丁艷坤宋軍平劉　建

（1.中交機(jī)電工程局有限公司，北京100088；2.中交廣州航道局有限公司，廣州510221）

船舶營(yíng)運(yùn)

耙吸船吸泥管作業(yè)過程的CFD仿真分析

丁艷坤1宋軍平1劉建2

（1.中交機(jī)電工程局有限公司，北京100088；2.中交廣州航道局有限公司，廣州510221）

耙吸挖泥船耙頭吸口距海床表面高度和抽吸強(qiáng)度在保證開挖工程精度和在吸泥過程中不破壞海床結(jié)構(gòu)中有很大的影響。利用流體-結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)耦合數(shù)值模擬的方法，以“廣州號(hào)”耙吸挖泥船為母船，仿真計(jì)算挖泥船吸泥工作過程耙頭離地高度及流量變化對(duì)海床結(jié)構(gòu)中土層的應(yīng)力影響，以此來指導(dǎo)挖泥船的操作。計(jì)算結(jié)果將為確定耙吸挖泥船吸泥管工作工況提供依據(jù)。

吸淤；液固耦合；仿真計(jì)算

0　前言

在疏浚整治、航道開挖及維護(hù)、海底隧道和管溝挖掘，以及深海取沙等工程中，往往利用耙吸挖泥船施工，而耙吸挖泥船施工主要是由耙頭破土，依靠泥漿泵和吸泥管（耙吸管）清除在海床上被挖的泥沙（余泥）。泥漿泵啟動(dòng)后，吸泥管在壓差作用下借助水流沖刷，將海床上的泥沙（余泥）清除。清除速度與吸泥管流量、泥沙特性，吸泥管口的形狀、位置有關(guān)。

為保證施工精度，需要合理控制耙頭吸口的高度和抽吸強(qiáng)度，在吸余泥過程中不破壞海床本身結(jié)構(gòu)。本項(xiàng)研究采用CFD數(shù)值計(jì)算的方法考察挖泥船吸泥管工作過程中海床結(jié)構(gòu)的應(yīng)力變化，目的是確定吸泥管工作時(shí)的適當(dāng)工作方式。

本文主要以中交廣州航道局有限公司的“廣州號(hào)”耙吸挖泥船為母型船（泥漿泵、吸泥管和耙頭）進(jìn)行仿真分析。

1　吸泥管水流與海床結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析原理

建立耙頭、吸泥管、水體與泥層的三維計(jì)算模型，構(gòu)造三維計(jì)算網(wǎng)格。按規(guī)定流量（或壓差）計(jì)算吸泥管口的流動(dòng)。選擇合適的泥沙特性參數(shù)建立均勻泥介質(zhì)數(shù)值模型模擬海床結(jié)構(gòu)。

1.1土層強(qiáng)度分析［1］

土的抗剪強(qiáng)度是指土體對(duì)外荷載產(chǎn)生的剪應(yīng)力的極限抵抗能力。在外力作用下土中一點(diǎn)的剪應(yīng)力達(dá)到土的抗剪強(qiáng)度、土體的一部分相對(duì)于另一部分發(fā)生移動(dòng)時(shí)，便認(rèn)為該點(diǎn)產(chǎn)生了剪切破壞。工程實(shí)踐和室內(nèi)試驗(yàn)都驗(yàn)證了土受剪應(yīng)力產(chǎn)生的破壞。剪切破壞是強(qiáng)度破壞的重要特點(diǎn)。如果吸泥過程中在耙頭吸口入口處產(chǎn)生過大壓強(qiáng)差，土體產(chǎn)生局部過大的、不均勻的變形就可能造成土層破壞。

一般認(rèn)為剪應(yīng)力是引起材料流動(dòng)破壞的因素。這一類強(qiáng)度理論有最大剪應(yīng)力理論（第三強(qiáng)度理論）和形狀改變比能理論（第四強(qiáng)度理論）。它們以材料出現(xiàn)流動(dòng)現(xiàn)象或發(fā)生顯著的塑性變形作為破壞標(biāo)志。最大剪應(yīng)力理論認(rèn)為，當(dāng)外力過大，材料會(huì)沿著最大剪應(yīng)力所在截面滑移，而發(fā)生流動(dòng)破壞。按最大剪應(yīng)力理論，材料內(nèi)部一點(diǎn)處的最大剪應(yīng)力τm應(yīng)小于強(qiáng)度極限值。

