祁一鸣，陆培东，曾成杰，陈可锋

(1.南京水利科学研究院，江苏 南京 210029;2.河海大学 港口海岸及近海工程学院，江苏 南京 210098)

风能是可再生清洁能源，海上风电对风能利用率高且对人类生产、生活的影响小，适合沿海城市建设和发展。然而，海上风电场处于风、波浪、潮流等动力共同作用的海洋环境，风机基础周围发生局部冲刷，冲刷坑的形成降低了海上风机的稳定性，严重的可致失稳、倒塌，造成重大损失。风机基础除了承受自身的荷载，还受到风机叶片转动产生的侧向压力［1］，稳定性要求较高，因此，研究海上风电桩基局部冲刷具有重要的工程应用价值。

随着近海及河口地区的码头栈桥和跨江、跨海大桥的建设，对于潮流作用下的桩基冲刷愈加重视，潮流作用下的冲刷相对恒定流具有一定的差异性。卢中一等［2］在研究苏通长江公路大桥桥墩冲刷时从冲刷形态和冲刷深度出发，研究了单向流与往复流作用下局部冲刷的差异;高正荣等［3］在总结长江河口复杂水动力环境下的桥墩局部冲刷后提出了防冲刷工程的关键技术;韩海骞［4］则是在杭州湾以及钱塘江河口地区桥梁桥墩的冲刷基础上，通过现场资料分析、模型试验以及量纲分析等多种方法，建立了适用于钱塘江河口地区的潮流作用下的墩柱局部冲刷计算式。曾成杰等［5］通过对比洋口港LNG码头栈桥建设前后实测地形资料，分析沿程桩基局部冲刷的规律并总结强潮流粉砂质海岸因工程建设所引起局部冲刷的一般规律;类似的还有孙永福等［6］比较分析了埕岛油田平台桩基周围多年监测地形资料，预测了最大冲刷深度。

波浪作用下的圆柱周围局部冲刷，根据圆柱直径与波长相对大小D/L分为大尺径和小尺径两种，国外学者B.M.Sumer等［7］研究发现波浪作用下的桩基冲刷与KC数有关，随着KC数的不同，周围水流中的漩涡随之变化，产生不同的冲淤形态。国内学者陈国平等［8］，考虑了桩基冲刷的主要影响因素并通过系列物理模型试验，提出波浪作用下大尺径圆柱周围最大冲刷深度计算公式;黄建维［9］和周益人［10］分别对波浪作用下的墩式建筑物周围局部冲刷和不规则波作用下的墩柱局部冲刷作了相关研究，提出了相应的冲刷深度预报公式。在波浪与水流共同作用下，大连理工大学陈海鸥［11］通过大量试验模拟桩基冲刷，并对试验结果进行量纲分析和回归计算得出冲刷深度的计算公式;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桥墩局部冲刷，提出不应将波、流动力作用效果进行简单相加的观点。

风电桩基在波浪、潮流共同作用下产生局部冲刷，与桥墩局部冲刷在墩形、直径以及所处水流环境方面差异较大，与码头栈桥的“群桩效应”相比也有很大区别，在桩基础的直径大小、所处海洋动力环境方面具有一定的特点。在单纯水流或者单纯波浪作用下的桩基局部冲刷研究成果较多，也有少部分波流共同作用下大直径圆柱冲刷研究，如人工岛周围局部冲刷等，鲜有波流共同作用下对海上风电桩基等小直径圆柱局部冲刷进行模拟试验研究。本文通过建立正态比尺的物理模型，对波浪和潮流共同作用下的海上风电单桩基础局部冲刷进行试验研究，将试验结果和经验式计算值对比分析，并提出相应的冲刷防护建议。

1 海域概况

风电场所在海域位于辐射沙洲南部(图1)，其南侧受东海前进潮波控制，北侧受两大潮波辐合的影响，潮汐流场相对复杂，风电场区无沙洲和水下沙脊直接掩护，受外海波浪的影响比较直接。

