海上風(fēng)電樁基局部沖刷試驗研究

祁一鳴，陸培東，曾成杰，陳可鋒

(1.南京水利科學(xué)研究院，江蘇 南京 210029;2.河海大學(xué) 港口海岸及近海工程學(xué)院，江蘇 南京 210098)

風(fēng)能是可再生清潔能源，海上風(fēng)電對風(fēng)能利用率高且對人類生產(chǎn)、生活的影響小，適合沿海城市建設(shè)和發(fā)展。然而，海上風(fēng)電場處于風(fēng)、波浪、潮流等動力共同作用的海洋環(huán)境，風(fēng)機基礎(chǔ)周圍發(fā)生局部沖刷，沖刷坑的形成降低了海上風(fēng)機的穩(wěn)定性，嚴(yán)重的可致失穩(wěn)、倒塌，造成重大損失。風(fēng)機基礎(chǔ)除了承受自身的荷載，還受到風(fēng)機葉片轉(zhuǎn)動產(chǎn)生的側(cè)向壓力［1］，穩(wěn)定性要求較高，因此，研究海上風(fēng)電樁基局部沖刷具有重要的工程應(yīng)用價值。

隨著近海及河口地區(qū)的碼頭棧橋和跨江、跨海大橋的建設(shè)，對于潮流作用下的樁基沖刷愈加重視，潮流作用下的沖刷相對恒定流具有一定的差異性。盧中一等［2］在研究蘇通長江公路大橋橋墩沖刷時從沖刷形態(tài)和沖刷深度出發(fā)，研究了單向流與往復(fù)流作用下局部沖刷的差異;高正榮等［3］在總結(jié)長江河口復(fù)雜水動力環(huán)境下的橋墩局部沖刷后提出了防沖刷工程的關(guān)鍵技術(shù);韓海騫［4］則是在杭州灣以及錢塘江河口地區(qū)橋梁橋墩的沖刷基礎(chǔ)上，通過現(xiàn)場資料分析、模型試驗以及量綱分析等多種方法，建立了適用于錢塘江河口地區(qū)的潮流作用下的墩柱局部沖刷計算式。曾成杰等［5］通過對比洋口港LNG碼頭棧橋建設(shè)前后實測地形資料，分析沿程樁基局部沖刷的規(guī)律并總結(jié)強潮流粉砂質(zhì)海岸因工程建設(shè)所引起局部沖刷的一般規(guī)律;類似的還有孫永福等［6］比較分析了埕島油田平臺樁基周圍多年監(jiān)測地形資料，預(yù)測了最大沖刷深度。

波浪作用下的圓柱周圍局部沖刷，根據(jù)圓柱直徑與波長相對大小D/L分為大尺徑和小尺徑兩種，國外學(xué)者B.M.Sumer等［7］研究發(fā)現(xiàn)波浪作用下的樁基沖刷與KC數(shù)有關(guān)，隨著KC數(shù)的不同，周圍水流中的漩渦隨之變化，產(chǎn)生不同的沖淤形態(tài)。國內(nèi)學(xué)者陳國平等［8］，考慮了樁基沖刷的主要影響因素并通過系列物理模型試驗，提出波浪作用下大尺徑圓柱周圍最大沖刷深度計算公式;黃建維［9］和周益人［10］分別對波浪作用下的墩式建筑物周圍局部沖刷和不規(guī)則波作用下的墩柱局部沖刷作了相關(guān)研究，提出了相應(yīng)的沖刷深度預(yù)報公式。在波浪與水流共同作用下，大連理工大學(xué)陳海鷗［11］通過大量試驗?zāi)M樁基沖刷，并對試驗結(jié)果進(jìn)行量綱分析和回歸計算得出沖刷深度的計算公式;曲立清等［12］采用系列模型延伸法研究了波流共同作用下大型橋墩局部沖刷，提出不應(yīng)將波、流動力作用效果進(jìn)行簡單相加的觀點。