形狀改變比能理論（第四強(qiáng)度理論）假設(shè)，無論在什么樣的應(yīng)力狀態(tài)下，只要材料內(nèi)部一點(diǎn)處的形狀改變比能達(dá)到材料的極限就會(huì)引起材料的流動(dòng)破壞。按第四強(qiáng)度理論建立的強(qiáng)度條件是von Mises應(yīng)力應(yīng)小于強(qiáng)度極限值。von Mises應(yīng)力的定義為：

式中：σ1、σ2、σ3為三向應(yīng)力狀態(tài)的三個(gè)主應(yīng)力。

土的強(qiáng)度機(jī)理主要是研究土體抗剪強(qiáng)度的構(gòu)成因素與來源。通過土體抗剪強(qiáng)度的庫侖定律可以知道，土體的抗剪強(qiáng)度主要來自兩個(gè)方面：黏聚力和內(nèi)摩擦力，但是不同性質(zhì)的土體其強(qiáng)度機(jī)理亦有不同。

土的抗剪強(qiáng)度公式為庫倫定律（Coulomb公式），即固體間摩擦力與彼此間的正應(yīng)力的線性關(guān)系。

式中：τf——破壞面上的抗剪強(qiáng)度；

σ——作用在剪切面上的法向應(yīng)力；

φ——土的內(nèi)摩擦角；

C——內(nèi)聚力，kPa；

φ和C稱為土的總強(qiáng)度指標(biāo)

抗剪強(qiáng)度指標(biāo)φ和C反映土的抗剪強(qiáng)度變化的規(guī)律性。按照庫侖定律，對(duì)于某一種土它們是作為常數(shù)來使用的。實(shí)際上土的抗剪強(qiáng)度不是定值，而是隨作用在剪切面上的法向應(yīng)力的增加而增加的。

對(duì)于無黏性砂土，由于土體顆粒較粗，其抗剪強(qiáng)度主要來源于顆粒間的摩擦阻力，即所謂的內(nèi)摩擦力，常用內(nèi)摩擦角來表征其大小。內(nèi)摩擦力包括兩個(gè)方面：

1）滑動(dòng)摩擦力，即顆粒產(chǎn)生相互滑移時(shí)要克服由于顆粒表面粗糙不平而引起的摩擦力。滑動(dòng)摩擦力的大小與作用于顆粒間的有效法向力、土顆粒的礦物成分等因素有關(guān)。

2）咬合摩擦力，即由于顆粒相互鑲嵌、咬合及聯(lián)鎖作用而產(chǎn)生。另外，咬合摩擦力還和土的密實(shí)度、原始密度、顆粒級(jí)配以及顆粒形狀等因素有關(guān)。

潔凈的干砂黏聚力為零，非干砂土具有很小的黏聚力（一般不超過9.81 kPa）。這或者是由于砂土中有一些黏土顆粒，或者是因?yàn)樯巴撂幱诔睗瘢ǖ伙柡停顟B(tài)，由于毛細(xì)水的作用而形成黏聚力。

砂土的內(nèi)摩擦角取決于砂粒間的摩擦阻力以及聯(lián)鎖作用。一般可以取中砂、粗砂、礫砂的φ=32°～40°；粉砂、細(xì)砂的φ=28°～36°?？紫侗扔?，φ愈大，但是含水飽和的粉砂、細(xì)砂很容易失去穩(wěn)定，有時(shí)規(guī)定取φ=20°左右。

對(duì)于黏性土，其土粒較細(xì)，所以其抗剪強(qiáng)度除了有來自顆粒間的內(nèi)摩擦力外，還有一部分來自土粒間的黏聚力。黏性土的抗剪強(qiáng)度主要取決于黏聚力。黏聚力包括：

