間隙比和嵌入比對(duì)黏土質(zhì)海床管道局部沖刷特性影響研究

摘" " 要：本文基于有限體積法，采用Herschel-Bulkley黏土模型和VOF兩相流模型建立海底管道局部沖刷的二維CFD模型，以管道不同初始間隙比和嵌入比為變量參數(shù)開展數(shù)值模擬研究。通過(guò)分析管道兩側(cè)床面壓力特征、沖刷坑形態(tài)、阻力系數(shù)歷時(shí)曲線、管道局部速度分布等內(nèi)容，揭示不同初始間隙比和嵌入比對(duì)海底管道局部沖刷特性影響的規(guī)律。研究結(jié)果表明：1）黏土質(zhì)海床環(huán)境下海底管道局部沖刷受初始間隙比的影響顯著。隨著初始間隙比增大，管道兩側(cè)壓強(qiáng)差減小，管道局部極限平衡沖刷深度整體呈下降趨勢(shì)。初始間隙比越小，管道沖刷效應(yīng)越顯著；初始間隙比越大，尾跡沖刷效應(yīng)越顯著。2）黏土質(zhì)海床環(huán)境下海底管道局部沖刷受初始嵌入比的影響顯著。隨著初始嵌入比的增加，管道局部極限平衡沖刷深度減小，沖刷坑的寬度減小。當(dāng)管道初始嵌入比為0.1時(shí)，管道底部與海床之間的間隙難以形成。

關(guān)鍵詞：黏土；間隙比；嵌入比；海底管道；局部沖刷；CFD

中圖分類號(hào)：P75" " " " " " " " " " " " " " " " " " " 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Study on the Influence of Gap Ratio and Embedding Depth on the Local Scour Characteristics of Clay Seabed Pipelines

ZHANG Meina，" HAN Xiangxi，" ZHAI Yu，" QI Guosheng，" REN Di，" MENG Zhanbin

（ Guangxi Key Laboratory of Ocean Engineering Equipment and Technology， Beibu Gulf University，" Qinzhou 535011， China ）

Abstract： In this paper， based on the finite volume method， a two-dimensional CFD model of local scour of submarine pipeline is established by using the Herschel-Bulkley clay model and VOF two-phase flow model， and the numerical simulation is conducted on the variable parameters of gap ratio and embedding ratio. The characteristics of bed pressure on both sides of the pipeline， scour hole morphology， resistance coefficient duration curve and local velocity distribution of the pipeline are analyzed， and the law of influence of gap ratio and embedding ratio on local scour characteristics of submarine pipelines is revealed. The results show that： （1） The local scour of submarine pipelines in a clay seabed environment is significantly affected by initial gap ratio. The local equilibrium scour depth of the pipeline shows an overall downward trend. The smaller the initial gap ratio， the more significant the pipeline scour effect. The larger the initial gap ratio， the more significant the wake scour. （2） The local scour of submarine pipelines in the clay seabed environment is significantly affected by the initial embedding ratio. With the increase of the initial embedding ratio， the local limit equilibrium scour depth and the width of scour hole decrease. When the initial embedding ratio of the pipeline is 0.1， it is difficult to form a gap between the bottom of the pipeline and the seabed.

Key words： clay;" gap ratio;" embedding ratio;" submarine pipeline;" local scour;" CFD

1" " "引言

海底管道被譽(yù)為“海上生命線”，承擔(dān)石油、天然氣等資源安全輸運(yùn)的重任。然而，由于海床的不平整導(dǎo)致管道下方與床面之間存在一定的間隙，管道周圍流體對(duì)海底管道的局部沖刷會(huì)加劇管道懸跨。隨著懸跨段長(zhǎng)度的不斷增加，海底管道除了受到自身重力作用以外，還會(huì)受到周期性渦激力的作用。這容易造成管道疲勞損傷甚至失效，并引發(fā)油氣泄漏事故而污染海洋環(huán)境。由此可見，開展具有不同初始間隙比和嵌入比的黏土質(zhì)海床管道局部沖刷特性研究至關(guān)重要，有助于進(jìn)一步完善黏土質(zhì)海床環(huán)境下海底管道沖刷的相關(guān)理論和指導(dǎo)工程實(shí)踐。