風(fēng)電樁基在波浪、潮流共同作用下產(chǎn)生局部沖刷，與橋墩局部沖刷在墩形、直徑以及所處水流環(huán)境方面差異較大，與碼頭棧橋的“群樁效應(yīng)”相比也有很大區(qū)別，在樁基礎(chǔ)的直徑大小、所處海洋動力環(huán)境方面具有一定的特點。在單純水流或者單純波浪作用下的樁基局部沖刷研究成果較多，也有少部分波流共同作用下大直徑圓柱沖刷研究，如人工島周圍局部沖刷等，鮮有波流共同作用下對海上風(fēng)電樁基等小直徑圓柱局部沖刷進(jìn)行模擬試驗研究。本文通過建立正態(tài)比尺的物理模型，對波浪和潮流共同作用下的海上風(fēng)電單樁基礎(chǔ)局部沖刷進(jìn)行試驗研究，將試驗結(jié)果和經(jīng)驗式計算值對比分析，并提出相應(yīng)的沖刷防護(hù)建議。

1 海域概況

風(fēng)電場所在海域位于輻射沙洲南部(圖1)，其南側(cè)受東海前進(jìn)潮波控制，北側(cè)受兩大潮波輻合的影響，潮汐流場相對復(fù)雜，風(fēng)電場區(qū)無沙洲和水下沙脊直接掩護(hù)，受外海波浪的影響比較直接。

研究海域潮汐屬正規(guī)半日潮，平均高潮位6.07m，平均低潮位1.46m，平均潮面3.93m，平均漲潮歷時6 h 27min，平均落潮歷時5 h 57min。該地區(qū)－20m以深海域潮流運動具一定的旋轉(zhuǎn)特征，淺水區(qū)潮流往復(fù)流特征明顯;－10m左右水深海域潮流流速的強弱分布差異較小，往復(fù)流特征明顯，平均流速0.6～0.7m/s，最大流速約1.0m/s;風(fēng)電場內(nèi)漲、落潮平均流速變化不大，漲潮平均流速0.54～0.78 m/s，落潮平均流速0.42～0.76m/s。該海域年平均代表波高小于1 m，強浪向為NE，有效波高為4.2m;波浪數(shù)學(xué)模型計算結(jié)果表明，NE向50年一遇大浪自外海向近岸傳播過程中，3m波高的等波高線與－10m等深線接近;在風(fēng)電場海域東側(cè)觀測站顯示，2010年波浪年平均周期Tm為3.52 s，最大為7.72 s。

圖1 海上風(fēng)電場位置Fig.1 Position diagram of offshore wind farm

2 物理模型試驗

為了研究洋口海域海上風(fēng)電場在波浪、水流及波流共同作用下風(fēng)電基礎(chǔ)局部沖刷情況，需同時模擬潮汐水流和波浪兩種動力及泥沙運動，在模型相似方面滿足潮汐水流運動相似、波浪運動相似和泥沙運動相似。

2.1 模型設(shè)計

淺水二維非恒定流流帶切向和法向的運動方程:

二維懸沙擴散方程式:

式中:l，n分別為沿流帶切向和法向水平坐標(biāo);v，vn分別為l，n的流帶平均速度;ζ，h分別為水位和水深;R為流帶的曲率半徑;C為謝才系數(shù);t，g分別為時間和重力加速度;S為體積比含沙量;V為水流平均流速;ω為泥沙沉速;ε為泥沙紊動擴散系數(shù);x，z為水平坐標(biāo)和垂直坐標(biāo)。

模型試驗水深為16.7cm模擬現(xiàn)場－10m水深區(qū)域，波周期采用2010年全年平均波周期3.5 s，按照比尺確定直徑D=11cm的圓柱為單樁基礎(chǔ)模型，開展了常浪1.2m、強浪3m和極端浪高4.8 m的波浪作用，漲、落潮最小和最大平均流速0.54和0.78 m/s的水流作用以及呈60°夾角的波浪和水流共同作用的風(fēng)電樁基局部沖刷試驗研究。