研究海域潮汐属正规半日潮，平均高潮位6.07m，平均低潮位1.46m，平均潮面3.93m，平均涨潮历时6 h 27min，平均落潮历时5 h 57min。该地区－20m以深海域潮流运动具一定的旋转特征，浅水区潮流往复流特征明显;－10m左右水深海域潮流流速的强弱分布差异较小，往复流特征明显，平均流速0.6～0.7m/s，最大流速约1.0m/s;风电场内涨、落潮平均流速变化不大，涨潮平均流速0.54～0.78 m/s，落潮平均流速0.42～0.76m/s。该海域年平均代表波高小于1 m，强浪向为NE，有效波高为4.2m;波浪数学模型计算结果表明，NE向50年一遇大浪自外海向近岸传播过程中，3m波高的等波高线与－10m等深线接近;在风电场海域东侧观测站显示，2010年波浪年平均周期Tm为3.52 s，最大为7.72 s。

图1 海上风电场位置Fig.1 Position diagram of offshore wind farm

2 物理模型试验

为了研究洋口海域海上风电场在波浪、水流及波流共同作用下风电基础局部冲刷情况，需同时模拟潮汐水流和波浪两种动力及泥沙运动，在模型相似方面满足潮汐水流运动相似、波浪运动相似和泥沙运动相似。

2.1 模型设计

浅水二维非恒定流流带切向和法向的运动方程:

二维悬沙扩散方程式:

式中:l，n分别为沿流带切向和法向水平坐标;v，vn分别为l，n的流带平均速度;ζ，h分别为水位和水深;R为流带的曲率半径;C为谢才系数;t，g分别为时间和重力加速度;S为体积比含沙量;V为水流平均流速;ω为泥沙沉速;ε为泥沙紊动扩散系数;x，z为水平坐标和垂直坐标。

模型试验水深为16.7cm模拟现场－10m水深区域，波周期采用2010年全年平均波周期3.5 s，按照比尺确定直径D=11cm的圆柱为单桩基础模型，开展了常浪1.2m、强浪3m和极端浪高4.8 m的波浪作用，涨、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°夹角的波浪和水流共同作用的风电桩基局部冲刷试验研究。

模型布置在长50m，宽30m的试验厅内。模型生潮系统由两套双向泵系统控制，一套控制模型与周边调节水库之间的进出水量，以实现模型与现场相似的潮位变化过程;另一套控制模型东、西边界的进出流量，以实现模型与现场相似的涨、落潮流过程。模型中的波浪运动采用推板式造波机，依据该海域潮流主流向和强浪向的相互关系，造波机与水流方向呈60°夹角，布置在强浪向，推板长12m(图2)。

2.2 冲刷验证

由于风电场所处海域无工程实践活动，无现场实测资料，而该海域北侧西太阳沙洋口港LNG码头栈桥(图3)沿程发生局部冲刷，－10m处涨落潮平均流速分别为0.69和0.92m/s，所处的滩槽格局和水沙环境基本类似，故采用洋口港LNG码头栈桥建设后桩基局部冲刷的现场资料对本次物理模型试验冲淤加以验证。从2009年4月(工程建设期间)—2010年7月(工程建设后)对栈桥沿程进行4次水下地形监测［5］，较好地反映了现场栈桥桩基的局部冲淤变化，－10m水深附近的B1，B2，G1，G2共4个栈桥桩基实测最大冲刷深度分别为6.3，5.9，4.2和3.8 m，并对这4个桩基按1∶60的几何比尺进行了正态模型试验，试验最大冲刷深度分别为6.6，5.7，4.3和4.0m，冲淤形态与实测地形也较为一致(图4)。

图2 试验平面布置Fig.2 Schematic diagram of experimental layout

图3 LNG接收站码头及栈桥平面布置Fig.3 Layout of LNG station trestle

图4 LNG码头栈桥实测冲深和模型结果Fig.4 Measured and model results of trestle piers of LNG station