Lucassen[1]通過(guò)對(duì)管道局部沖刷機(jī)理開展實(shí)驗(yàn)研究，將局部沖刷分為隧道沖刷和尾跡沖刷兩個(gè)過(guò)程。Cheng等[2]對(duì)定常流作用下海底管道局部沖刷機(jī)理開展實(shí)驗(yàn)研究，研究結(jié)果表明，隨著管道初始嵌入比的增加，沿軸向的沖刷傳播速率呈減小趨勢(shì)。Wu等[3]對(duì)具有初始嵌入比的三維管道局部沖刷機(jī)理開展實(shí)驗(yàn)研究，研究結(jié)果表明，當(dāng)嵌入比為0.0-0.2時(shí)，沖刷以快速發(fā)展階段為主，并且隨著嵌入比的增加，快速發(fā)展階段的沖刷速率減緩；當(dāng)嵌入比≥0.2時(shí)，沖刷以緩慢發(fā)展階段為主，管道局部極限平衡沖刷深度減小。楊少鵬等[4]采用物理模型試驗(yàn)對(duì)定常流作用下管道局部沖刷開展研究，認(rèn)為間隙比與管道局部極限平衡沖刷深度呈負(fù)相關(guān)。Zang等[5]對(duì)定常流作用下海底管道局部沖刷開展數(shù)值模擬研究，研究結(jié)果表明，管道的初始嵌入比對(duì)管道壓降系數(shù)有顯著影響。Postacchini和Brocchini[6] 在Kumar [7]、Zhou[8]實(shí)驗(yàn)基礎(chǔ)上，對(duì)鋪設(shè)于弱黏性的黏土質(zhì)海床的海底管道在波流聯(lián)合作用下的局部沖刷特性開展研究，研究結(jié)果表明，管道局部極限平衡沖刷深度取決于KC數(shù)和黏土含量，并擬合出具有初始嵌入比的管道局部沖刷深度經(jīng)驗(yàn)公式。

目前學(xué)者們主要基于理論分析、模型試驗(yàn)以及數(shù)值計(jì)算等方法對(duì)砂質(zhì)海床環(huán)境下不同間隙比和不同嵌入比的管道局部沖刷特性開展研究，并已取得較為豐碩的研究成果，而關(guān)于黏土質(zhì)海床環(huán)境下管道局部沖刷特性研究較少。論文基于Herschel-Bulkley黏土模型和VOF兩相流模型，建立海底管道局部沖刷的二維CFD模型對(duì)黏土質(zhì)海床環(huán)境下的管道局部沖刷特性進(jìn)行數(shù)值模擬研究，分析不同初始間隙比和嵌入比參數(shù)對(duì)黏土質(zhì)海床環(huán)境下海底管道極限平衡沖刷深度和沖刷剖面的影響，為海底管道的設(shè)計(jì)和布局提供理論指導(dǎo)和技術(shù)支持。

2" " "數(shù)值模型

2.1" "流體的控制方程

控制方程為非穩(wěn)態(tài)的不可壓縮的RANS方程，采用有限體積法進(jìn)行離散RANS方程。具體如下：

式中：i，j分別為來(lái)流向和橫流向坐標(biāo)軸方向；xi為笛卡爾坐標(biāo)系下xi方向的坐標(biāo)；x1=x，x2=y分別代表來(lái)流向和橫流向；ui為x方向流體的速度；ρ，p，ν，t分別為流體密度，壓力，運(yùn)動(dòng)黏度系數(shù)和時(shí)間；Sij為平均應(yīng)變速率張量，由公式（3）計(jì)算得到；" " " 為雷諾應(yīng)力張量，由式（4）計(jì)算得到。

式中：νt為湍流粘度；k為湍流能。

論文的研究工作基于FLUENT平臺(tái)，采用SST k-ω湍流模型構(gòu)建雷諾應(yīng)力張量。SST模型引入渦流粘度的修正項(xiàng)，改進(jìn)了主湍流剪切應(yīng)力輸運(yùn)特性，可以對(duì)具有強(qiáng)逆壓力梯度流動(dòng)準(zhǔn)確模擬，從而確保海底管道局部沖刷的準(zhǔn)確性[9]。其輸運(yùn)方程如下：

