研究中數值模型的有效性。

圖4 數值結果與試驗結果對比Fig.4 Comparison of numerical results and experimental results

3 模擬聚焦波列

以輸入波高A=0.07m為目標最大波高,周期帶寬為0.5～1.5s,成分波數量0.5～1.5s,造波邊界處水平與垂直速度定義如下：

(6)

(7)

聚焦波群傳播演化過程如圖5所示,發現在預先設定的聚焦位置(x=3.9m)波高未達到最大,這是由于波浪在傳播過程中不同頻率成分波相互影響,導致波浪聚焦位置與時間均發生“后移”,經過分析波浪大致聚焦位置為x=4.2m,聚焦波達到最大波高后,波浪開始出現輕微翻卷及破碎。

圖5 聚焦波傳播演化過程Fig.5 The propagation process of focusing wave

4 樁基礎承臺波浪荷載分析

4.1 單樁結構破碎波荷載

首先針對單樁結構進行數值模擬,樁基礎模型尺度條件下直徑為0.1m,縮尺比為30,對應的實尺度樁基礎直徑為3m。單樁幾何與網格模型如圖6所示,樁基礎位置分別位于x=4.3m與x=4.4m處。單樁結構在破碎波作用下水平波浪力結果與Morison經驗值對比分析如圖7所示,由圖可知聚焦波達到最大波高開始翻卷時水平波浪力最大,約為260kN。隨著樁位距離后移,水平波浪力呈減小趨勢,但傳統計算圓柱結構波浪荷載的Morison經驗公式低估破碎波荷載約50%,這證明了Morison經驗公式并不完全適用計算樁基礎破碎波浪力,建議針對近岸淺灘區樁基礎破碎波浪力可在Morison經驗值的基礎上適當乘以1.5倍的放大系數。

圖6 樁基礎幾何與網格模型Fig.6 Geometry and mesh models of the pile foundation

圖7 數值計算結果與Morison經驗值對比Fig.7 Comparison of numerical results and Morison results

4.2 承臺結構破碎波荷載

淺灘區橋梁基礎承臺結構多采用規則方形斷面形式,中馬友誼大橋引橋區承臺實際尺寸為長6m,高2.5m,淺水最大波高不超過2.3m,縮尺比為30。為節約計算資源,建立二維簡化幾何與網格模型(見圖8),為驗證波浪達到最大波高后翻卷不同階段時承臺波浪荷載變化趨勢,分別將承臺結構放置于4.3,4.35,4.40,4.45m 4個不同位置處,其對應的實際尺度間距為1.5m。同時在承臺正面豎向布置6個壓力監測點,豎向布置位置為1.03～1.13m,間隔0.02m,分別命名為點1～6。

圖8 承臺二維斷面結構幾何與網格模型Fig.8 Geometry and grid models of 2D section of cap

方形吊箱結構受到的水平和豎向波浪力如圖9所示。由圖9可知,方形吊箱前沿位于聚焦波群生成位置時豎向荷載最大,約為509kN,而此時水平荷載為288kN;最大水平力發生在聚焦波生成位置后移約0.05～0.1m(實際尺度為1.5～3.0m),值為316kN,此時垂向力約為435kN。同時,由圖可知最大水平力和垂向力作用時間短促(<1s),是一種非常瞬態的物理現象,能夠引起巨大的動量沖擊。不同位置處壓力如圖10所示,由圖10可知最大壓強出現在波峰達到最大位置,且出現翻卷破碎時,約為34kPa,大于波浪動壓力理論值(PD=ρgAmax)。對于鋼吊箱結構一般推薦采用躉船模型計算其波浪荷載［12］(見圖11),躉船模型僅能計算鋼吊箱結構水平波浪荷載,而無法計算垂向荷載,通過計算分析得到躉船模型下鋼吊箱受到的水平波浪力為177kN,遠小于CFD模擬結果,說明躉船模型低估了淺水破碎波對鋼吊箱荷載,這也是淺水區引橋吊箱施工時,根據規范設計的吊箱結構在波浪作用下多次發生破壞的原因,后續施工過程中有針對性對鋼吊箱進行了結構強化。

圖9 吊箱結構水平與豎向波浪力(實際尺度)Fig.9 Horizontal and vertical forces of cofferdam structure (in real scale)