1）原始黏聚力，即土粒間水膜與相鄰?fù)亮Ｖg的分子引力所形成的黏聚力。當(dāng)土被壓密時(shí)，土粒間的距離減小，原始黏聚力隨之增大。當(dāng)土的天然結(jié)構(gòu)破壞時(shí)，會(huì)喪失原始黏聚力的一部分，但其強(qiáng)度會(huì)恢復(fù)一部分。

2）固化黏聚力。它是由于土中化合物的膠結(jié)作用而形成的黏聚力。當(dāng)土的天然結(jié)構(gòu)被破壞時(shí)會(huì)喪失這部分黏聚力，而且不可恢復(fù)。

黏性土的抗剪強(qiáng)度指標(biāo)的變化范圍很大，與土的種類有關(guān)；并且與土的天然結(jié)構(gòu)是否被破壞、試樣在法向壓力下的排水固結(jié)、試驗(yàn)方法等因素有關(guān)，大致可以認(rèn)為黏性土的黏聚力從小于9.81 kPa到超過200 kPa。

兩個(gè)世紀(jì)以來，盡管土的強(qiáng)度問題的研究已得到很大發(fā)展，但這最基本的關(guān)系式仍廣泛應(yīng)用于理論研究和工程實(shí)踐，而且也能滿足一般工程的精度要求。

受力結(jié)構(gòu)內(nèi)同一截面上不同點(diǎn)的應(yīng)力一般是不同的，而過同一點(diǎn)所取截面的方位不同其應(yīng)力也是變化的。各向同性材料的三向應(yīng)力狀態(tài)中，三對(duì)相互垂直的單元面上剪應(yīng)力為零，主應(yīng)力為σ1、σ2、σ3（σ1＞σ2＞σ3），最大切應(yīng)力τmax位于與σ2平行且與另兩個(gè)主應(yīng)力的方向成45°角的截面上，

剪應(yīng)力最大面上的正應(yīng)力

本項(xiàng)研究用CFD數(shù)值計(jì)算的方法考察吸泥管工作過程中海床土層結(jié)構(gòu)內(nèi)的應(yīng)力變化，從應(yīng)力狀態(tài)分析得到土層結(jié)構(gòu)鄰近破壞點(diǎn)的工作條件。

破壞面與水平面的夾角為

破壞面上的法向應(yīng)力和剪應(yīng)力分別為

在土的抗剪強(qiáng)度公式τf=C+σtagφ中，當(dāng)破壞面上的法向應(yīng)力取有效應(yīng)力時(shí)抗剪強(qiáng)度指標(biāo)才是常數(shù)。有效應(yīng)力等于法向應(yīng)力減去孔隙內(nèi)靜水壓強(qiáng)值。

1.2吸泥管內(nèi)流動(dòng)分析

吸泥過程中管內(nèi)是泥沙和水組成的液固兩相流。鑒于本文僅研究吸泥管內(nèi)流動(dòng)對(duì)于海床土層內(nèi)應(yīng)力變化的影響，為簡(jiǎn)化分析僅考慮單相水流產(chǎn)生的影響。

實(shí)際流體都是有黏性的，黏性應(yīng)力阻滯流體的運(yùn)動(dòng)，消耗一定的運(yùn)動(dòng)機(jī)械能，所以，在黏性流體的運(yùn)動(dòng)過程中，流體的機(jī)械能沿著流動(dòng)逐漸減小。機(jī)械能損失也稱為水頭損失，損失水頭一般又包括沿程損失水頭和局部損失水頭兩個(gè)部分。損失的能量由動(dòng)力系統(tǒng)補(bǔ)充，以維持恒定流量的吸入過程。

吸泥管輸送一定流量所消耗的機(jī)械能主要用于克服流動(dòng)阻力（損失水頭）和增加流體的重力勢(shì)能。計(jì)算管道流動(dòng)用到連續(xù)性方程和黏性流體總流的伯努利方程，就是為了確定損失水頭。在層流狀態(tài)下，沿等直徑圓管道截面的速度分布為旋轉(zhuǎn)拋物面，沿程損失水頭與平均速度的一次方成正比。在湍流狀態(tài)下，沿管道截面的速度分布遠(yuǎn)比層流均勻。根據(jù)黏性底層與管壁粗糙度的相對(duì)大小，又可以把管道中的湍流分為水力光滑管和水力粗糙管。在水力粗糙管中，沿程損失水頭與平均速度的平方成正比。