模型布置在長50m，寬30m的試驗廳內(nèi)。模型生潮系統(tǒng)由兩套雙向泵系統(tǒng)控制，一套控制模型與周邊調(diào)節(jié)水庫之間的進(jìn)出水量，以實現(xiàn)模型與現(xiàn)場相似的潮位變化過程;另一套控制模型東、西邊界的進(jìn)出流量，以實現(xiàn)模型與現(xiàn)場相似的漲、落潮流過程。模型中的波浪運動采用推板式造波機，依據(jù)該海域潮流主流向和強浪向的相互關(guān)系，造波機與水流方向呈60°夾角，布置在強浪向，推板長12m(圖2)。

2.2 沖刷驗證

由于風(fēng)電場所處海域無工程實踐活動，無現(xiàn)場實測資料，而該海域北側(cè)西太陽沙洋口港LNG碼頭棧橋(圖3)沿程發(fā)生局部沖刷，－10m處漲落潮平均流速分別為0.69和0.92m/s，所處的灘槽格局和水沙環(huán)境基本類似，故采用洋口港LNG碼頭棧橋建設(shè)后樁基局部沖刷的現(xiàn)場資料對本次物理模型試驗沖淤加以驗證。從2009年4月(工程建設(shè)期間)—2010年7月(工程建設(shè)后)對棧橋沿程進(jìn)行4次水下地形監(jiān)測［5］，較好地反映了現(xiàn)場棧橋樁基的局部沖淤變化，－10m水深附近的B1，B2，G1，G2共4個棧橋樁基實測最大沖刷深度分別為6.3，5.9，4.2和3.8 m，并對這4個樁基按1∶60的幾何比尺進(jìn)行了正態(tài)模型試驗，試驗最大沖刷深度分別為6.6，5.7，4.3和4.0m，沖淤形態(tài)與實測地形也較為一致(圖4)。

圖2 試驗平面布置Fig.2 Schematic diagram of experimental layout

圖3 LNG接收站碼頭及棧橋平面布置Fig.3 Layout of LNG station trestle

圖4 LNG碼頭棧橋?qū)崪y沖深和模型結(jié)果Fig.4 Measured and model results of trestle piers of LNG station

3 樁基局部沖刷試驗結(jié)果及分析

試驗?zāi)M了海上風(fēng)電單樁基礎(chǔ)在波浪、水流以及波流共同作用下的局部沖刷，圍繞樁基周圍局部沖刷最大深度和沖刷形態(tài)兩方面開展研究，并對試驗結(jié)果進(jìn)行分析和討論。

3.1 波浪作用

波浪作用下，風(fēng)電樁基局部最大沖刷深度隨波數(shù)的增加而增大，研究［14］表明:在波浪作用初期，局部沖刷快速發(fā)展，隨后逐漸趨緩，直至波數(shù)達(dá)6000～7000左右時達(dá)到?jīng)_淤平衡，沖刷深度不再加深(圖5)。樁基迎浪側(cè)出現(xiàn)半圓形沖刷坑，最大沖刷深度從1.2m波高作用下的0.30m增至4.8 m波高作用下的0.96m，沖刷范圍隨波高增加從2.4 m增至6.0m，圓柱后方發(fā)生泥沙淤積，淤積厚度約為最大沖刷深度的30%左右。樁基迎浪側(cè)反射波與前進(jìn)波疊加后形成波能更大的駐波，造成樁基前側(cè)半圓形區(qū)域沖刷，兩側(cè)為波浪散射沖淤過渡區(qū)，背側(cè)則為波浪掩護(hù)輕微淤積區(qū)。波浪作用產(chǎn)生的振蕩水流隨著波高增大，其在底部合成的水質(zhì)點速度增加，泥沙運動愈加激烈，沖刷深度和沖刷范圍有所增加。