式中：Γk，Γω分別為k和ω的有效擴(kuò)散率；Gk為平均速度梯度而引發(fā)的湍動(dòng)能，可由Gk計(jì)算得到；Yk，Yω分別為k和ω受湍流影響的消散量；Sk，Sω為自定義源相；Dω為交叉擴(kuò)散項(xiàng)。

2.2" "土體模型

根據(jù)黏土的流變特性，可將黏土近似為一種高黏度的非牛頓流體[10-11]。Zhu等[10]和Besses等[12]的研究結(jié)果表明，可由Herschel-Bulkley模型來(lái)表征黏土的流變特性，如圖1所示。

式中：τ為抗剪強(qiáng)度，Pa；γ·為剪切應(yīng)變率，s-1；τ0為土體的屈服應(yīng)力（土體強(qiáng)度），Pa； 為τ0所對(duì)應(yīng)的屈服剪切應(yīng)變率，s-1；k為稠度因子，Pa·s；n為冪律指數(shù)，取值為0.1[13]。

k的表達(dá)式如下式所示，A取值為1.573[13]。

黏土在不同剪切應(yīng)變速率下會(huì)顯示出不同的抗剪強(qiáng)度，可通過(guò)參數(shù)Su來(lái)表示不同剪切應(yīng)變速率下的剪切強(qiáng)度[14]。

式中：γ·為剪切應(yīng)變率； Su， ref為參考剪切應(yīng)變率γ·u， ref下的抗剪強(qiáng)度。

基于Boukpeti等[11]的研究γ·u， ref取0.001s。Dayal等[15]、Graham等[16]和Biscontin等[17]指出系數(shù)μ與土體的抗剪強(qiáng)度呈比例關(guān)系，范圍通常為0.1-0.2，本文μ取值為0.15。

2.3 VOF模型

VOF（volume of fluid）法是建立在歐拉網(wǎng)格基礎(chǔ)之上的一種典型的界面追蹤方法，用于多相流運(yùn)動(dòng)求解時(shí)，選取流體體積分?jǐn)?shù)αi為界面函數(shù)。第i相體積分?jǐn)?shù)定義為：

式中：Vi為單元內(nèi)第i相的體積；V為單元體積。

根據(jù)相體積分?jǐn)?shù)，可以區(qū)分單元內(nèi)不同相的存在：αi=0，單元內(nèi)無(wú)第i相的存在；αi=1，單元內(nèi)充滿第i相；0＜αi＜1，單元內(nèi)有不同相的交界面。體積分?jǐn)?shù)αi滿足以下方程：

式中：v為流場(chǎng)速度。

2.4 幾何模型建立和網(wǎng)格劃分

1）計(jì)算域與邊界設(shè)置

考慮到工程實(shí)際中有些海底地質(zhì)地形條件（如堅(jiān)硬巖石段或陡坡段）是無(wú)法滿足設(shè)計(jì)防護(hù)要求的，會(huì)出現(xiàn)海床上表層拋放或埋置較淺的情況，有些是在施工過(guò)程中沒(méi)有及時(shí)埋設(shè)保護(hù)或者施工保護(hù)不到位也會(huì)出現(xiàn)海纜裸露。因此，本文基于不同間隙比和嵌入比對(duì)黏土質(zhì)海床管道局部沖刷特性開展數(shù)值模擬研究。本文采用CFD軟件FLUENT建立管道局部沖刷數(shù)值模型（如圖2所示），直徑D=0.1 m，探究間隙比（e/D）和嵌入比（w/D）兩種參數(shù)對(duì)黏土質(zhì)海床環(huán)境下海底管道局部沖刷特性的影響。其中，e為管道最低點(diǎn)與海床之間的正向距離；w為管道最低點(diǎn)嵌入海床的深度。