圖10 承臺豎向不同位置處壓力Fig.10 Pressure at different vertical positions of the cap

圖11 波浪對躉船作用Fig.11 Wave impact on a barge

為了更接近于真實工況,建立樁基礎吊箱結構三維模型,并根據真實吊箱下放入水施工工序,分別考慮吊箱位于靜水面上部0.9m(等待入水)與吊箱入水0.6m兩種垂向不同位置工況,分別計算吊箱結構受到的水平與垂向波浪力(見圖12),由圖可知,吊箱尚未入水時,水平波浪力最大可達240.5kN,而隨著吊箱結構逐漸入水,水平荷載逐漸減小;垂向波浪荷載在吊箱結構尚未入水時即達到最大值(約為220kN),這表明在吊箱結構下水過程中需要格外關注入水前破碎波對吊箱的水平與垂向荷載。同時,對比二維與三維計算結果,發現水平力偏差相比較于垂向力較小,因而在實際工程中計算吊箱等三維結構水平力波浪時,可近似將二維計算結果通過寬度方向上拓展轉化得到三維結果近似替代值,該方法能夠顯著降低三維模型計算耗時,且得到相對保守安全的結果。

圖12 吊箱受到水平及垂向波浪力Fig.12 Horizontal and vertical wave forces

4.3 經濟效益分析

通過研究發現,淺灘區吊箱結構受到的最大水平波浪荷載約為240.5kN,約為躉船模型估算結果177kN的1.4倍,因而僅僅根據規范結果設計吊箱等臨時結構難以保證能夠抵抗淺灘區破碎波作用,在實際施工過程中也多次發生淺灘區吊箱在破碎波水平砰擊下發生明顯形變及位移的問題,給施工安全與進度帶來了諸多不利挑戰。為克服淺灘區破碎波的影響,現場技術人員主要采用兩種應對措施,一是加強吊箱結構強度,增強其抵抗破碎波荷載的能力,但改方案會增加臨時結構投入成本,不利于大規模采用,僅適用于3～5m水深區間的橋梁基礎施工,且吊箱結構盡可能標準化設計,利于周轉重復利用;二是對于接岸極淺水區域,變更設計,提出采用墩柱蓋梁結構替換原設計樁基礎成塔結構,避免吊箱施工,為此項目技術人員發明了一種用于強涌浪淺灘區低墩蓋梁懸掛支架,并形成了相應專利與工法,懸掛支架如圖13所示,其以護筒為基礎,外套大護筒,內外護筒間通過鋼板焊接相連,大護筒上安裝承重梁,橫梁底部及四周設置擋浪板,形成干施工環境。相比較于原樁基礎承臺設計方案,變更后的一體化墩柱蓋梁方案極大地節省了施工臨時設施成本與工期,具體數據如表 1所示,變更后的一體化墩柱蓋梁方案降低了波浪對施工的影響,提高了施工工效。

表1 淺灘區基礎結構變更前后對比Table 1 Comparison before and after the change of the foundation in shoal area

圖13 淺灘區一體化墩柱蓋梁懸掛支架Fig.13 Integrated pile beam suspension support in shoal area

5 結語

本文基于計算流體力學方法,采用聚焦波近似模擬波浪破碎,研究了淺灘區橋梁樁基礎吊箱結構破碎波荷載。聚焦波達到最大波幅后會發生波浪翻卷、破碎等過程,相比較于通過設置斜坡改變地形模擬波浪破碎,該方法能夠較為準確地在特定時間及位置模擬出破碎波,進而能夠將樁基礎吊箱結構放置在不同位置,研究波浪破碎過程中樁基礎吊箱結構波浪荷載變化特性。經過研究發現,傳統Morison公式低估了樁基礎破碎波荷載,可根據具體問題乘以適當放大系數,本研究中工況放大系數取值為1.5;對于方形吊箱(承臺),最大水平力發生在波浪達到最大波高后翻卷階段,而非初始最大波高發生時,且整個作用過程極為短促,會出現一個瞬態的沖擊;在吊箱結構尚未入水時垂向荷載即可達到最大值,建議實際施工過程中關注吊箱結構入水不同階段時波浪荷載變化,以便合理設計鋼吊箱入水施工工藝。針對接岸極淺水區域,將樁基礎承臺結構優化變更為一體化墩柱蓋梁基礎形式,并研發了一種強涌浪淺灘區低墩蓋梁懸掛支架,降低了波浪對施工的影響,提高了工效。