集成于海上風電鋼管樁基礎上的升降式網箱結構波浪場特性研究

田正林，毛鴻飛，吳光林，赫巖莉，林金波

（廣東海洋大學 海洋工程與能源學院，廣東 湛江 524088）

隨著近岸優良養殖海域的減少，海水養殖逐漸由近海向深海發展，而深遠海浪大流急，海況惡劣，給養殖網箱的安裝與固定帶來了巨大挑戰。另外，隨著海上風電產業的迅速發展，海上風電基礎安裝海域逐漸由水深10 m 發展到水深30 m 甚至是更深海域，鋼管樁基礎是海上風電基礎的一種重要結構形式，適用水深為20～50 m，其結構整體性好，剛度大，可承受深海中風、浪、流的巨大沖擊作用［1］。近年來，工程師和學者們提出將網箱結構安裝在深水鋼管樁上，這是解決深水養殖網箱結構安裝問題的一種大膽嘗試，也是海洋牧場與海上風電項目融合開發的一個重要發展方向，符合國家“陸海統籌”發展的規劃目標和“雙碳”目標。集成在風電基礎鋼管樁上的養殖網箱結構可以將波浪、流、風的作用力傳遞給風電基礎結構，以基礎結構為固定裝置，利用浮架系統、壓載水補償裝置和沉子系統使網箱結構在豎向上進行限位升降運動，應對極端海況的侵害。在保障鋼管樁基礎安全的前提下，將養殖網箱安裝于直立鋼管樁上可以進一步利用海域優良資源，形成一種風電項目與漁業養殖融合發展的新模態。

傳統的浮式網箱結構一般由框架結構、網衣結構和錨固系統3個主要部分組成［2］，深水網箱框架結構是網衣重要的受力載體，網衣受到的水流、波浪等作用將直接作用在網箱框架結構上，框架結構將所受荷載作用到鋼管樁上，最終傳遞到海底基礎。網衣是海上養殖網箱結構的重要組成部分，具有維持養殖空間、構建魚類生境、防止魚類外逃、防止外界敵害侵襲等關鍵作用［3］。極端海況下網箱結構內部的流場變化會造成魚類朝某一方向強烈運動，使得網箱結構產生巨大的傾覆力矩。在深海安裝網箱結構時，克服復雜海況對網箱結構的威脅是一個重要挑戰，升降式網箱結構在強風暴或極端海況時可以下潛到安全水深，規避側傾覆危險。黃濱等［4］研究了升降式網箱結構的防傾覆技術，并分析了網箱側翻的內外影響因素，所得結果對升降式網箱結構的設計及實際應用具有重要指導作用。網箱淹沒深度對網箱結構水動力特性及響應特性具有重要影響，王非等［5］采用試驗和數值方法研究了淹沒深度對網箱結構水動力特性的影響規律。升降式網箱工作中將受到海洋環境條件及自身結構系統組成的影響，其動態變化過程較為復雜，造成傾覆的因素也是多方面的，其中水體的波動是最為突出的一個。而對于安裝在鋼管樁基礎上的升降式網箱結構，由于網箱結構固定于鋼管樁上，一般較少發生傾覆事故，但需要控制升降過程中的速度。不同于傳統類型的網箱結構，升降式網箱的網衣四周需要固定在堅固的框架結構上，最后固定于鋼管樁上，在波浪、水流的作用下，網衣的變形較?。?］，但網衣對水流的作用、流場的影響較大。

網箱結構安裝在深海風電鋼管樁之上，網箱結構內水體的流動對魚類的生存環境影響較大，箱體內的流速大小對箱體內水體的交換速度具有重要影響，并決定了適合養殖魚的種類［7］，且網箱內部及周圍的流場特性對結構受力也有重要影響，因此網箱結構對流體的水動力特性影響研究備受關注［8-16］。吳常文等［17］對深水網箱抗風、浪、流性能進行了試驗研究，研究發現水流流速主要影響網具系統，而波浪對網箱整體結構有顯著影響。由于深海升降式網箱結構的變形較小，在研究網箱結構水動力特性時可忽略網箱的體積變形，而網衣屬于多孔柔性結構體［18-20］，孔隙介質結構可以用來模擬網衣對流速的衰減作用［21］。Chen 和Christensen［22］通過多孔介質模型模擬了方形網箱和圓形網箱的阻流作用，分析了網衣周圍的流場變化特性，并與試驗結果進行了對比。Patursson 等［10］采用孔隙介質模型模擬了水流經過網箱結構的流動情況，Zhao等［23-24］應用多孔介質模型模擬了流體通過網衣的流動，模擬結果通過與試驗結果的比對發現具有較好的可信度。Chen和Christensen［25］，Shim等［26］，Cornejo等［27］，Kim等［28］分別采用多孔介質模型數值模擬了網箱與波浪相互作用的流場特性，并進行了相關參數對流場特性影響的分析。多孔介質模型在以往網箱結構水動力特性研究中得到了廣泛應用，但在升降式網箱結構波流作用下的三維水動力特性研究中的應用少有報道，在對鋼管樁上網箱結構的流場特性研究中及速度分布情況研究中更是匱乏。由于在深海風電鋼管樁上安裝升降式網箱結構屬初步研究階段，研究成果和應用實例較少，其中涉及到的眾多問題需要進一步探討和解決。