3 桩基局部冲刷试验结果及分析

试验模拟了海上风电单桩基础在波浪、水流以及波流共同作用下的局部冲刷，围绕桩基周围局部冲刷最大深度和冲刷形态两方面开展研究，并对试验结果进行分析和讨论。

3.1 波浪作用

波浪作用下，风电桩基局部最大冲刷深度随波数的增加而增大，研究［14］表明:在波浪作用初期，局部冲刷快速发展，随后逐渐趋缓，直至波数达6000～7000左右时达到冲淤平衡，冲刷深度不再加深(图5)。桩基迎浪侧出现半圆形冲刷坑，最大冲刷深度从1.2m波高作用下的0.30m增至4.8 m波高作用下的0.96m，冲刷范围随波高增加从2.4 m增至6.0m，圆柱后方发生泥沙淤积，淤积厚度约为最大冲刷深度的30%左右。桩基迎浪侧反射波与前进波叠加后形成波能更大的驻波，造成桩基前侧半圆形区域冲刷，两侧为波浪散射冲淤过渡区，背侧则为波浪掩护轻微淤积区。波浪作用产生的振荡水流随着波高增大，其在底部合成的水质点速度增加，泥沙运动愈加激烈，冲刷深度和冲刷范围有所增加。

3.2 水流作用

风电场所处海域位置受到潮汐水流的作用，桩基周围发生冲刷，冲刷坑形态呈椭圆形，桩基前后两侧冲刷范围小，冲刷深度大，左右两侧冲刷范围大，冲刷深度小。最大冲刷深度随潮流流速的增大从1.56m增至1.74 m，与冲刷坑范围从9.6m扩至11.4 m的变化趋势一致。为全面认识水流作用下桩基的局部冲刷，又对恒定流作用下的桩基冲刷进行了试验研究，结果表明:单向水流作用下桩前半圆形区域和桩基斜后方两侧区域冲刷严重，正后方区域少量淤积，冲刷区域呈马蹄型，最大冲深位置在桩基前侧和左、右两侧。最大冲刷深度和冲刷坑范围随着来流流速增加分别从1.92m增加至2.22m以及从15.6m扩大至17.4 m，该海域潮流作用导致的风电桩基础局部最大冲深约为恒定水流作用下的0.8倍，冲刷范围约0.6倍。单向水流作用下桩基前侧和两侧形成马蹄形旋涡，导致该区域冲刷深度较大，冲刷坑形态呈马蹄形(图6);潮流作用下桩基前后侧反复遭受严重冲刷，但由于往复水流双向输沙影响，最大冲刷深度比恒定流作用时小。

图6 往复流、恒定流作用下的局部冲刷(单位: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

波浪与潮流共同作用时，桩基周围环形区域均发生冲刷并形成冲刷坑，冲刷范围为11.8～13.5m，最大冲刷深度为2.94和3.42m，最大冲深位于桩基迎流侧和左、右两侧。波浪与恒定流共同作用时，桩基周围冲刷坑呈马蹄形，冲刷坑范围为21.1～24.6m，最大冲刷深度为3.30和3.84 m，最大冲深位置在桩基前侧和左右两侧。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风电桩基最大冲刷深度是同样大小的波浪与恒定流共同作用下的90%，冲刷坑范围约为60%。在该海域自然状况下，桩基受到波流共同作用，冲刷深度和范围比单纯水流和波浪作用的叠加效果更大，波浪作用使桩基周围泥沙往复振荡，运动的泥沙颗粒随着水流发生位置变化，从而形成冲刷坑(图7)。

图7 波浪与往复流、恒定流共同作用下的局部冲刷(单位:m)Fig.7 Local scour under the joint action of wave，alternating flow and steady flow(unit:m)

