海上風電復合筒型基礎抗波浪液化研究

鄧斌，張金鳳，王利華

1 研究背景

近些年來，風能發電得到了越來越多的發展。但是海上風電基礎周圍的海床在波浪循環荷載作用下，可能會發生液化現象，危及上部結構物的安全。因此，波浪作用下的海床抗液化措施的研究不可忽視。

許多學者對海床抗液化措施進行了物理模型和數值模擬研究。Madabhushi[1]通過動態離心機建模，分別研究土壤致密化、排水管和土壤灌漿的方法來增強土體液化抗性。Sumer[2-3]等通過實驗發現，用覆蓋塊石來增加波浪作用下的海床抗液化強度主要取決于塊石的厚度和覆蓋塊石的孔隙率，并且用水槽實驗研究了液化回填土中巖石護坡的穩定性。Susana和Rafeal[4]通過有限元模型研究表明密實法能有效地加強土體抗液化能力，減緩地基沉降。

復合筒型風電基礎周圍土體的動力響應也逐漸有學者開始研究。肖金龍等[5]研究了海上風電復合筒型結構周圍土體動力響應，但結構物與土體接觸上采用的是完全粘結接觸，對真實情況的模擬不足。于聰等[6]利用OpenFOAM和有限元軟件ABAQUS耦合，建立風電基礎周圍海床動力響應模型，但模型只將波壓傳遞給土體，沒有實現對波浪與土體相互作用的模擬。

本文將采用基于開源軟件OpenFOAM建立的CFD-CSD耦合模型[7]，求解波浪作用下海床動力響應及波浪-結構物-海床相互作用（Wave-Structure-Seabed Interaction，簡稱WSSI）的問題，來研究上覆塊石對海床土體的抗液化效果。

2 模型設置

本文采用陳寶清等[7]基于OpenFOAM中的兩相流模型和Biot固結方程建立的CFD-CSD耦合模型，且在兩相流模型中添加源項進行造波。其中CFD模型控制方程采用RANS方程，并采用VOF法捕捉水體自由表面，CSD控制方程為Biot固結方程，模型已得到了很好的驗證。本文將采用CSD-CFD耦合模型建立海上風電復合筒型基礎周圍的海床動力響應模型，分析基礎周圍海床在波浪力作用下的動力響應，來研究上覆塊石對海上風電基礎周圍海床的抗液化效果。

2.1 數值模型參數設置

波浪數值模型采用的波浪及水深條件為江蘇省鹽城市響水地區風電機組項目實際情況的水文條件；波高采用50 a一遇有效波高3.26 m，平均周期8.58 s，波長87.24 m，極端高水位2.28 m。

根據以上波浪及水深條件，波浪數值水槽的具體設置如下：造波中心位于水槽左側2.5倍波長即2.5L=218.1 m處，造波區為1倍波長即87.24 m；水槽左側2倍波長區域為消波區，以消除邊壁反射波對水槽內波浪穩定性的影響，提高模擬精度；同理，水槽右側2倍消波區；風電基礎應位于距造波區一定距離波浪穩定處，設于距水槽左側500 m處。

水槽寬度應為風電基礎寬度加上一定富裕寬度，以減弱邊壁波浪反射對于水槽內波浪的影響，取為60 m。風電基礎應相對于水槽寬度對稱布置，即風電基礎中心坐標為（500，15，30）。具體見圖 1。

圖1 數值模型示意圖Fig.1 Schematic diagram of the numerical model

海床土體長度方向取為200 m，對稱于風電基礎處布置。高度方向為風電基礎下部薄壁筒體的高度加上一定的富裕高度，取為15 m，寬度方向取水槽寬度60 m。取第1層粉土參數代表全部土體參數，且將土體設為各向同性，以垂向滲透系數代表土體滲透系數。