綜上，在風電鋼管樁基礎上安裝的網箱結構可以進行垂向升降運動避免復雜海況的影響，且通常鋼管樁直徑相比于網箱結構水平尺度小得多，在波浪和流的共同作用下網箱結構內部流場主要受到網箱結構的影響。以往研究對網箱結構在波、流共同作用下的內部三維流場特性影響關注較少，而安裝于鋼管樁基礎上的升降式網箱結構在波浪、流等的作用下網箱結構對其內部及周圍流場具有重要影響，并且網箱內部流場與網箱結構特性和網箱結構的升降高度有很大關系，其作用機理復雜，罕見報道。文中將基于OpenFOAM 軟件包開發波浪與升降式網箱結構相互作用的數值研究模型，采用多孔介質模型模擬網箱結構，優化網衣阻尼特性，研究不同淹沒深度下網箱結構的波浪場變化特性，得到網箱結構的最優升降高度范圍。所得研究成果將為網箱養殖用戶的魚類品種選擇提供參考，為深海鋼管樁基礎上的升降式網箱結構設計提供借鑒。

1 鋼管樁基礎上的升降式網箱結構

提出一種安裝在風電鋼管樁上的升降式網箱結構，其結構形式如圖1所示，網箱結構的俯視圖如圖2所示。升降式網箱結構通過套筒與鋼管樁基礎連接，網箱結構通過壓載水補償裝置進行升降。鋼管樁基礎上的升降式網箱結構需要在操作工況下提供優良的流場環境，極端工況下克服復雜海況的影響能夠下潛至安全的淹沒水深，安全淹沒深度可以提供正常工況下的流場及保證安全要求。由于試驗相對復雜，實施難度較大，考慮到周期和成本，文中擬通過數值計算方法研究安裝在風電鋼管樁上的升降式網箱結構的流場變化特性。

圖1 風電基礎鋼管樁上的網箱結構Fig.1 Submersible cage structure installed on steel pipe piles

圖2 網箱結構俯視圖Fig.2 Top view of cage structure

2 數值模型

基于OpenFOAM 平臺開發波浪與升降式網箱結構相互作用的數值波浪水槽研究模型，網箱結構采用多孔介質模型模擬，流體模型采用雷諾時均RANS 方程，流體求解方法采用耦合PISO 方法和SIMPLE 方法的PIMPLE方法，研究不同淹沒深度下網箱結構的流場變化特性。

目前，有較多的方法模擬孔隙介質流動，但是沒有一個普遍的、統一的方法，總體上可以歸納為宏觀方法和微觀方法兩種方法［29］，由于網衣結構無法準確描述結構的幾何外形，需要采用宏觀的孔隙介質方法模擬網箱結構的孔隙流動，以便更好地理解孔隙介質在流體流動中的全局效應。采用Del Jesus等［30］改進后的模型模擬孔隙介質結構，考慮了孔隙度隨時間推移和空間位移的變化效應，孔隙介質內流體流動和孔隙介質外流體運動遵循雷諾時均RANS方程，自由水面通過流體體積法（VOF）進行追蹤，詳細方程為：

式中：U為速度矢量；n為孔隙度；p為壓力；ρ為流體密度：g為重力加速度；μ為動力黏度；α1為流體體積分數；a、b、c為反應材料特性的系數，控制各摩擦項之間的平衡。從形式上可以看出：式（1）～（3），在孔隙介質外孔隙率n為1，忽略孔隙結構阻力后，其為孔隙介質外流體流動方程。

式（2）中的最后3 項分別是模擬層流的線性項［31］、模擬大雷諾數的二次項［31］、代表慣性加速度的非穩態項［32］，通過這3項可以很好地模擬孔隙介質中的流體流動。為了更好地理解式（2），將其進行改寫：

