陽江沙扒海上風電三桶吸力樁基礎局部沖刷試驗研究

任 灝,劉 博,劉曉建,郭輝群,陳 晨

(1.中國能源建設集團廣東省電力設計研究院有限公司，廣東 廣州 510663;2.珠江水利委員會珠江水利科學研究院，廣東 廣州 510610;3.中山大學土木工程學院，廣東 珠海 519082)

海上風電具有資源豐富、發(fā)電利用小時數(shù)高的特點，是新能源開發(fā)的前沿領域，也是廣東省可再生能源中最具規(guī)模化發(fā)展?jié)摿Φ念I域。三桶吸力樁基礎是海上風電領域近年發(fā)展起來適用于淺覆蓋層海床地質(zhì)的一種基礎形式，具有環(huán)境友好、安裝施工快速、可重復利用等優(yōu)點，應用前景廣闊。

風電場建設和后續(xù)使用過程中的關鍵問題之一是風電樁基的穩(wěn)定性。受風電場樁基阻塞影響，將造成繞柱流動的水體流線發(fā)生顯著彎曲，劇烈的渦動變化將引起附近海床形成嚴重淘刷，減弱樁基礎承載力，危及風電樁基礎及上部風機安全。因此，海洋結構物局部沖刷問題一直是學者們研究的熱點，大多數(shù)研究主要針對于單樁和群樁結構，單樁研究根據(jù)入射動力的不同可分為純流情況(Guney等[1]，Zhao等[2])、純波浪情況(Sumer等[3-4]，Ahmad等[5])和波流聯(lián)合情況 (Klopman等[6]，Olabarrieta等[7])，群樁研究根據(jù)不用群樁形式進行波浪下沖刷實驗(Sumer等[8])和水流沖刷實驗(Amini 等[9]，Lanca等[10])。三桶吸力樁相對于單樁和群樁基礎，結構形式更加復雜，交錯的橫向桁架以及頂蓋覆土近區(qū)非規(guī)則肋板加劇了基礎周圍水體的紊動，床面泥沙運動多變，準確給出復雜海洋環(huán)境下局部沖刷深度成為當前海岸工程領域極具挑戰(zhàn)性的難題。

擬建工程位于廣東省西部陽江沙扒海域，緊鄰珠三角，所處海況較為惡劣，受波浪、海流、風暴潮等多種動力的影響，且各動力間的非線性作用并非簡單疊加(Matutano等[11])，導致工程結構局部海床沖刷深度難以用現(xiàn)有經(jīng)驗公式預測。此外，三桶吸力樁基礎因其結構復雜，海床沖刷受桶頂-桶頂過渡段肋板的影響較大。為了準確給出陽江沙扒海上風電三桶吸力樁基礎局部沖刷深度，有必要考慮沙扒海域風機所處的海洋環(huán)境和海床底質(zhì)沉積物特征，基于大比尺物理模型試驗，探討復雜海況下三桶吸力樁結構基礎局部沖刷問題及其對清淤措施的響應，研究成果可為類似工程建設提供參考。

1 海域狀況

三峽陽江沙扒海上風電項目位于廣東省陽江市陽西縣沙扒鎮(zhèn)海域，潮汐屬于不正規(guī)半日潮，根據(jù)本項目周年潮位站一周年的潮位資料統(tǒng)計，最高潮位為2.5 m，最低潮位為-1 m，最大潮差3.25 m，平均潮差1.51 m。根據(jù)周年水文觀測期間(2016年6月1日—2017年5月31日)數(shù)據(jù)得到本期項目場址位置波浪周年平均H1/3為0.94 m，周年平均H1/10為1.18 m，周年平均周期4.3 s，周年最大H1/3為5.31 m，周年最大H1/10為6.54 m，測得的最大波高為7.95 m，對應波周期為17.3 s。綜合考慮工程區(qū)域波浪特征，試驗典型波浪要素見表1，2年和50年一遇海流設計流速分別為0.63、0.99 m/s。

表1 沙扒海域波浪要素

2 物理模型試驗

模型中的波浪采用正態(tài)，根據(jù)模型和水槽造波能力，參考國家制定JTJ/T 234—2001《波浪模型試驗規(guī)程》斷面長度比尺小于或者等于60，不規(guī)則波有效波高不應小于2 cm，譜峰值周期不應小于0.8 s，最后綜合實際海域波浪條件，確定幾何比尺為1∶50，水流動力比尺(流速比尺λv、時間比尺λt)采用1.00∶7.07，波要素比尺(波長比尺λL、波高比尺λH)采用1∶50，(波速比尺λC、波周期比尺λT)采用1.00∶7.07。

