強潮高濁度海域坐底結構物穩定性分析

劉 炬，王少華，李 莉，孫紅月

(浙江大學 海洋學院，浙江 舟山 316021)

海床基觀測平臺，一般布置于沿岸的河口、海灣及近岸淺海海底。該平臺可搭載多種設備，測量設備投放點的溫、鹽、水質、懸沙、葉綠素、流速剖面及通量等時空變化的參數，并結合多個站點的監測數據綜合處理，建立海洋水體交換生態環境的時空模型。該系統對于科學管理、治理、開發利用海洋資源，以及海洋工程建設、航道治理、海上作業、海港維護等均具有重要意義[1]。隨著人類對海洋探測活動的持續深入，建設長期、穩定、可靠的海底綜合觀測網成為海洋研究的迫切需求。

海床基結構的設計方案具有較強的多樣性。近年來，學界對于坐底結構物的穩定性和水沙動力機制進行了一定的研究。為保證結構穩定性，海床基結構的底部方案主要分為兩種：通過支腳和籠架避免傾斜和下沉作用影響的懸空式設計，如Hu等[2]設計的一種近海原位觀測系統；以及底盤整體與海底接觸的坐底式設計，如Deateris等[3]設計的一種以混凝土為主體的抗拖網海床基原型。在實際應用中，坐底式設計因對布設環境要求較低而被廣泛采用，但在設計時需要研究局部沖刷過程對其穩定性造成的影響。Kim等[4]對淺水區坐底結構物的局部沖刷進行了試驗研究，指出底層流的擾動是造成結構失穩的主要因素；林軍等[5]從物理環境、結構材料、投放沖擊力等角度出發，歸納分析了淺水海底結構物的穩定性影響因素。近年來，數值計算模擬方法由于應用范圍廣、設置方便等優勢，在海底沖刷研究領域得到廣泛應用。于凱本等[6]，高健[7]對清水沖刷作用下坐底結構物的外部流場和沖刷過程進行了模擬，建立了海床基周邊沖刷模擬的數值模型；胡展銘等[8]針對河口淤泥質海域底質對結構物的吸附作用進行了數值模擬研究；Muthukkumaran等[9]基于FDA法，分析了海底斜坡上結構物的穩定性。而目前對于海底結構物在水流和沉降作用下的綜合穩定能力分析則較少。

立足于我國浙江省舟山海域內的摘箬山島試驗基地，采用理論計算與數值計算相結合的方式，從抗滑移、傾覆、沉降能力，以及基腳沖刷作用下穩定性的角度，分析混凝土海床基結構在潮汐作用較強，懸沙濃度較高海域坐底后的綜合穩定性，從而為相似海域條件下海底觀測平臺網絡的設計提供參考。

1 結構物數值模型搭建

1.1 工程背景

摘箬山島，位于舟山本島南側。摘箬山島及其周邊海域屬半日潮海區，實測平均潮差為1.91～3.31 m。大潮期漲潮垂線平均流速為0.56～0.77 m/s，最大流速為1.28 m/s；落潮垂線平均流速為0.54～0.98 m/s，最大流速為1.14 m/s。

該海域的海底表層沉積物主要以粉砂和砂質粉砂為主。粉砂是研究區內分布最廣的沉積物類型，主要分布在受島嶼影響較小的海域，如舟山群島的北部、東部和南部等開闊海域，而在水動力作用較強的群島之間分布較少。其平均粒徑在6.2～14.7 μm之間。砂質粉砂主要分布在島嶼周圍，如衢山島以西和大長涂山周圍的小部分海域，表明島嶼對砂質粉砂分布影響顯著。其平均粒徑在12.9～27.5 μm 之間[10-13]。根據羅含思等[14]對舟山海域底質特征的試驗研究，舟山海域底質含水率在35%～42%，天然平均密度為1.75 g/cm3，孔隙率0.65，干密度0.586 g/cm3。根據管鍵等[15]的試驗研究，海域底質的標準黏聚力為10.8 kPa，標準內摩擦角φ為12°。工程地質勘察數據顯示，底質表層粉砂厚度可達12 m以上[16]。