管道截面的突然擴(kuò)大或者縮小，管道系統(tǒng)中的半開閥門、分叉管以及彎管等會(huì)在局部形成流動(dòng)分離和二次流，從而引起流體運(yùn)動(dòng)機(jī)械能的耗損。這種在局部區(qū)域內(nèi)被耗散的運(yùn)動(dòng)機(jī)械能稱為局部損失水頭。一般需要通過實(shí)驗(yàn)提供的局部損失系數(shù)來計(jì)算局部損失水頭。

海床土層內(nèi)的應(yīng)力隨吸泥管口壓強(qiáng)的變化而變化。根據(jù)伯努利方程知，吸泥管口壓強(qiáng)與水流速度有關(guān)。水流速度分布與吸泥管流量、泥沙特性，吸泥管口的形狀、位置有關(guān)。在計(jì)算中可以給定管口流量條件或壓差條件作為邊界條件。在一定的流量限制下，吸泥管內(nèi)流動(dòng)阻力越大、揚(yáng)程越高，需要由泥漿泵提供的壓差越大；反之，若泥漿泵提供的壓差一定，吸泥管內(nèi)流動(dòng)阻力越大、揚(yáng)程越高，管內(nèi)流量則越小。

吸泥管作業(yè)過程的數(shù)值模擬和效率分析可以分成兩步解決。首先計(jì)算出海床土層內(nèi)的應(yīng)力如何隨吸泥口壓強(qiáng)的變化而變化。在耙頭吸口與吸泥管接口處給出規(guī)定的流量作為出口邊界條件，計(jì)算出吸泥口壓強(qiáng)分布和土層內(nèi)應(yīng)力分布。然后在規(guī)定的流量下計(jì)算吸泥管內(nèi)的流動(dòng)阻力和增加的流體重力勢(shì)能，得到吸泥管系統(tǒng)所需功率。

2　數(shù)值模型和計(jì)算工況的設(shè)置

吸泥過程中流體運(yùn)動(dòng)和海床土層結(jié)構(gòu)相互作用是流固耦合問題，采用大型動(dòng)態(tài)耦合應(yīng)力分析軟件MSC.DYTRAN能夠較好地實(shí)現(xiàn)流固耦合的數(shù)值模擬［2］。

本仿真分析將采用CFD計(jì)算的前處理軟件MSC.PATRAN建立水體-土層三維耦合模型，再用MSC.DYTRAN直接求解流體NAVIER-STOKES方程和固體牛頓運(yùn)動(dòng)方程等微分方程，對(duì)水體和土層進(jìn)行耦合分析，得到吸泥管作業(yè)時(shí)的應(yīng)力分布。

2.1建立數(shù)值模型

根據(jù)實(shí)際尺寸，在前處理軟件MSC.PATRAN中建立合適的水-吸泥管-土層三維物理模型，并在水體和土層間定義耦合計(jì)算模型。在物理模型中設(shè)置水體邊界壓強(qiáng)條件和吸泥管出口流量條件，在MSC.DYTRAN中計(jì)算土層和水體耦合作用下的應(yīng)力分布。

2.1.1流體模型

流體模型稱為歐拉網(wǎng)格模型，通過歐拉求解器來完成其計(jì)算。在歐拉方法中，網(wǎng)格是固定的參照系，流體材料的質(zhì)量、動(dòng)量和能量在網(wǎng)格中流動(dòng)。由于流體和土層耦合運(yùn)動(dòng)的界面是變動(dòng)的，建立模型的歐拉網(wǎng)格域要足夠大，以能夠容納土層變形后的全體流動(dòng)區(qū)域。圖1是水體模型的三維歐拉網(wǎng)格。