3.2 水流作用

風(fēng)電場所處海域位置受到潮汐水流的作用，樁基周圍發(fā)生沖刷，沖刷坑形態(tài)呈橢圓形，樁基前后兩側(cè)沖刷范圍小，沖刷深度大，左右兩側(cè)沖刷范圍大，沖刷深度小。最大沖刷深度隨潮流流速的增大從1.56m增至1.74 m，與沖刷坑范圍從9.6m擴至11.4 m的變化趨勢一致。為全面認(rèn)識水流作用下樁基的局部沖刷，又對恒定流作用下的樁基沖刷進(jìn)行了試驗研究，結(jié)果表明:單向水流作用下樁前半圓形區(qū)域和樁基斜后方兩側(cè)區(qū)域沖刷嚴(yán)重，正后方區(qū)域少量淤積，沖刷區(qū)域呈馬蹄型，最大沖深位置在樁基前側(cè)和左、右兩側(cè)。最大沖刷深度和沖刷坑范圍隨著來流流速增加分別從1.92m增加至2.22m以及從15.6m擴大至17.4 m，該海域潮流作用導(dǎo)致的風(fēng)電樁基礎(chǔ)局部最大沖深約為恒定水流作用下的0.8倍，沖刷范圍約0.6倍。單向水流作用下樁基前側(cè)和兩側(cè)形成馬蹄形旋渦，導(dǎo)致該區(qū)域沖刷深度較大，沖刷坑形態(tài)呈馬蹄形(圖6);潮流作用下樁基前后側(cè)反復(fù)遭受嚴(yán)重沖刷，但由于往復(fù)水流雙向輸沙影響，最大沖刷深度比恒定流作用時小。

圖6 往復(fù)流、恒定流作用下的局部沖刷(單位:m)Fig.6 Local scour under the action of reciprocating flow and one-way flow(unit:m)

3.3 波流共同作用

波浪與潮流共同作用時，樁基周圍環(huán)形區(qū)域均發(fā)生沖刷并形成沖刷坑，沖刷范圍為11.8～13.5m，最大沖刷深度為2.94和3.42m，最大沖深位于樁基迎流側(cè)和左、右兩側(cè)。波浪與恒定流共同作用時，樁基周圍沖刷坑呈馬蹄形，沖刷坑范圍為21.1～24.6m，最大沖刷深度為3.30和3.84 m，最大沖深位置在樁基前側(cè)和左右兩側(cè)。在洋口海域3m波浪和0.54，0.78 m/s潮流共同作用下的海上風(fēng)電樁基最大沖刷深度是同樣大小的波浪與恒定流共同作用下的90%，沖刷坑范圍約為60%。在該海域自然狀況下，樁基受到波流共同作用，沖刷深度和范圍比單純水流和波浪作用的疊加效果更大，波浪作用使樁基周圍泥沙往復(fù)振蕩，運動的泥沙顆粒隨著水流發(fā)生位置變化，從而形成沖刷坑(圖7)。

圖7 波浪與往復(fù)流、恒定流共同作用下的局部沖刷(單位:m)Fig.7 Local scour under the joint action of wave，alternating flow and steady flow(unit:m)

波浪與潮流共同作用下風(fēng)機基礎(chǔ)最大沖刷深度為3.42m，沖刷范圍為13.5m，為了應(yīng)對強潮流環(huán)境下風(fēng)機基礎(chǔ)的局部沖刷，同時為避免大規(guī)模防護(hù)工程對灘槽地形改變帶來的負(fù)面影響，確保沖刷坑形成后風(fēng)機的安全穩(wěn)定，除了在樁基結(jié)構(gòu)設(shè)計中預(yù)留沖刷儲備深度，還可在沖刷坑基本達(dá)到穩(wěn)定后對沖刷坑15m范圍內(nèi)進(jìn)行拋石至原海床面高度進(jìn)行防護(hù)。

3.4 局部沖刷公式計算

根據(jù)試驗?zāi)M的海上風(fēng)電場樁基的特點，對常見的局部沖刷深度計算公式進(jìn)行對比分析:(1)韓海騫公式［4］式中:hmax為潮流作用下橋墩最大沖刷深度;k1，k2為樁基平面、垂直布置系數(shù)，根據(jù)風(fēng)電場樁基設(shè)計均取1;B為全潮最大水深下平均阻水寬度;h為全潮最大水深;d50為河床泥沙中值粒徑;Fr為水流弗汝德數(shù)，F(xiàn)r=u/，u為全潮最大流速，g為重力加速度。