1.2 Flow-3D模型介紹

對于海床基腳點由于海流沖刷發生的侵蝕和掏空作用，運用美國Flowscience公司開發的計算流體動力學(CFD)軟件Flow-3D中FAVOR技術以及有關自由液面的VOF方法對海床基處于不同流速和不同泥沙粒徑的沖刷機理進行了仿真模擬計算，以確定該作用對海床基沉降和偏斜的影響。

針對所擬計算案例，采用RNG k-ε模型對流場進行求解。RNG k-ε模型通過統計學原理，對平均流動中的旋流和渦流情況進行計算以修正湍流黏度，對于應變率高、流線彎曲程度大、渦流作用強烈的流動處理效果較好[17-18]。

Flow-3D通過泥沙沖刷模塊對流體中泥沙運動狀況進行分析。該模塊基于大量工程實例統計結果得到的經驗公式對泥沙起動與推移進行計算。首先通過臨界希爾茲數計算泥沙顆粒的臨界剪切應力τc。

τc=θcr·dsg·(ρs-ρw)

(1)

式中：θcr為泥沙顆粒的臨界希爾茲數，該數值由工程經驗與泥沙特性綜合考慮得到;ds為泥沙粒徑；ρs為泥沙顆粒密度；ρw為流體密度。計算剪切應力后，即可得到填充層界面的起動速度vl。

(2)

式中：τ為界面上的剪切應力幅值；ρ0為宏觀流體密度；SCRALP為經驗參數，用以調整特定床面的沖刷侵蝕速率。

1.3 模型設置

數值模型的設置上，綜合考慮舟山群島區海域的水文地質特征與理論計算的結果進行設定。為使得來流充分發展，設定計算域尺寸為20 m×6 m×4 m(長×寬×高)。為模擬橫向寬度較大的情況并節省計算資源，計算域的左右邊界設定為鏡像無通量邊界(symmetry)[19]；前邊界為速度入口(specified velocity)，為模擬海域內的懸沙濃度，參考懸沙測量數據[10，13]，取輸入流泥沙體積分數為3.3×10-4；后邊界為出流邊界(outflow)，下邊界設置為固壁邊界(wall)。計算域的上邊界設定為壓力邊界，設置壓力為3.52×105Pa，以模擬40 m水深下的計算域壓力。設定床沙厚度為1 m，床沙在前后邊界各放置一擋板，以防止床沙發生整體漂移。計算域及邊界設置情況如圖1。初始條件設定重力加速度為9.81 m/s2；初始水深為4 m；流體海水密度為1 025 kg/m3；計算時間設置為120 s；Flow-3D軟件會在計算過程中隨著收斂情況自動調整步長，設定最低步長為0.000 1 s。

圖1 數值模型網格劃分Fig. 1 Model meshing ichnography

參考舟山海域泥沙粒徑分布特征，設置泥沙粒徑為0.01 mm；設置泥沙土粒密度為2 650 kg/m3；根據Soulsby[20]對臨界希爾茲數的公式研究，求得臨界希爾茲數θcr為0.054 3；泥沙休止角參考淤泥質粉土內摩擦角，取值為12°。根據螺頭水道海域流速監測結果[10]，海域底層流速在漲急時取得峰值，為1.14 m/s左右。為保證計算結果的安全性，將數值模型計算的入口流速取值為1.15 m/s。

采用CFD軟件的網格生成功能進行計算網格的劃分。其中全局網格在x方向的網格單元數為200個，y方向為60個，z方向為40個。為更加精確地計算結構體及其周邊流場和泥沙沖刷的變化，對以結構體為中心6 m×3 m×4 m的計算域進行加密處理，計算域總網格數為936 000個。計算網格劃分情況如圖1所示。

1.4 模型驗證

通過將仿真計算所得的沖淤結果與試驗的結果相比較，可以驗證數值模式的正確性。采用Khosronejad[21]的橋墩沖刷試驗結果進行驗證，沖刷數據與試驗數據比對情況如圖2。

圖2 Khosronejad試驗結果與數值仿真結果對比Fig. 2 Comparison of experimental results of Khosronejad and numerical simulation results

模型驗證結果顯示，所采用的數值模型在柱體側面高速沖刷區部分計算得到的結果比較接近物理模型試驗的情況，包括柱體側面的沖坑形態以及沖刷的最大深度，都得到了比較有效地印證。但數值模型在柱前及柱后部分的沖刷結果則有不足，推斷是由于數值模型對于模擬柱體前后隨機和小尺度的渦旋及其對沖刷作用的影響還不夠完善。由于結構體穩定性的改變過程由柱側高速沖刷區主導，因此數值模型可以對影響結構穩定性的主導因素進行較好地模擬。