波浪与潮流共同作用下风机基础最大冲刷深度为3.42m，冲刷范围为13.5m，为了应对强潮流环境下风机基础的局部冲刷，同时为避免大规模防护工程对滩槽地形改变带来的负面影响，确保冲刷坑形成后风机的安全稳定，除了在桩基结构设计中预留冲刷储备深度，还可在冲刷坑基本达到稳定后对冲刷坑15m范围内进行抛石至原海床面高度进行防护。

3.4 局部冲刷公式计算

根据试验模拟的海上风电场桩基的特点，对常见的局部冲刷深度计算公式进行对比分析:(1)韩海骞公式［4］式中:hmax为潮流作用下桥墩最大冲刷深度;k1，k2为桩基平面、垂直布置系数，根据风电场桩基设计均取1;B为全潮最大水深下平均阻水宽度;h为全潮最大水深;d50为河床泥沙中值粒径;Fr为水流弗汝德数，Fr=u/，u为全潮最大流速，g为重力加速度。

(2)公路工程水文勘测设计规范65－1修正式［15］

其中:hs为局部冲刷深度;kξ为墩形系数，本研究中对圆柱墩取1.0;B1为桥墩计算宽度，对圆桩取直径;hp为一般冲刷后的最大水深;d 为床面泥沙平均粒径，本次计算中取中值粒径;kη1为河床颗粒影响系数;v为墩前行进流速;v0为泥沙起动流速;v'0为墩前泥沙起动流速。

考虑到以上两种公式均为单纯水流作用下的桥墩冲刷经验公式，而本试验中考虑到波浪作用，故依据《海港水文规范》采用以下公式计算波浪水质点平均流速:

式中:V为波浪水质点平均流速;H为波高;h为当地水深;C为波速。

各公式计算结果如表1所示，韩海骞公式适用于强潮流河口地区桥墩冲刷，与试验模拟海域水沙环境相似，其计算值按系数0.75进行折减，与模型试验值吻合较好，但其适用流速范围为1.4～8.0m/s，风电场海域最大流速不足1.4 m/s，故利用该公式计算的结果有待进一步研究;65－1修正式计算值与试验值相差较大，其公式是通过内陆河道桥墩局部冲刷总结得到，且桥墩阻水宽度较大，不适用于近海风电场小直径桩基局部冲刷计算。两公式未折减的计算值均比模型试验值偏大，但变化趋势一致，可能是由于计算中仅给定表层泥沙粒径，无法进行分层计算，而试验中表层泥沙冲刷殆尽后，下层泥沙较表层更难冲刷所致。

表1 局部冲刷公式计算值和模型最大冲刷深度结果对比Tab.1 Comparison of calculation results andmodel results of local scour

4 结语

(1)拟建风电场区的如东洋口海域，潮流是控制桩基局部冲刷的主导因素，波浪单独作用下冲刷坑形态为半圆型，3m波高作用的最大冲刷深度约为潮流作用时的40%。

(2)潮流作用下的冲刷深度和范围均随流速增加而增大，涨、落潮强度相当，双向水流冲刷效果明显，冲刷坑形态呈椭圆形，最大冲刷深度和冲刷范围分别约为恒定流作用下的80%和60%。

(3)波浪与潮流共同作用下的风电桩基局部冲刷形态与潮流作用时基本相似，由于波浪作用引起的桩前振荡水流使底质泥沙发生往复振荡，在水流作用下易发生输移，局部冲刷明显增强，波流共同作用下的最大冲刷深度是单纯水流作用时的2.0和1.7倍。

(4)韩海骞公式计算值，特别是按系数0.75折减后，与模型试验值较好吻合，但公式适用性有待进一步研究;而65－1修正式计算值与模型试验值相差较大，不适用于该海域风电桩基局部冲刷计算。

(5)波流作用下的风电桩基局部冲刷最大深度为3.42m，冲刷范围为13.5m，为确保冲刷坑形成后风机的安全稳定，除了在桩基结构设计中预留冲刷储备深度，还可在冲刷坑基本达到稳定后对冲刷坑15m范围内进行抛石至原海床面高度进行防护。

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