圖1　水體模型的三維歐拉網(wǎng)格

在計(jì)算中吸泥管和耙頭吸口結(jié)構(gòu)部分以“廣州號(hào)”耙吸船耙頭及吸管尺寸為依據(jù)建立三維模型，作為約束水流的固體界面設(shè)計(jì)成殼單元（PSHELL），這些殼單元的空間位置是固定不動(dòng)的。改變耙頭吸口距離地基的高度位置時(shí)，重新設(shè)計(jì)這些殼單元的空間位置。這樣處理需要較多的網(wǎng)格生成時(shí)間，但是比動(dòng)態(tài)耦合計(jì)算節(jié)約了大量計(jì)算時(shí)間。圖2為吸泥管的三維計(jì)算模型。圖3是水體模型和吸泥管的三維計(jì)算網(wǎng)格圖。

2.1.2結(jié)構(gòu)模型

圖2　吸泥管三維計(jì)算模型

圖3　吸泥管與水體的三維計(jì)算網(wǎng)格

結(jié)構(gòu)模型稱為拉格朗日網(wǎng)格模型。MSC. DYTRAN中的拉格朗日求解器主要用于對(duì)結(jié)構(gòu)的分析以及對(duì)固體材料的分析，因此土層需要建立拉格朗日模型網(wǎng)格。當(dāng)采用拉格朗日方法時(shí)，網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)固定在分析對(duì)象上，當(dāng)分析對(duì)象發(fā)生變形或位移時(shí)，節(jié)點(diǎn)隨著材料的移動(dòng)而移動(dòng)，同時(shí)單元也隨之發(fā)生變形。圖4是海床土層的三維計(jì)算模型，圖中還顯示了吸泥管的位置。

圖4　吸泥管與海床土層的三維計(jì)算模型

吸泥管殼單元屬于拉格朗日網(wǎng)格，設(shè)置為剛性材料和固定位置后，不參加應(yīng)力分析，僅作為流體邊界條件，即流體不可穿越的界面。

港珠澳大橋隧道基槽疏浚工程工法及技改方案指出：-29.5 m上下分別為淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土和粉質(zhì)黏土。

3　約束和加載

3.1歐拉單元

對(duì)歐拉體施加載荷和約束的時(shí)候，歐拉約束作用于網(wǎng)格內(nèi)的單元面上而不是網(wǎng)格點(diǎn)上。

流體的入口和出口根據(jù)水的參數(shù)定義相應(yīng)的材料物理性質(zhì)，以及流動(dòng)界面的位置。通過FLOW條目TLOAD1調(diào)用，TLOAD1的TYPE欄必須設(shè)置為4。FLOW條目調(diào)用由CFACE，CFACE1或者CSEG條目指定面元集，材料流經(jīng)這些面元。然后指定X、Y和Z方向的速度、壓強(qiáng)、密度和流動(dòng)材料的比內(nèi)能。

歐拉單元的初始條件使用TICEL或TICEUL條目來定義，允許在分析之前初始化模型狀態(tài)。TICEUL條目為歐拉網(wǎng)格的幾何區(qū)域定義初始瞬態(tài)條件，并和PEULER1性質(zhì)定義一起使用。根據(jù)工程實(shí)際給出相應(yīng)的初始速度和壓強(qiáng)等條件。

歐拉網(wǎng)格的計(jì)算域范圍沿耙頭吸口長(zhǎng)度方向?yàn)?0 m，橫向10 m。初始水層深5 m，土層厚1 m。為保證土層變形后騰出的空間具有歐拉網(wǎng)格性質(zhì)，歐拉網(wǎng)格在垂直方向?yàn)? m，包括土層范圍在內(nèi)。由于歐拉網(wǎng)格數(shù)量巨大，采用變網(wǎng)格密度分布網(wǎng)格。

歐拉網(wǎng)格計(jì)算域上邊界和側(cè)面邊界設(shè)置為流入的流動(dòng)邊界條件，按深度設(shè)置水靜壓值為壓強(qiáng)邊界條件。吸泥管出口處設(shè)置為流出的流動(dòng)邊界條件，按規(guī)定流量設(shè)置出口速度邊界條件。