1.5 結構體工況設置

坐底平臺基礎結構設計應能最大限度地適合摘箬山島海域的海況條件和海底沉積物特性，同時兼顧生態環境、經濟性等因素。基礎設計尺寸應滿足探測儀器布置和掛靠的需求。

混凝土材料具有造價經濟、密度適宜、可塑性強、強度較高等特點，故采用混凝土結構體材料為例。設計3種坐底混凝土結構體工況，分別為圓柱體、圓臺、90°直角菱形柱體。參考相關規范標準，海床基結構體材質選用強度等級C35的混凝土，抗滲等級P8，密度2 500 kg/m3。結構體強度和耐久性需滿足設計需求[22]。表1為3種海床基結構體的具體參數。

表1 結構體設計參數表Tab. 1 Table of structure design parameters

2 結構物穩定性計算與分析

坐底結構物水平方向上主要受水流力、波浪力和地面摩擦力作用，豎直方向上主要受到重力、浮力、支承力的作用。舟山螺頭水道水深較大，且受群島遮掩，波浪作用較弱，故忽略波浪力對坐底結構物的影響，在水平方向上主要分析水流對結構的傾覆和推移作用，在豎直方向上主要研究泥沙底面的承載能力。因此重點引用相關規范推薦的公式，計算了結構體的抗推移、抗傾覆、抗沉降安全系數，并結合相關研究，進行了對傾斜狀況下結構物穩定性的計算。

2.1 水流作用力計算

水流力主要受水流阻力、密度、流速和結構物面積影響，計算公式為[23]：

(3)

式中：Fw為水流力標準值，kN；Cw為水流阻力系數；ρ為水密度，t/m3，海水取1.025 t/m3；V為水流設計流速，m/s；A為計算結構體在與流向垂直的平面上的投影面積，m2。分別計算得出3個結構物工況在漲潮與落潮時的最大/最小水流力如圖3所示。

圖3 結構體在漲落潮極端速度下所受水流力Fig. 3 Current forces on structures at extreme rates

計算結果表明，當漲潮流速最大時，得到所受水流力最大值，其中圓柱所受最大水流力為437.59 N，圓臺所受最大水流力為499.53 N，菱形所受水流力為929.13 N。

2.2 結構物穩定性計算

根據波浪與結構物相互作用的相關公式[24]進行計算，認為在研究海域海底水深下，海面波浪對結構物的影響比較微小，因此主要研究水流對結構體的作用。結構體投放之后，主要從以下幾個方面計算其穩定性：結構抗滑移安全系數、抗傾覆安全系數、地基承載力以及結構沉降量。定義結構抗滑移穩定性系數[23]S1為：

(4)

式中：G為計算面上重力標準值；Pu為計算面上的浮托力標準值；Fw為計算面上的水平作用力標準值。γw，γG，γu分別為相應力的分項系數，γ0為結構重要性系數，f為計算面的摩擦因數。根據該公式，對結構物的抗滑移能力進行核算。取g=9.81 m/s2，則G=ρGgVG；Pu=ρgVG。根據淤泥質土的摩擦特性，取f=0.3。

定義結構抗傾覆穩定性系數S2為：

(5)

式中：Mw、MG、Mu分別為水流力、重力、浮托力對腳點作用的力矩；γd為結構系數。對于水中的結構物，水流力合力點位置位于頂面或水面下H/3處，取水流傾覆力力臂lw=2/3H[23]。重力與浮力作用點均位于結構物重心，取重力與浮托力力臂為半徑r或對角線長度的一半，即lG=lu=r=b/2，b為柱體結構迎水投影面寬度。

結構物基礎底面的平均壓力與地基的承載能力應符合pk

fa=Mbγb+Mdγmd+Mcck

(6)

式中：Mb、Md、Mc為基于土的內摩擦角標準值選取的承載力系數，γ為基礎地面下土重度；b為基礎底面寬度；γm為基礎底面以上土的平均重度；d為基礎埋置深度；ck為基底下一倍短邊寬度的深度范圍內土的黏聚力標準值。