式中：A=ρa；B=ρnb。注意式（4）和式（2）除了3 個阻力項后是完全一樣的，式中A和B采用Engelund［33］公式，并由Van Gent［34］進行了改進，得到下式：

式中：D50為介質材料的中值粒徑；KC為Keulegan-Carpenter 數，引入系統的振蕩項和非穩態性，定義為TOuM/(D50·n)，uM為最大振蕩速度，TO為振蕩周期；摩擦系數α、β需要校正確定，可取為10 000和3［29］。

以上方程需要采用湍流模型進行封閉，采用k-ε模型進行封閉求解流體流動方程［35］。值得注意的是：式中的參數a、b與介質材料有關，需要進行率定確定，文中采用相似孔隙介質結構的經驗參數［29，36］，a取50，b取2，c值的變化對大多數情況下的模擬結果影響不大［36-38］，可取為0.34。由于網箱結構透浪透流，波浪反射比較小，因此數值波浪水槽模型左端采用主動吸收邊界（給定速度和波面）進行造波，數值波浪水槽模型右端采用主動波吸收系統（吸收波速）進行消波，詳細理論及造波消波系統在程序中的具體實施參見文獻［37］。

3 模型驗證

3.1 造波造流邊界驗證

為了驗證造波邊界和消波邊界的準確性，建立了無結構物的數值波浪水槽，模擬了水深1.6 m，周期2.1 s，波高0.36 m 時距離造波邊界4倍波長處的二階Stokes 波波面歷時曲線，并與理論波形進行對比。數值模擬中比尺選擇遵循重力相似準則，模型比尺取為1/25，對應實際海域的波浪條件為：海域水深40 m，周期10.5 s，波高9 m。數值模擬二階Stokes波波面歷時變化曲線見圖3，從圖3中可以看出：數值模型計算波面與理論波面擬合較好，說明數值波浪水槽造波和消波邊界滿足要求。

圖3 數值計算波面與理論波面歷時曲線的對比Fig.3 Comparison of the time series of free surface between simulating and theoretical results

為了驗證數值波流水槽的準確性，將波流耦合作用下產生的數值波面結果與He 等［39］數值模擬結果、Umeyama［40］試驗數據進行了對比。Umeyama［40］試驗所用水槽尺寸為25 m×0.7 m×1.0 m（長×寬×高），左端配有活塞式造波機，右端配有吸波裝置，水槽底部可以進行水流的循環，純流情況下可產生深度平均穩定的流速為0.08 m/s 的流。試驗過程中采用的波浪條件為三階Stokes 波，水深0.3 m，周期1.0 s，波高0.023 4 m，浪高儀距離造波機14 m。數值模擬區域水平向為0 m≤x≤20 m，豎直向為0 m≤y≤0.7 m。網格在x、y方向上平均分布，Δx=0.002 m、Δy=0.001 m。數值模擬15個周期后距離造波邊界4倍波長處（x≈18 m）的水面計算結果與試驗結果見圖4，從圖4可以看出，數值模擬水面結果與試驗結果基本吻合。

圖4 水面的數值計算結果與He等[39]數值模擬結果、Umeyama[40]試驗結果的對比Fig.4 Comparison of the computed water surface profiles with the experimental results of He， et al[39] and Umeyama[40]

3.2 流場驗證

流場驗證前首先需要調整數值模型確定D50和孔隙率的取值，經過調整后D50取0.016 m，孔隙率取0.32。然后以Bi等［41］的網衣試驗結果驗證數值模型的準確性，以厚度為5 cm 的矩形多孔介質區域模擬網衣，驗證所建多孔介質模型可以很好地模擬波浪與網衣作用后的流場。試驗過程中采用的水槽尺寸為22 m×0.45 m×0.6 m（長×寬×高），試驗水深為0.4 m，網衣固定在0.3 m×0.3 m 的矩形框架上，框架結構為直徑6 mm的圓鋼材料。試驗過程中網衣垂直于試驗水槽底部和側壁，水流垂直作用于網衣結構上，流速采用布置在網衣中心垂直截面上的粒子圖像測速儀（PIV）技術進行測量。驗證中網衣具體參數見表1，入口水流流速取為0.17 m/s，網衣在水槽中的具體位置見圖5。

表1 網衣模型參數Tab.1 The characteristics of the net model

圖5 網衣布置Fig.5 The position of net in fluid computational domain

圖6為水流流速0.17 m/s，距離網衣背流側0.15 m處垂向的流速分布曲線。

圖6 網衣背流側0.15 m處z向速度變化曲線Fig.6 Magnitude of current velocity in z direction at 0.15 m on the downstream of net