3.2拉格朗日單元

拉格朗日土層定義為彈塑性材料。拉格朗日單元的載荷定義使用TLOAD項(xiàng)。模型場(chǎng)重力使用GRAV定義重力加速度的大小和方向。

土層的拉格朗日網(wǎng)格為20 m×10 m×1 m。土層底面和側(cè)面設(shè)置網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)位移為零的邊界條件。

吸泥管殼單元壁面設(shè)置為剛性壁，即流體不可穿越的界面。吸泥管出口面設(shè)置為給定流量的流體邊界面。

3.3水體-土層耦合條件

根據(jù)土層與水體之間的耦合關(guān)系定義耦合面和相應(yīng)的耦合算法。土層網(wǎng)格外邊界的單元面設(shè)置為耦合面。使用流體與結(jié)構(gòu)相互作用的耦合算法，目的是使采用歐拉網(wǎng)格或拉格朗日網(wǎng)格模型的材料能夠互相作用。沒有耦合的兩個(gè)求解器是獨(dú)立的，放在歐拉網(wǎng)格里面的拉格朗日單元不會(huì)影響歐拉材料的流動(dòng)，歐拉材料也沒有反作用力作用到拉格朗日結(jié)構(gòu)。而耦合算法計(jì)算這兩套單元的相互作用。從而可以分析復(fù)雜的流體與結(jié)構(gòu)相互作用問題。

流體對(duì)土層的作用力通過耦合面作為土層的邊界條件，從而影響每一時(shí)間步內(nèi)土層的位移和應(yīng)力分布。

借助SURFACE條目，在拉格朗日結(jié)構(gòu)中定義一個(gè)多面元的面 （即土層表面），然后通過使用COUPLE條目激活的耦合算法，即可完成土層與水體之間耦合計(jì)算的設(shè)置。

3.4設(shè)置計(jì)算工況

港珠澳大橋海中橋隧主體工程總長(zhǎng)約35 km（其中香港界內(nèi)約6 km），采用橋隧組合方案（隧道長(zhǎng)6.753 km，橋長(zhǎng)25.947 km）。據(jù)設(shè)計(jì)文件介紹，海底隧道位于伶仃主航道和銅鼓航道地段。

勘察表明，沉管隧道開挖及穿越地層主要為淤泥、淤泥質(zhì)黏土、流塑粉質(zhì)黏土夾砂和軟～可塑粉質(zhì)黏土。地層以流～軟塑黏性土為主，局部為軟～可塑黏性土和中密粉砂。盾構(gòu)隧道穿越地層有淤泥、淤泥質(zhì)黏土、流塑粉質(zhì)黏土夾砂、軟～可塑粉質(zhì)黏土及粉～粗砂層。隧道主要自中密～密實(shí)砂土層中穿過，詳見表1。

根據(jù)對(duì)場(chǎng)區(qū)各巖土層室內(nèi)物理力學(xué)試驗(yàn)和原位測(cè)試結(jié)果的分析統(tǒng)計(jì)，結(jié)合野外鑒定、前期勘探成果和地區(qū)經(jīng)驗(yàn)［3］，按文獻(xiàn)［4-5］推薦的力學(xué)參數(shù)換算方法，計(jì)算工況的設(shè)置。

1）根據(jù)隧道開挖及穿越地層的主要土層力學(xué)參數(shù)進(jìn)行計(jì)算。主要有淤泥，淤泥質(zhì)黏土，粉質(zhì)黏土夾砂和粉質(zhì)黏土等類型。

2）根據(jù)初步計(jì)算結(jié)果，在一定范圍選擇耙頭吸口安裝高度。

表1　《橋址區(qū)軟土主要物理力學(xué)性質(zhì)表》（部分摘錄）

4　計(jì)算結(jié)果

4.1吸泥管水流運(yùn)動(dòng)特性

初始條件按水深度設(shè)置靜水壓強(qiáng)分布，避免由于壓強(qiáng)分布與實(shí)際情況差別太大引起強(qiáng)烈沖擊波，造成計(jì)算失穩(wěn)。圖5為某工況水體初始?jí)簭?qiáng)分布。圖6為某時(shí)刻耙頭吸口內(nèi)流體速度分布和土層內(nèi)的應(yīng)力分布圖。圖7為某工況耙頭吸口進(jìn)口處流體速度分布。圖8為某時(shí)刻水體縱斷面（包括吸水頭和吸水管）內(nèi)流體速度z分量的分布。