為研究塊石層堆積厚度和堆積密度對抗液化效果的影響，土體和塊石的參數設置參考Sumer[2]的物理實驗設置，本文設置了3組不同的算例，具體設置見表1。

表1 海床土體和上覆塊石的參數Table 1 Parameters of soil and stone of seabed

2.2 網格劃分

先采用ICEM CFD網格“自上而下”（Up Bottom）的畫法，以及2D-Block沿法向均勻拉伸變為3D-Block法分別建立水槽和土體網格。再使用snappyHexMesh將風電基礎導入水槽和海床模型，并在海床土體模型基礎上設置塊石層區域，如圖2所示。圍繞風電基礎外緣鋪設5 m寬塊石層，圖中環形填充區域為塊石覆蓋區域，塊石層為孔隙結構參與計算。

圖2 模型網格示意圖Fig.2 Schematic diagram of the model grid

3 海床動力響應分析

本文選取Ye[8]判別標準判斷海床的液化情況。Ye給出了考慮土體黏聚力及庫倫摩擦的液化判別標準：

式中：滓z憶、滓x憶、滓y憶為總有效應力分量，包括初始有效應力和由波浪引起的動有效應力，即滓z憶=滓z0憶+滓zd憶；c表示土體黏聚力；漬為土顆粒內摩擦角；u（x）為單位階梯函數，即當 x逸0 時，u（x）=1，當 x<0 時，u（x）=0。式（1）中加入 u（x）函數的物理意義為：當土顆粒在水平方向不受壓時，庫倫摩擦及黏聚力對抗液化的貢獻為0。由于波浪導致的海床液化多發生于波谷下方，故本文選取B、C、D三個測點（位置見圖2）在波谷作用下的動力響應情況進行分析，并將其和未鋪設塊石層情況進行對比。本節給出B測點的結果如圖3和圖4所示，圖3給出了B測點在不同算例下的超靜孔隙水壓力分布情況，圖4給出了B測點在不同算例下豎向動有效應力分布情況。

圖3 測點B超靜孔隙水壓力垂向分布Fig.3 Vertical distribution of excess pore-water pressure at point B

圖4 測點B豎向動有效應力垂向分布Fig.4 Vertical distributions of dynamic effective stress in Y-direction at point B

各測點超靜孔隙水壓力垂向上的分布都是在土體表層附近快速衰減，然后達到-0.8 m深度后趨于穩定，其中測點B處超靜孔隙水壓力衰減幅度最大（如圖3所示），即風電基礎迎浪側。但各測點在鋪設塊石前后差異不大，鋪設塊石后孔隙水壓力的衰減速度略有增加，算例2略小于算例3，而海床表面超靜孔隙水壓力在鋪設塊石前后基本無變化。可見，鋪設塊石層抗液化的原理只在于提高超靜孔隙水壓力的衰減速率。

各測點豎向動有效應力的整體趨勢都是在土體表層附近快速增加，然后在-0.8 m深度后趨于定值，其中測點B處豎向動有效應力增加值最大（如圖4所示）。各測點在鋪設塊石前后豎向動有效應力有明顯減小，相比于不覆蓋塊石的算例1，算例2中豎向動有效應力最大值減小約900 Pa，算例3中減小約3 000 Pa。豎向動有效應力在鋪設塊石前后有明顯變化，可推知鋪設塊石抗液化原理在于改善波浪作用下海床土體有效應力分布情況。一方面是通過增加了初始有效應力從而增加了土體強度，另一方面是減小了由波浪荷載產生的動有效應力。

4 最大液化深度分析

參照韓濤等[9]分析海床最大液化深度的方法，最大液化深度計算公式為 zlc= 渣-p0/酌憶s渣，其中p0為作用在波浪表面的動水壓力，酌憶s為土的浮重度。

圖5~圖8給出了算例3在不同時刻下海床的最大液化深度分布。其中，t0為波峰到達測點A（見圖2）的時刻，圖中虛線圈為風電基礎外邊緣，實線圈為塊石層外邊緣。

圖5 在t=t0時刻作用下海床液化分布（算例3）Fig.5 Liquefactiondistribution of the seabedat t=t0(test 3)

圖6 在t=t0+T/4時刻作用下海床最大液化深度分布（算例3）Fig.6 Maximum liquefaction distribution of the seabed at t=t0+T/4(test 3)