從圖6中可以看出：受網衣阻流效應的影響，網衣背流側有明顯的流速衰減區域，速度有所減??；網衣背流側0.15 m處流速衰減區域內，水流流速數值模擬結果與朱傳之等［42］的仿真結果和Bi等［41］試驗結果吻合較好（其平均相對誤差分別為4.2%和9.3%），相對平均流速衰減率小于10%，且z方向的流速變化規律相同，說明所建數值模型可以很好地模擬網衣附近的流場變化情況。值得說明的是圖6中在z=-300 mm處數值模擬結果與試驗結果略有偏差，原因可能是Bi等［41］試驗過程中在z=-300 mm處安裝有較大阻流作用的直徑6 mm的圓鋼支架結構。

4 研究條件

4.1 網箱結構參數

文中所考慮升降式網箱結構擬應用于水深30～50 m的離岸外海域。升降式網箱結構需要依附在深水風電鋼管樁基礎上，鋼管樁為4 樁形式，樁距15 m，因此實際海域的網箱結構尺寸為15 m×15 m×12 m（長×寬×高），數值模擬過程中采用的比尺為1∶25，數值模擬的網箱結構尺寸為0.6 m×0.6 m×0.48 m（長×寬×高），網衣線面積系數、目腳直徑和目腳長度等參數仍然采用Bi等［41］的網衣模型參數，見表1，多孔介質模型參數D50和孔隙率仍取為0.016和0.32。

4.2 波浪參數

研究海域水深40 m，波浪條件（波高，周期）見表2，其中工況1 代表海域1 年一遇操作工況，工況2 代表海域50 年一遇極端工況。海流條件：工況1 沿深度方向平均流速1.08 m/s；工況2 沿深度方向平均流速1.82 m/s。數值模擬中采用的模型比尺為1∶25，水深D為1.6 m，數值模擬的波浪條件（波高，周期）見表3。

表2 實際海域波浪的極值參數Tab.2 Extreme parameters of waves in practical sea

表3 數值模擬波浪參數Tab.3 Wave parameters in numerical simulation

4.3 研究方案

數值模擬研究中網箱結構被簡化為由6 個面網衣組成的三維空間封閉結構，各工況下的網箱結構位置及監測點分布見圖7。數值計算中，網箱結構水平方向位置保持不變，只沿垂向進行位置移動，研究網箱結構淹沒深度變化導致的流場特性變化規律。

圖7 網箱結構及內部測點布置Fig.7 Diagram of the submersible cage structure and the layout of measuring points

5 研究結果與分析

首先研究工況1（操作工況）在波流共同作用下網箱結構內部的流場特性，然后研究工況2（極端工況）在波流共同作用下不同網箱下潛深度的流場變化特性，確定網箱結構極端工況下的最佳下潛深度。

5.1 工況1下的流場特性計算結果與分析

圖8 給出了工況1 水深D為1.6 m，波浪周期T=0.9 s，波高H=0.08 m，沿深度方向的平均流速0.216 m/s，網箱結構頂部潛深d=0 m時波浪與網箱結構作用10個周期后第11個周期內的流場。

圖8 工況1（操作工況）下網箱結構潛深0 m時一個周期內的流場計算結果（流線代表流動方向）Fig.8 Flow field under the operating condition of cage structure when d=0 m in one wave period (Streamlines represent the flow direction)

從圖8 中可以看出：波浪、流與網箱結構相互作用過程中網箱結構起到了一定的阻流效應，網箱結構內部流體速度得到了一定的消減；網箱結構背流側有一定的渦旋形成，速度有一定的減??；網箱結構下方流體速度有一定的增加，這一現象可能是波流作用下網箱結構的阻流作用導致的，并且這一現象在Bi 等［41］物理模型試驗結果中也存在，在流的作用下網箱結構下方流體流速呈現增加的現象。

圖9給出了1a#～1c#、2a#～2c#、3a#～3c#這9個測點的速度變化曲線。

圖9 工況1（操作工況）下網箱結構潛深0 m時的各測點速度歷時曲線Fig.9 Velocity variation curve of the measuring points under operating condition when d=0 m

從圖9 中可以看出：從測點編號1、2、3 來看，隨著測點位置靠后流速逐漸減小，從a、b、c 來看，隨著淹沒深度的增大，流速也減??；網箱結構內部流場水面附近的速度要大于網箱結構內中下部的流場速度，網箱結構內底部及網箱結構內后半部分流場的速度最小。