對于軟黏土地基，初始沉降采用彈性理論求解，固結沉降采用固結理論計算，次固結沉降采用次固結理論計算。得出的總沉降量計算公式為[26]：

(7)

綜合以上計算結果，得到3種結構體工況的穩定性結果如表2所示。

表2 結構體穩定性計算結果Tab. 2 Statistical table of structural stability calculation

計算中發現，在典型流速分布條件下，布設在海底的結構體所受的水流沖擊力主要由結構水力阻力系數與迎流投影面積控制。3種工況所受的水流力以圓柱為最小，圓臺次之，而菱形柱工況所受水流力為其他兩種工況的2倍左右。3種結構物工況在最大水流力下，其抗滑移穩定系數S1、抗傾覆系數S2均大于1，符合抗滑移傾覆穩定規范。基于公式(3)和(4)的計算過程中發現，混凝土結構體本身的重量很大，海域底部水流力對結構體的推移和傾覆作用影響很小，不穩定的趨勢主要由浮托力提供。由于圓柱體結構迎流阻力系數較低，圓臺結構迎流面積較小，兩種結構物抗水流力的推移和傾覆作用能力均好于菱形柱結構。

抗表面滑動穩定系數的相關分析見2.3部分。

2.3 結構物基腳沖刷特征分析

為研究結構物基腳發生的沖淤演變，及其對結構物的傾斜作用，對3種工況，分別進行了數值模擬。在數值模擬中，選取較長的模擬時間，使得沖淤平衡基本達到穩定，再通過對沖淤平衡穩定時刻的沖刷坑形態進行分析，得出結構體在該海況下受沖刷導致的傾斜情況。通過分析仿真結果時間序列發現，一般在模擬開始120～150 s后基本達到沖淤平衡，150 s內的沖刷深度—時間變化曲線如圖4。

圖 4 3種工況下沖刷深度—時間變化曲線Fig. 4 Erosion depth-time curve under three working conditions

由沖刷模擬結果可見，圍繞結構體的沖刷作用主要分兩個部分，分別是迎水面來流與下降流作用形成的柱前沖刷和背水面渦流形成的柱后沖刷。繞流沖刷作用開始后，上游來流因結構體的阻擋與重力作用，在迎水面前發生下潛與回流，在柱前形成了馬蹄渦。馬蹄渦的下潛水流起動和攜帶泥沙作用增強，導致結構側前方出現近似圓錐形狀的沖刷坑，并進一步向結構體底部發展。由于結構體自身的摩阻作用，近壁面的水流速度趨近于零，結構體背水面處發生了由外側指向內側的壓力梯度。在雷諾數較大的環境下，外側水流的匯聚在背水面下游形成了隨機性強的湍流渦旋，從而在背水面形成了范圍較廣，深度較小的沖刷形態。

仿真計算得到的沖刷坑形態和沖深分布如圖5、6所示。由沖刷結果可見，不同結構體的沖刷結果差異較大。圓臺結構體的最大沖刷深度為162 mm，圓柱體的最大沖刷深度為246 mm；菱形柱體結構的最大沖刷深度為351 mm。

圖5 各工況150 s時床面三維沖刷形態Fig. 5 Three-dimensional scour shape at 150 s

圖6 各工況150 s沖刷深度分布Fig. 6 Distribution of scouring depth at 150 s

基于模型結果，對沖刷坑深度及寬度進行測量，得沖刷坑邊壁坡角θ。根據地基承載力計算方法研究[22]，可知在沖刷發生時，尚未被海流沖刷作用侵蝕的土體將無法繼續承載結構體的重力荷載而發生破壞，從而導致結構體發生傾斜。參考Biot等[27]與Barron[28]對軟土基礎的沉降及三維固結特性的相關研究，近似地將沖刷坑邊壁坡角θ作為結構體的傾斜角度進行計算。

當海床基發生傾斜后，其地基破壞形式可分為兩類：因水平方向荷載過大而發生沿基底方向的表面滑動；以及因垂向荷載過大而發生的深層整體滑動。熊小波等[29]建議采用式(8)作為表層滑動的判別式：

Pcr=AγBtanφ+2c(1+tanφ)

(8)

式中：A為經驗系數，一般取值為3～4；γ為土體容重，當土體位于地下水線以下或水下時取浮容重；B為海床基寬度；c為土體黏聚力，φ為土體內摩擦角。

當土體受表層滑動機理控制時，應按照下式進行穩定性核算：

(9)