圖7 在t=t0+T/2時刻作用下海床最大液化深度分布（算例3）Fig.7 Maximum liquefaction distribution of the seabed at t=t0+T/2(test 3)

圖8 在t=t0+3T/4時刻作用下海床最大液化深度分布（算例3）Fig.8 Maximum liquefaction distribution of the seabed at t=t0+3T/4(test 3)

海床僅在波谷作用區域液化，在單個波谷作用范圍下發生液化的土體寬度約為30 m。對比抗液化措施前后，算例1塊石覆蓋區域的迎浪側最大液化深度0.9 m，背浪側最大液化深度0.9 m；算例2中塊石覆蓋區域的迎浪側最大液化深度0.8 m，背浪側最大液化深度0.7 m。在算例2中塊石覆蓋區域依舊存在液化現象，但液化深度小于算例1中未鋪設塊石時，而算例3中塊石覆蓋區域不發生液化，抗液化效果最為顯著。分析可知，塊石層堆積越厚，抗液化效果越顯著。

5 結語

本文通過采用基于開源軟件OpenFOAM建立的CFD-CSD耦合模型，來研究波浪作用下的海上風電復合筒型基礎周圍海床的抗液化效果。通過數值模擬海床表面上覆塊石對抗液化的效果，得出上覆塊石的厚度是抗液化的重要參數。當塊石厚度越大，抗液化的效果越好。鋪設塊石防液化的原理在于減小海床動有效應力，而與海床超靜孔隙水壓力無關。而其它的上覆塊石抗液化影響因素還需要進一步的研究探索。

[1]MADABHUSHI S P G.Ground improvement methods for liquefac原tion remediation[J].Proceedings of the Institution of Civil Engi原neers-Ground Improvement,2007,11(4):195-206.

[2] SUMER B M,DIXEN F H,FREDS椎E J.Cover stones on liquefi原able soil bed under waves[J].Coastal Engineering,2010,57(9):864-873.

[3] SUMER B M,DIXEN F H,FREDS椎E J.Stability of submerged rock berms exposed to motion of liquefied soil in waves[J].Ocean Engineering,2011,38(7):849-859.

[4] L佼PEZ-QUEROL S,BL佗ZQUEZ R.Identification of failure mech原anisms of road embankments due to liquefaction:optimal corrective measures at seismic sites[J].Canadian Geotechnical Journal,2006,43(9):889-902.

[5] 肖金龍，張金鳳，張慶河，等.波浪作用下海上風力發電裝置基礎海床的液化研究[J].港工技術，2013（4）：46-49.XIAO Jin-long,ZHANG Jin-feng,ZHANG Qing-he,et al.Study on liquefaction of seabed around offshore wind power facilities foundation under wave[J].Port Engineering Technology,2013(4):46-49.

[6] 于聰，張金鳳，張慶河援復合筒型基礎周圍土體在波浪作用下的動力響應[J].中國港灣建設，2015，35（1）：1-5援YU Cong,ZHANG Jin-feng,ZHANG Qing-he.Wave-induced seabed dynamic response around composite bucket foundation[J].China Harbour Engineering,2015,35(1):1-5.

[7] 陳寶清，張金鳳，史小康.基于OpenFOAM的波浪作用下海床動力響應[J].中國港灣建設，2017，37（3）：1-5.CHEN Bao-qing,ZHANG Jin-feng,SHI Xiao-kang.Numerical simulation for the dynamic response of seabed under waves based on the OpenFOAM[J].China Harbour Engineering,2017,37(3):1-5.

[8] YE J.3D liquefaction criteria for seabed considering the cohesion and friction of soil[J].Applied Ocean Research,2012,37(4):111-119.

[9] 韓濤，張慶河，張金鳳，等.波浪作用下砂質海床最大液化深度[J].中國港灣建設，2006，26（2）：27-28.HAN Tao,ZHANG Qing-he,ZHANG Jin-feng,et al.Maximum liquefaction depth of sandy seabed under waves[J].China Harbour Engineering,2006,26(2):27-28.