5.2 工況2下的流場特性計算結果與分析

工況2（極端工況）下網箱結構頂部淹沒深度從0 m開始進行模擬計算，依次模擬網箱結構頂部淹沒深度d為0.0、0.2、0.4、0.6、0.8 m，通過對比各種情況下的流場及監測點速度變化，確定網箱結構的最佳淹沒深度范圍。圖10給出了工況2（極端工況）水深D為1.6 m，波浪周期T=2.1 s，波高H=0.36 m，沿深度方向平均流速0.364 m/s，網箱結構頂部潛深0.0、0.2、0.4、0.6、0.8 m 時波浪與網箱結構作用10個波浪周期后（10.25倍周期）的流場，從圖10中可以看出：波流作用下網箱結構對流體速度具有一定的阻尼作用，網箱結構內部流場得到了一定的消減，由于網箱結構阻尼作用，網箱結構下方流體速度會有稍許增大。

圖10 工況2（極端工況）下10.25倍周期時的流場計算結果（流線代表流動方向）Fig.10 Flow field under extreme operating condition of the cage structure when t=10.25T (Streamlines represent the flow direction)

圖11 給出了波流作用下網箱結構頂部淹沒深度d為0.0、0.2、0.4、0.6、0.8 m 時網箱結構內部1a#～1c#、2a#～2c#、3a#～3c#這9 個測點的速度變化曲線。從圖11 中可以看出：淹沒深度d= 0 m 時網箱結構內部各測點的速度及速度波動最大，且在網箱結構內垂向中部位置速度最大，網箱結構內前半部分的速度變化幅度最大，網箱結構內后半部分速度較為穩定；淹沒深度d=0.8 m 時網箱結構內部各測點的速度及速度波動最小，網箱結構內前半部分和后半部分流場速度變化較??；通過不同淹沒工況網箱結構內部各測點速度的時間歷程變化可知，網箱結構頂部淹沒深度為0.4、0.6、0.8 m 這3 種工況下的各測點速度歷時變化曲線最為接近，網箱結構內部流場分布較為一致。

圖11 工況2（極端工況）下網箱結構d=0.0, 0.2, 0.4, 0.6, 0.8 m時的各測點速度歷時曲線Fig.11 Velocity variation curve of the measuring points under extreme operating condition when d=0.0, 0.2, 0.4, 0.6, 0.8 m

深海養殖網箱結構正常工作狀況下，網箱結構應布置在水面附近。極端工況下，為了保障網箱結構的安全及維護魚類生活的最佳生境，應使得網箱結構下潛到一定深度來保證獲得并維持與操作工況時盡可能相同的網箱結構內部流場特性，但網箱結構的下潛深度也要考慮觸底問題和經濟問題。由以上計算結果可知：工況2下（極端工況）網箱結構頂部淹沒深度從0.0 m到0.8 m的過程中，網箱結構內部流場的變化是依次更為穩定的，且網箱結構頂部淹沒深度為0.4、0.6、0.8 m這3種工況下測點速度的歷時變化曲線最為接近，說明網箱結構淹沒深度d在0.4～0.8 m 范圍內時淹沒深度的變化對網箱結構內部流場的影響最小，網箱結構內部的整個流場相對穩定，此時的網箱結構淹沒深度為最佳淹沒深度。

6 結 語

基于OpenFOAM 平臺開發了海上風電鋼管樁基礎上升降式網箱在波流共同作用下的水動力數值研究模型，采用多孔隙介質對網衣進行簡化計算，開展了極端工況下升降式網箱的水動力特性研究，并與操作工況下的流場特性進行了對比分析，明確了極端工況下升降式網箱結構的最適宜下潛深度范圍。研究成果表明：極端工況下升降式網箱結構的最佳下潛深度為水深的1/4～1/2，該下潛深度范圍內網箱結構內部流場分布較為均勻，流場速度變化幅度相對穩定，為網箱結構的最佳淹沒深度。該研究成果可為海上風電鋼管樁基礎上安裝的網箱結構設計提供參考，以對升降式網箱結構極端海況下網箱結構的有效下潛深度范圍進行界定，為升降式網箱結構極端海況下的安全性提供有效保障。

采用數值模擬方法研究了集成于風電鋼管樁基礎上的養殖網箱結構波浪場變化特性，試圖從魚類生境角度對網箱結構下潛深度給出建議。研究中網箱結構被簡化為固定的多孔介質結構，忽略了網衣結構的變形對流場特性的影響，而實際上網衣在水流的強烈作用下會發生變形，涉及到運動網衣對流場特性的影響，相關內容將是未來的研究范圍。