計(jì)算域長(zhǎng)度為4.4m，寬度為0.6 m，水深4 D=0.4 m，床面高2 D=0.2 m，上游長(zhǎng)度14 D=1.4 m，下游長(zhǎng)度30 D=3.0 m。入口采用速度入口邊界（Velocity-inlet），x方向的速度分量ux=U，y方向的速度分量uy=0 m/s。出口采用自由出流邊界（Outflow），底部采用無(wú)滑移壁面邊界（Wall），頂部采用對(duì)稱邊界（Symmetry），其法向速度和切應(yīng)力為0。

2）網(wǎng)格劃分與網(wǎng)格敏感性分析

網(wǎng)格劃分應(yīng)在滿足計(jì)算精度要求的前提下，提升計(jì)算速度。關(guān)于管道局部沖刷，網(wǎng)格劃分具有一定的特點(diǎn)，特別是管道結(jié)構(gòu)附近和海床床面的網(wǎng)格有嚴(yán)格的要求。整個(gè)流場(chǎng)網(wǎng)格采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。本文主要研究管道局部床面變形情況，所以對(duì)管道結(jié)構(gòu)及海床床面網(wǎng)格進(jìn)行局部加密。為了獲取最佳的加密網(wǎng)格尺寸，節(jié)約計(jì)算資源，設(shè)計(jì)了3種同一網(wǎng)格質(zhì)量的不同大小加密網(wǎng)格模型，對(duì)管道局部沖刷網(wǎng)格驗(yàn)證模型進(jìn)行數(shù)值計(jì)算對(duì)比，管道局部極限平衡沖刷深度如表1所示。由表1可知，隨著網(wǎng)格數(shù)量的減小，管道局部極限平衡沖刷深度數(shù)值減小。不同網(wǎng)格數(shù)量的沖刷剖面對(duì)比如圖3所示，通過(guò)細(xì)化網(wǎng)格尺寸，沖刷坑輪廓基本保持一致。綜上，為保證數(shù)值計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確性同時(shí)兼顧計(jì)算成本，選擇總體網(wǎng)格數(shù)量為241 450的網(wǎng)格進(jìn)行管道局部沖刷的數(shù)值模擬，如圖4所示。

3 模型驗(yàn)證結(jié)果分析

3.1" "沖刷坑形態(tài)對(duì)比

本文對(duì)水平管道局部沖刷開展數(shù)值計(jì)算，并與已報(bào)道的數(shù)值模擬結(jié)果[18]進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證本文數(shù)值沖刷模型的準(zhǔn)確性。模型所用參數(shù)如表2所示。

平衡沖刷階段，沖刷坑形態(tài)對(duì)比如圖5所示。由圖5可知，在沖刷初始階段，與宋斌[18]采用的數(shù)值模型相比，本文數(shù)值模型計(jì)算的沖刷坑發(fā)展緩慢，主要是本文數(shù)值模型未引入初始沖刷坑，這造成沖刷初期發(fā)展較為緩慢；在平衡沖刷階段，本文計(jì)算的最大平衡沖刷深度比宋斌的略淺9%左右；沖刷坑上游部分的沖刷范圍比宋斌報(bào)道的結(jié)果略?。粵_刷坑下游部分與宋斌報(bào)道的結(jié)果較為吻合，驗(yàn)證了本文所建數(shù)值模型的準(zhǔn)確性。

造成兩者誤差的主要原因如下。

1）起動(dòng)沖刷的方式不同

宋斌[18]的模擬計(jì)算將床面土體視為理想均勻的土體忽略了滲流力的影響，并且為了解決數(shù)值計(jì)算初始沖刷起動(dòng)困難的問(wèn)題在管道下方預(yù)設(shè)了一個(gè)深為0.1D的初始沖刷坑。然而，Tofany和Wirahman[19]證明“管涌”現(xiàn)象對(duì)沖刷的起動(dòng)和沖刷后續(xù)階段的發(fā)展有顯著影響。因此，預(yù)設(shè)0.1D沖刷坑雖然可以解決沖刷起動(dòng)困難問(wèn)題，但忽略了對(duì)局部沖刷十分重要的“管涌”現(xiàn)象，并在一定程度上加大了管道局部極限平衡沖刷深度。本文從土體性質(zhì)出發(fā)，以實(shí)際床面土體的非理想狀態(tài)為切入點(diǎn)，考慮真實(shí)水土兩相作用下床面土體滲流力的影響，更為準(zhǔn)確地計(jì)算水土兩相作用的海底管道局部沖刷過(guò)程。