圖5　水體初始?jí)簭?qiáng)分布　

圖6　某時(shí)刻耙頭吸口內(nèi)流體速度分布和土層內(nèi)的應(yīng)力分布

圖7　耙頭吸口進(jìn)口處流體速度分布進(jìn)口面積的1/4。左下為進(jìn)口面的中心

圖8　某時(shí)刻水體縱斷面（包括吸水頭和吸水管）內(nèi)流體速度z分量的分布

4.2土層應(yīng)力分布特征

以曲線形式給出計(jì)算穩(wěn)定以后得到的應(yīng)力的時(shí)間平均值的分析結(jié)果。其中，主應(yīng)力、von Mises應(yīng)力、破壞面上的應(yīng)力和剪切強(qiáng)度指標(biāo)等都需要經(jīng)過再計(jì)算得到。

土層應(yīng)力分析給出相關(guān)的最大、最小主應(yīng)力，最大剪應(yīng)力τm，von Mises應(yīng)力τv和破壞面上的剪應(yīng)力τf。以海床底面為水平方向的X、Y坐標(biāo)，垂直向上為Z坐標(biāo)方向。土層中的應(yīng)力在這三個(gè)坐標(biāo)方向主要是法向應(yīng)力，三個(gè)坐標(biāo)平面內(nèi)的剪應(yīng)力較小。圖9為耙頭吸口進(jìn)口離海底床面0.8 m，正對(duì)耙頭吸口進(jìn)口的床面土層內(nèi)的法向應(yīng)力分量Txx（yoz平面內(nèi)，沿x方向的分量）的時(shí)間變化曲線。剛開始計(jì)算時(shí)波動(dòng)較大，然后趨于穩(wěn)定，在對(duì)應(yīng)深度靜水壓強(qiáng)的量級(jí)上小幅振蕩。計(jì)算取床面深度為45 m。計(jì)算到20 s以后取各應(yīng)力分量的平均值進(jìn)行計(jì)算。

圖9　耙頭吸口下方土層內(nèi)的法向應(yīng)力分量Txx的時(shí)間變化曲線耙頭吸口進(jìn)口離海底床面0.8 m，流量為5 m3/s

以發(fā)生最大應(yīng)力單元的數(shù)據(jù)計(jì)算抗剪強(qiáng)度指標(biāo)并進(jìn)行比較。根據(jù)土體抗剪強(qiáng)度的庫侖定律計(jì)算抗剪強(qiáng)度指標(biāo)，計(jì)算結(jié)果列于圖10。圖中比較各工況耙頭吸口下方土層內(nèi)最大破壞面剪應(yīng)力和抗剪強(qiáng)度指標(biāo)。破壞面剪應(yīng)力隨耙頭吸口與海床面距離變化，圖中標(biāo)出的流量單位為m3/s。圖中空心符號(hào)為破壞面剪應(yīng)力，實(shí)心符號(hào)為計(jì)算的抗剪強(qiáng)度指標(biāo)。

圖10　各工況耙頭吸口下方土層內(nèi)最大破壞面剪應(yīng)力和抗剪強(qiáng)度指標(biāo)

5　計(jì)算結(jié)果分析

按照《港珠澳大橋地質(zhì)勘查報(bào)告》中提供的淤泥質(zhì)黏土（3-2）和粉質(zhì)黏土夾砂（3-2-2）兩種土質(zhì)的數(shù)據(jù)范圍設(shè)置參數(shù)進(jìn)行計(jì)算（表1）?？紤]到還需要孔隙內(nèi)靜水壓強(qiáng)等參數(shù)，其中一組工況的土數(shù)據(jù)為：密度1 907 kg/m3，黏聚力22.5 kPa，計(jì)算內(nèi)摩擦角25°，孔隙內(nèi)靜水壓強(qiáng)135.6 kPa，壓縮模量831 kPa，泊松比0.486。