模型沙的選擇以水流泥沙起動相似為主，根據(jù)風電場所處海域土層采樣資料分析，區(qū)域主要以淤泥質(zhì)土等軟土層為主，淤泥層塑性指數(shù)(Ip)為18.9。通過泥沙起動流速計算公式求得底質(zhì)起動流速情況，如武漢水院張瑞瑾公式[12]，即：

(1)

式中h——水深；d——泥沙中值粒徑；γs、γ——泥沙顆粒及水的容重。

竇國仁公式[13]，即：

(2)

式中h——水深；d——泥沙中值粒徑，取d=0.01～0.02 mm；Δ——糙率，d<0.5 mm時，取Δ=0.5 mm；εk——泥沙黏結力參數(shù)，原型沙取εk=2.56 cm3/s2；δ——薄膜水厚度，取0.21×10-4cm。

對于黏性土，臨界起動切應力與土的塑性指數(shù)有關，可采用Smerdon[14]公式計算：

(3)

原型表層底質(zhì)起動摩阻流速計算結果(u*=0.0438 m/s)可換算到平均流速，其關系為

(4)

William 等[15]將波浪條件和純流Shields泥沙起動標準曲線相結合，指出振蕩流作用下床面切應力可利用Jonsson[16]的波浪摩擦系數(shù)，計算，床面剪應力τcm的最大瞬時值，定義為

(5)

式中umc——近底波浪水質(zhì)點最大水平速度；fw——波浪摩擦系數(shù)，由Jonsson[16]的圖表確定。

對于本次選定的淤泥土層，由于粒徑較細(d50=0.01～0.03 mm)，而起動切應力又較大(u*=0.043 8 m/s)，處于光滑紊流區(qū)，fw可由式(6)計算：

fw=0.09RE-0.2

(6)

綜上，不同公式時的泥沙起動流速計算結果見表2，在1.04～1.60 m/s，其中最小為1.04 m/s(換算到模型中約為0.147 m/s)。經(jīng)過多次測試，本次研究模型沙采用處理過的精煤屑，容重γs=1.35 t/m3，d50為0.4 mm，模型沙鋪設簡便，長期浸水不會板結，水下擾動不會密實，能夠達到泥沙重復性試驗的要求。該模型沙在試驗水深時，起動流速為0.12～0.16 m/s，滿足原型沙起動準則，可用于后續(xù)沖刷試驗研究。

物理模型試驗在珠江水利科學研究院里水科學試驗基地的大波流水槽中進行，水槽寬5 m，長50 m，高1.2 m。造波機位于水槽右端，水槽左端設置有1∶8的消浪斜坡，斜坡上覆蓋多孔材料以減少波浪反射，水槽底內(nèi)部裝有潛水泵，試驗中通過控制潛水泵轉機頻率控制流量，水流穩(wěn)定后，使用流速儀測量水槽底部流速，直到產(chǎn)生的水流流速達到試驗要求，總共布置4個浪高儀G1位于造波端，G2位于平臺前端，G3位于沙坑前端，G4位于后方平臺中部，試驗布置和模型見圖1。三桶吸力樁模型，吸力桶直徑0.246 m，3個桶圓心間距0.6 m，上部桿件鉛錘距離0.93 m，直徑0.032 m，圓心距0.27 m，“x”交叉桿件直徑0.016 m，模型主要考慮3種埋深方式，分別為不清淤、清淤1 m和清淤2 m，見圖2。

表2 泥沙起動流速統(tǒng)計結果

a)試驗布置

b)模型

圖2 三桶吸力樁埋深布置

3 樁基局部沖刷試驗結果

3.1 沖刷穩(wěn)定分析

實際情況下，一次臺風過程約為3 h，根據(jù)時間比尺換算物理實驗過程時間約0.5 h，通過對吸力桶迎浪面測點進行量測，并每隔0.5 h沖刷后進行測點測量，直至前后2次測量地形較為接近時認為沖刷穩(wěn)定，試驗結果顯示沖刷2 h后達到穩(wěn)定。圖3為測點布置位置示意，圖4為原型1～15 h后測點沖刷深度測量結果。可以看出波流作用原型9 h后，沖刷深度基本達到穩(wěn)定，原型第12小時和15小時各點沖刷深度僅有少量變化，因此后續(xù)試驗認為波流作用原型15小時后沖刷坑達到穩(wěn)定狀態(tài)。