2）數(shù)值計(jì)算的流場(chǎng)初始化不同

宋斌[18]的流場(chǎng)初始化方法是先將水土兩相的交界面視為壁面，并讓流場(chǎng)發(fā)展一段時(shí)間后，以充分發(fā)展的流場(chǎng)為基礎(chǔ)開始管道局部沖刷的模擬。本文的流場(chǎng)初始化方法是從起始計(jì)算開始，將入口速度從零開始緩慢地線性增大直至達(dá)到所要計(jì)算的速度大小，以避免初始計(jì)算中未收斂的結(jié)果對(duì)管道局部沖刷所造成的巨大誤差。

3.2" "沖刷過(guò)程分析

本文以U=1.2 m/s為例，分析管道沖刷坑形態(tài)隨時(shí)間的變化規(guī)律。由圖6可知，沖刷區(qū)域主要發(fā)生在管道正下方，管道上游部分及管道下游部分。前期，管道局部沖刷主要集中在管道上游部分和管道正下方，這一階段以間隙沖刷為主；中期，沖刷主要集中在管道下游部分，這一階段以尾跡沖刷為主；后期，t=900s后沖刷基本處于動(dòng)態(tài)平衡狀態(tài)。因此，當(dāng)來(lái)流保持穩(wěn)定時(shí)，管道局部沖刷可分為四個(gè)階段：起動(dòng)沖刷、間隙沖刷、尾跡沖刷和平衡沖刷。管道局部沖刷階段與Chiew[20]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致，同樣也驗(yàn)證了本文所建數(shù)值模型的準(zhǔn)確性。

1）起動(dòng)沖刷階段

t=0為沖刷的起始時(shí)間，如圖6" a）所示。有無(wú)管道時(shí)海床的剪應(yīng)力對(duì)比如圖7所示。由圖7可知，管道的存在改變了原有流場(chǎng)分布，有管道時(shí)海流對(duì)海床的剪應(yīng)力遠(yuǎn)大于無(wú)管道時(shí)海流對(duì)海床的剪應(yīng)力，促使管道下表面與海床面之間出現(xiàn)“滲流”現(xiàn)象，標(biāo)志著沖刷的起動(dòng)。

2）間隙沖刷階段

在滲流作用下海床與管道之間形成間隙，間隙在管道上下游方向迅速擴(kuò)大，最后形成一個(gè)明顯的水流通道。通道內(nèi)流體流速明顯大于來(lái)流速度，管道下方部分土體被高速流體攜帶至管道后方，導(dǎo)致沖刷坑的深度和寬度在整個(gè)通道方向迅速增大。沖刷過(guò)程中土體在管道后方堆積，形成一個(gè)陡峭的土體剖面。t=100 s時(shí)，水流通道已經(jīng)得到充分發(fā)展，如圖6 b）所示。

3）尾跡沖刷階段

t=500 s時(shí)，管道的局部沖刷以尾跡沖刷為主。此時(shí)，管道上游的床面形態(tài)幾乎保持不變，管道后方沉積的土丘繼續(xù)向下游移動(dòng)。此外，來(lái)流不斷沖刷土丘的迎流面，對(duì)管道下游床面進(jìn)行持續(xù)性修正，使得管道下游沖刷剖面變得光滑，如圖6" c）所示。由此可見，尾跡沖刷是決定下游床面形態(tài)的關(guān)鍵性因素。