本研究分析計(jì)算了吸泥管流量（2～5）m3/s，耙頭吸口進(jìn)口面離海底床面（0.4～0.9）m的幾種工況，床面深度45 m。按數(shù)值模擬得到的土層應(yīng)力數(shù)據(jù)計(jì)算土層破壞剪切強(qiáng)度指標(biāo)，判斷相應(yīng)工況的土應(yīng)力是否達(dá)到破壞限度。

圖10表明，耙頭吸口距離土層的不同高度對(duì)于土層是否破壞有顯著影響。當(dāng)耙頭吸口離土層高度在0.5 m以下，各流量下（2.0～5.0 m3/s）土層破壞面上的剪應(yīng)力均超過剪切強(qiáng)度指標(biāo)；當(dāng)耙頭吸口離土層高度在0.8 m以上，各流量下（2.0～5.0 m3/s）土層破壞面上的剪應(yīng)力均小于剪切強(qiáng)度指標(biāo)；當(dāng)耙頭吸口離土層高度在0.6～0.7 m之間，土層破壞面上的剪應(yīng)力過渡為超過剪切強(qiáng)度指標(biāo)。

從上述仿真分析可得出初步結(jié)果：當(dāng)耙頭吸口離土層高度在（0.6～0.7）m之間進(jìn)行吸淤施工作業(yè)是合適的，這時(shí)進(jìn)行吸淤施工作業(yè)，不會(huì)破壞原狀土，滿足施工需要。

不同土質(zhì)的抗剪強(qiáng)度不同。本研究是根據(jù)兩種土質(zhì)的數(shù)據(jù)范圍設(shè)置參數(shù)［3］進(jìn)行計(jì)算，并得出上述分析結(jié)果。在實(shí)際施工中，還需根據(jù)實(shí)際土質(zhì)，適當(dāng)調(diào)整耙頭吸口距離土層的高度，以保證吸淤施工質(zhì)量。

6　結(jié)語

本研究是以“廣州號(hào)”為母型船（泥漿泵、吸泥管和耙頭）進(jìn)行仿真計(jì)算分析，本成果也可推廣應(yīng)用于相似的耙吸船的吸淤施工作業(yè)中。對(duì)于不同的耙吸船（泥漿泵、吸泥管和耙頭），我們也可重新建立數(shù)值仿真模型，進(jìn)行仿真計(jì)算，推斷其吸淤施工狀態(tài)，提出施工建議。

［1］趙樹德.土力學(xué).高等教育出版社，北京：2001.

［2］MSC Software Corporation.MSC.Dytran Reference Manual［M］.Version 2005，Printed in U.S.A.

［3］港珠澳大橋地質(zhì)勘查報(bào)告.

［4］JTG D70-2004.公路隧道設(shè)計(jì)規(guī)范.

［5］GB 50307-1999.地下鐵路、輕軌交通巖土工程勘察規(guī)范.

CFD Simulation Analysis for the Suction Pipe Working Process of the Trailing Suction Hopper Dredger

Ding Yan-kun1Song Jun-ping1Liu Jian2

（1.CCCC Mechanical&Electrical Engineering Co.，Ltd.Beijing 100088，China；2.CCCC Guangzhou Dredging Co.，Ltd.Guangzhou 510221，China）

The height of the suction pipe and the setting of suction power of a trailing suction hopper dredger played a significant role to ensure the excavation precision and to protect the seabed structure from damage.A fluidstructure dynamic coupling numerical simulation was performed for the“Guangzhou”trailing suction hopper dredger.The relationship among the dredger dredging harrow head height，the setting of suction power and the stress status in the soil layer of the seabed structure were studied，which served as guidance for dredger operation.

sediment absorption；liquid-solid coupling；simulation calculation

U674.31

A

1001-4624（2015）01-0010-08

2015-04-14；

2015-05-30

丁艷坤（1966—），男，工程師，從事船舶建造和管理工作。宋軍平（1969—），男，助理工程師，從事船舶建造和管理工作。劉建（1966—），男，高級(jí)工程師，長(zhǎng)期從事港口疏浚和運(yùn)營(yíng)管理工作。