式中：Fy為豎向壓力總和；Fx為水平向推力總和。

根據式(8)對傾斜結構體的主導破壞形式進行分析，得海床基結構體的最小基底臨界豎向壓應力Pcr=18.32 kN，大于各結構體豎向壓應力，即傾斜狀態下結構體的失穩滑動作用由表層滑動機理控制。由于迎流面所受沖刷強度更大，此時結構體向迎流面傾斜，由重力沿床面方向分量產生表層滑動趨勢，水流力與床面摩擦力維持結構體狀態穩定趨勢。根據式(9)計算，得表層滑動安全系數S3。相關結果如表2所示。計算結果表明，結構體因基腳沖刷而傾斜后不發生表層滑動，保持穩定狀態。

基于式(6)和(7)的計算結果，得3種結構體傾斜角度最大為11.03°(表2)。結合常見海洋探測儀器(如ADV等)投放后安全使用測量范圍可達30°[30]，故認為3種結構體的傾斜度與承載力安全性均符合要求，在海底放置后可以達到穩定，且海床底質不會在結構體重力下產生破壞。通過數值模擬和計算，認為沖刷后各結構體的抗表層滑動能力滿足要求，當結構體在沖刷條件下發生傾斜時，不會在床面發生表層滑動。其中圓臺結構由于沖刷程度較淺，傾斜角度最小，穩定性也最好。產生這種現象的主要原因是圓臺形結構在垂向上對來流起到了分流作用，使得下潛水流和馬蹄渦的沖刷作用較另外兩種工況更弱。

3 討 論

基于結構體穩定性理論，選取結構物穩定性相關的重要參數進行敏感性分析。取圓柱體結構工況為參考，分別取0.4 m/s，0.6 m/s，0.8 m/s，1.0 m/s，1.2 m/s代表螺頭水道的近底層流速，設計5組時長為150 s的沖刷工況。在分析抗滑移計算時，以柱體迎流面所受平均水流力模擬結果與計算結果進行對比；分析抗傾覆計算時，柱體所受傾覆力矩的模擬結果與計算結果進行對比。圖7顯示，結構物穩定性計算結果與數值模擬結果較為一致，說明計算方法應用于螺頭水道是合理的。

圖7 計算結果與模擬結果對比分析Fig. 7 Comparative analysis of calculation results and modelling results

由對比結果可見，應用第2節計算公式可以較好地適應結構穩定情況計算。與數值模擬結果相比，計算結果存在一定的偏離，主要是由于數值模擬工況中的迎水面水流結構與計算公式的前提假定存在差異。一方面，結構基腳處的泥沙經一段時間的沖刷，已經發生了形態變化，而理論公式假定結構物所立平面是平直的，從而導致當沖刷過程較為激烈時，模擬結果的水流力結果較計算結果更低；另一方面，理論公式的假定中未考慮結構迎水面基腳處存在的馬蹄渦造成的影響，故模擬結果中結構體所受傾覆力矩受水流力差異與馬蹄渦的共同作用，低于計算結果，但偏離程度輕于水流力結果。

4 結 語

考慮舟山螺頭水道強潮高濁度海域，以3種常見坐底結構體為例，采用理論計算與數值模擬方式，計算并分析了坐底結構體的抗滑移、抗傾覆、抗下沉能力特性，研究了結構體受一定沖刷后的穩定能力，主要結論如下：

1) 強潮流、高含沙量海域環境下，影響結構物穩定性的主要因素為結構重力和結構形態。結構重力的影響主要表現為通過重力矩抵抗浮托力和水流作用力產生的傾覆作用，以及通過靜摩擦力矩抵抗表面滑動作用。結構形態主要通過影響結構體周邊的沖淤平衡和水流力作用，進而影響結構穩定性。

2) 坐底結構物改變其周邊的微流場，進而改變床面的沖刷形態。根據數值模擬的結果，圓臺坐底結構對底床沖刷形態的改變最小，沖刷造成的影響最低。

3) 圓柱體結構抗滑移傾覆能力較強；圓臺結構對海床底質的壓力和沉降深度較小，抗傾斜表面滑動的能力較強。文中的研究結論，可為強潮流高濁度作用海域海底觀測網海床基結構優化設計和實際應用提供理論參考。