4）平衡沖刷階段

t=900 s后，沖刷坑沿管道上下游延伸的速率減緩，床面形態(tài)不再發(fā)生明顯變化，沖刷深度不會(huì)繼續(xù)加深，如圖6" d）所示。

4" " 間隙比和嵌入比對(duì)管道局部沖刷特性的影響

4.1" "間隙比對(duì)管道局部沖刷特性的影響

不同間隙比e/D=0.0-1.25下，管道局部沖刷特性數(shù)值模擬研究采用參數(shù)如表2所示，模擬時(shí)長(zhǎng)均為1000s。

平衡沖刷階段，不同間隙比管道壓力特征如圖8所示。不同間隙比管道兩側(cè)壓強(qiáng)差如圖9所示。由圖8和圖9可知，管道兩側(cè)的壓強(qiáng)差隨間隙比e/D的增大而減小。當(dāng)間隙比介于0.1-0.3時(shí)，隨著間隙比的增大，管道兩側(cè)的壓強(qiáng)差相較于無(wú)間隙比時(shí)管道兩側(cè)壓強(qiáng)差大幅降低；當(dāng)間隙比介于 0.4-1.25時(shí)，隨著間隙比的增大，管道與海床的相互作用減弱，壓強(qiáng)差的邊際減少率降低，即隨著間隙比的增大，壓強(qiáng)差減少趨緩。

平衡沖刷階段，不同間隙比管道局部沖刷坑形態(tài)如圖10所示。由圖10可知，當(dāng)間隙比介于0.1-0.3時(shí)，管道沖刷效應(yīng)顯著，間隙比與沖刷坑寬度呈正相關(guān)；當(dāng)間隙比介于0.4-1.25時(shí)，隨著間隙比的增大，沖刷坑輪廓無(wú)明顯變化，上游床面形態(tài)基本吻合，下游床面形態(tài)有略微差異，以尾跡沖刷為主。

管道局部極限平衡沖刷深度對(duì)應(yīng)橫坐標(biāo)位置如表3所示。隨著間隙比的增大，管道局部極限平衡沖刷深度對(duì)應(yīng)的位置為管道下方。

間隙比與管道局部極限平衡沖刷深度的關(guān)系如圖11所示。由圖11可知，相較于無(wú)間隙比的管道局部極限平衡沖刷深度，間隙比大于0的管道局部極限平衡沖刷深度整體呈下降趨勢(shì)。當(dāng)間隙比e/D為0.1-0.2時(shí)，隨著間隙比的增大，管道局部極限平衡沖刷深度呈增加趨勢(shì)；當(dāng)間隙比e/D為0.2-1.25時(shí)，隨著間隙比的增大，管道局部極限平衡沖刷深度呈減小趨勢(shì)。

4.2" "嵌入比對(duì)管道局部沖刷特性的影響

不同嵌入比w/D=0.0-0.1時(shí)，海底管道局部沖刷特性數(shù)值模擬研究采用參數(shù)如表2所示，模擬計(jì)算時(shí)長(zhǎng)均為1 000 s。

平衡沖刷階段，不同初始嵌入比的管道壓力特征如圖12所示。不同初始嵌入比管道兩側(cè)壓強(qiáng)差如圖13所示。由圖12和圖13可知，隨著初始嵌入比的增加，管道兩側(cè)壓強(qiáng)差減小，導(dǎo)致管道下方水流通道內(nèi)流體流速降低，管道局部沖刷作用減弱。

平衡沖刷階段，不同嵌入比下管道局部沖刷坑形態(tài)如圖14所示。不同嵌入比下管道局部沖刷剖面對(duì)比如圖15所示。由圖14和圖15可知，隨著管道初始嵌入比的增加，管道局部沖刷作用逐漸減弱，管道下游沉積的土丘距離管道軸心越近，局部平衡沖刷深度和寬度均呈減小趨勢(shì)。當(dāng)管道初始嵌入比為0.1時(shí)，管道底部與海床之間的間隙難以形成。

不同初始嵌入比的管道局部極限平衡沖刷深度對(duì)比如圖16所示。由圖16可知，管道平鋪于海床與嵌入海床兩種形式對(duì)于管道局部極限平衡沖刷深度的影響顯著。隨著初始嵌入比的增加，管道局部極限平衡沖刷深度呈減小趨勢(shì)。當(dāng)嵌入比介于0.0-0.02時(shí)，管道局部極限平衡沖刷深度下降速率最快。由此可見，嵌入比是影響管道局部極限平衡沖刷深度的關(guān)鍵因素。