圖3 吸力桶測點布置示意

圖4 樁基前后不同時刻剖面沖刷深度

3.2 不同動力對最大沖刷影響

以不清淤、設計低水位50年一遇波浪和海流條件為例，分析波浪、水流以及波流作用下三桶吸力樁導管基礎局部沖刷深度。

3.2.1純流作用

圖5為純流作用下的床面沖淤穩(wěn)定形態(tài)，可以看出吸力桶基礎周圍沖刷深度較小，最大沖刷坑深度約為0.4 m。相較于樁身露出床面較多的單樁結構，吸力桶桶頂位于床面附近，桶身阻水較弱，純流作用下桶結構周圍無法形成兩側束水和渦流系，且桶頂細樁身產(chǎn)生的下降流被桶頂阻擋，導致結構近區(qū)床面切應力較小，因此床面沖刷形態(tài)不明顯。

圖5 純流作用下床面沖淤穩(wěn)定形態(tài)

3.2.2純波作用

圖6為純波作用下的床面沖淤穩(wěn)定形態(tài)，可以看出波浪掀沙下三桶吸力樁模型前端和后端廣泛分布寬度較窄的沙紋，而吸力桶結構內(nèi)部海床形態(tài)較不規(guī)則，相對結構外部有輕微淤積，實測吸力桶附近最大沖刷深度約1.5 m。

圖6 純波作用下床面沖淤穩(wěn)定形態(tài)

3.2.3波流作用

圖7為波流聯(lián)合作用下的床面沖淤穩(wěn)定形態(tài)，可以看出波流下桶結構近區(qū)床面沖刷深度大于純水流和純波浪情況，最大沖刷深度約為2.27 m，出現(xiàn)在桶結構迎浪面。總體而言，這主要歸因于純水流下床面表層水體速度與波浪水質(zhì)點速度相比較小，所以泥沙的起動量和輸沙率很小，而在純波浪作用下，雖然較大的波浪水質(zhì)點速度使泥沙容易起動，但由于波浪水質(zhì)點速度的時間平均值為0或為很小的值，所以時間平均的輸沙率相對較小。但波浪與水流共同作用下，波浪產(chǎn)生的剪切應力使泥沙起動后，水流便很容易將起動后的泥沙搬運走，出現(xiàn)較大的海床沖刷。

圖7 波流作用下床面沖淤穩(wěn)定形態(tài)

3.3 不同工況下最大沖刷深度

圖8為不同重現(xiàn)期波流作用下三桶吸力樁近區(qū)的海床沖刷形態(tài)，受結構上部桁架繞流作用，三桶吸力樁連線及尾部區(qū)域均存在顯著變化，沖刷形態(tài)呈三角形，且2年一遇波流下的海床沖刷深度和沖刷范圍均小于50年一遇，這主要歸因于2年一遇重現(xiàn)期下波高較小，底部擾動較小，同時床面流速小、攜沙能力弱。同時，清淤深度不同造成桶頂肋板繞流強度不同，引起海床沖淤形態(tài)存在明顯差異。

a)不清淤(2年一遇)

b)清淤2 m(2年一遇)

c)清淤1 m(50年一遇)

d) 清淤2 m(50年一遇)

對不同工況下海床最大沖刷深度進行統(tǒng)計，見表3，可以看出當波高相同時，水深越大波浪引起的床面最大沖刷深度越小。不同清淤措施下，床面最大沖刷均出現(xiàn)在50年一遇極端低水位情況，其中不清淤、清淤1 m和清淤2 m情況下分別為2.34、2.02、2.40 m，則沖刷床面距吸力桶桶頂分別為 2.84、1.52、0.90 m，表明桶身長度固定的情況下，在吸力桶結構埋置前對床面進行清淤有利于結構的穩(wěn)定性，且清淤厚度越大對結構的穩(wěn)定性越有利。

表3 不同工況下吸力桶結構周圍最大沖刷深度 單位：m

4 結論

結合工程底質(zhì)和動力條件建立物理模型試驗，對陽江沙扒海上風電場三桶吸力樁基礎局部沖刷問題進行研究，主要結論如下。

a)波流作用下，三桶吸力樁結構近區(qū)的海床沖刷深度大于純水流和純波浪情況，這主要歸因于波流聯(lián)合作用時，波浪首先引起海床“掀沙”，隨后海流將懸沙向下游搬運，因此其作用下的海床沖刷深度較大。

b)受上部桁架繞流作用，三桶吸力樁連線及迎浪、背浪側海床均出現(xiàn)顯著變化，沖刷形態(tài)呈三角形，且2年一遇波流下的海床沖刷深度小于50年一遇，這主要因為小重現(xiàn)期下波高較小，底部擾動不強，同時床面流速小、攜沙能力弱。

c)不同清淤措施下，肋板的繞流強度存在差異，引起海床呈現(xiàn)不規(guī)則下切。桶身長度一定時，在三桶吸力樁結構埋置前對床面進行清淤有利于結構的穩(wěn)定性，且清淤深度越大對結構的穩(wěn)定性越有益。