(2)公路工程水文勘測設(shè)計規(guī)范65－1修正式［15］

其中:hs為局部沖刷深度;kξ為墩形系數(shù)，本研究中對圓柱墩取1.0;B1為橋墩計算寬度，對圓樁取直徑;hp為一般沖刷后的最大水深;d 為床面泥沙平均粒徑，本次計算中取中值粒徑;kη1為河床顆粒影響系數(shù);v為墩前行進(jìn)流速;v0為泥沙起動流速;v'0為墩前泥沙起動流速。

考慮到以上兩種公式均為單純水流作用下的橋墩沖刷經(jīng)驗公式，而本試驗中考慮到波浪作用，故依據(jù)《海港水文規(guī)范》采用以下公式計算波浪水質(zhì)點平均流速:

式中:V為波浪水質(zhì)點平均流速;H為波高;h為當(dāng)?shù)厮?C為波速。

各公式計算結(jié)果如表1所示，韓海騫公式適用于強潮流河口地區(qū)橋墩沖刷，與試驗?zāi)M海域水沙環(huán)境相似，其計算值按系數(shù)0.75進(jìn)行折減，與模型試驗值吻合較好，但其適用流速范圍為1.4～8.0m/s，風(fēng)電場海域最大流速不足1.4 m/s，故利用該公式計算的結(jié)果有待進(jìn)一步研究;65－1修正式計算值與試驗值相差較大，其公式是通過內(nèi)陸河道橋墩局部沖刷總結(jié)得到，且橋墩阻水寬度較大，不適用于近海風(fēng)電場小直徑樁基局部沖刷計算。兩公式未折減的計算值均比模型試驗值偏大，但變化趨勢一致，可能是由于計算中僅給定表層泥沙粒徑，無法進(jìn)行分層計算，而試驗中表層泥沙沖刷殆盡后，下層泥沙較表層更難沖刷所致。

表1 局部沖刷公式計算值和模型最大沖刷深度結(jié)果對比Tab.1 Comparison of calculation results andmodel results of local scour

4 結(jié)語

(1)擬建風(fēng)電場區(qū)的如東洋口海域，潮流是控制樁基局部沖刷的主導(dǎo)因素，波浪單獨作用下沖刷坑形態(tài)為半圓型，3m波高作用的最大沖刷深度約為潮流作用時的40%。

(2)潮流作用下的沖刷深度和范圍均隨流速增加而增大，漲、落潮強度相當(dāng)，雙向水流沖刷效果明顯，沖刷坑形態(tài)呈橢圓形，最大沖刷深度和沖刷范圍分別約為恒定流作用下的80%和60%。

(3)波浪與潮流共同作用下的風(fēng)電樁基局部沖刷形態(tài)與潮流作用時基本相似，由于波浪作用引起的樁前振蕩水流使底質(zhì)泥沙發(fā)生往復(fù)振蕩，在水流作用下易發(fā)生輸移，局部沖刷明顯增強，波流共同作用下的最大沖刷深度是單純水流作用時的2.0和1.7倍。

(4)韓海騫公式計算值，特別是按系數(shù)0.75折減后，與模型試驗值較好吻合，但公式適用性有待進(jìn)一步研究;而65－1修正式計算值與模型試驗值相差較大，不適用于該海域風(fēng)電樁基局部沖刷計算。

(5)波流作用下的風(fēng)電樁基局部沖刷最大深度為3.42m，沖刷范圍為13.5m，為確保沖刷坑形成后風(fēng)機的安全穩(wěn)定，除了在樁基結(jié)構(gòu)設(shè)計中預(yù)留沖刷儲備深度，還可在沖刷坑基本達(dá)到穩(wěn)定后對沖刷坑15m范圍內(nèi)進(jìn)行拋石至原海床面高度進(jìn)行防護(hù)。

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