不同初始嵌入比阻力系數(shù)歷時(shí)曲線如圖17所示，其中：Cd為阻力系數(shù)；Fx為來(lái)流向受到的阻力；ρ為流體密度；U為來(lái)流速度；D為管道直徑。由圖17可知，管道初始嵌入比w/D對(duì)阻力系數(shù)有較大影響，主要如下：1）計(jì)算剛開始時(shí)，流速?gòu)?.0 m/s開始加速，管道的阻力系數(shù)隨著流速的增加而增大，到達(dá)計(jì)算指定流速后阻力系數(shù)逐步下降；當(dāng)進(jìn)入到快速?zèng)_刷階段，隨著沖刷坑深度的增大，管道下方流體速度減小，阻力系數(shù)呈下降趨勢(shì)；2）當(dāng)進(jìn)入到緩慢沖刷階段，不同初始嵌入比的管道阻力系數(shù)基本趨于穩(wěn)定；3）隨著管道初始嵌入比的增加，阻力系數(shù)下降的時(shí)間區(qū)域被延長(zhǎng)；4）當(dāng)管道初始嵌入比為0.1時(shí)，流速?gòu)?.0 m/s增大到指定流速后阻力系數(shù)趨于穩(wěn)定。這與初始嵌入比為0.1時(shí)，管道底部與海床之間的間隙難以形成相一致。

平衡沖刷階段，管道局部速度分布云圖如圖18所示，各子圖速度標(biāo)尺的范圍均為0.0-2.0 m/s。由圖18可知，隨著管道初始嵌入比的增加，管道上方高流速區(qū)域范圍逐漸減小，管道下方流體流速逐漸減小。當(dāng)管道初始嵌入比為0.1時(shí)，管道下方流體流速為0，對(duì)應(yīng)管道底部與海床之間的間隙難以形成。

5" " "結(jié)論

本文基于有限體積法，采用Herschel-Bulkley黏土模型和VOF兩相流模型建立海底管道局部沖刷的二維CFD模型。通過(guò)SST k-ω湍流模型對(duì)不可壓縮流體的RANS方程進(jìn)行閉合以及采用VOF兩相流模型對(duì)流體相和土體相進(jìn)行計(jì)算，模擬黏土質(zhì)海床海底管道局部沖刷過(guò)程。通過(guò)與前人研究結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，表明該模型能夠?qū)︷ね临|(zhì)海床管道局部沖刷問(wèn)題進(jìn)行準(zhǔn)確預(yù)測(cè)，從而為海底管道的設(shè)計(jì)和布局提供理論指導(dǎo)和技術(shù)支持。

基于本文所建立的數(shù)值模型，重點(diǎn)考察了間隙比和嵌入比對(duì)黏土質(zhì)海床管道局部沖刷的影響作用。數(shù)值模擬結(jié)果表明：

1）黏土質(zhì)海床環(huán)境下海底管道局部沖刷受初始間隙比影響顯著。隨著間隙比的增大，管道兩側(cè)壓強(qiáng)差較無(wú)間隙比時(shí)壓強(qiáng)差減小，管道局部極限平衡沖刷深度整體呈下降趨勢(shì)。當(dāng)間隙比為0.1-0.3時(shí)，管道沖刷效應(yīng)顯著，間隙比與沖刷坑寬度呈正相關(guān)；當(dāng)間隙比為0.4-1.25時(shí)，以尾跡沖刷為主，下游床面形態(tài)有略微差異；

2）黏土質(zhì)海床環(huán)境下海底管道局部沖刷受初始嵌入比影響顯著。隨著初始嵌入比的增加，管道局部極限平衡沖刷深度和沖刷坑寬度減小；當(dāng)管道初始嵌入比為0.1時(shí)，管道底部與海床之間的間隙難以形成。本文在理論上可以豐富黏土質(zhì)海床環(huán)境下間隙比和嵌入比對(duì)管道局部沖刷影響的內(nèi)容，在實(shí)際工程意義上可以為海底管道的設(shè)計(jì)和布局提供理論指導(dǎo)和技術(shù)支持。

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