黏土中海上風電三筒基礎上拔阻力特性研究*

張浦陽，信連碩，樂叢歡，丁紅巖

黏土中海上風電三筒基礎上拔阻力特性研究*

張浦陽1,2,?，信連碩1，樂叢歡1,2，丁紅巖1,2

（1. 天津大學 建筑工程學院，天津 300350；2. 天津大學，水利工程智能建設與運維全國重點實驗室，天津 300350）

通過數值仿真的方式對黏土中三筒導管架基礎上拔阻力特性進行研究，明確吸力筒直徑與筒高對三筒基礎上拔阻力曲線的影響與上拔過程中吸力筒所受摩擦力的分布特征。結果表明：三筒導管架上拔阻力隨基礎位移呈現快速升高后逐漸回落的特點；最大上拔阻力隨著吸力筒直徑的增大而近似線性增大，最大上拔阻力對應的基礎位移穩定在吸力筒筒高的2%左右；在上拔過程中，筒壁摩擦力從向上轉為向下，吸力筒下部摩擦力與吸力筒外側摩擦力都表現出了更快的響應速度；僅自重作用下基礎吸力筒摩擦力分布與破土時刻吸力筒摩擦力分布規律相似、大小相近、方向相反；吸力筒內壁摩擦力相較于吸力筒外壁摩擦力沿圓周分布更加均勻。

三筒導管架基礎；上拔阻力；摩擦力；黏土；海上風電

0 引 言

當前全球化石能源緊缺，環境治理赤字嚴重，以風能為首的新型能源成為全球能源危機的破局點。海上風電相較于陸上風電有發電量高、占用土地少等優勢，近年來得到很大程度的發展。

目前海上風電的基礎類型一般為單樁基礎、高樁承臺基礎、吸力筒型基礎、漂浮式基礎、重力式基礎等，其中單樁基礎在全球風機基礎中的占比最高。吸力筒基礎通過泵撬塊對筒內施加吸力，從而產生筒內外壓強差驅使基礎沉貫安裝，此類基礎具有安裝簡單、可回收、安裝噪音小的特點，并且近年來以吸力筒基礎技術為支撐，已經實現了海上風電“一步式”安裝，在海上“栽”風機的目標已經實現。

丁紅巖等[1-2]描述了我國海洋工程上第一個多筒吸力基礎負壓下沉、調平以及注水拆除的試驗過程，為海上多筒吸力基礎平臺沉放安裝以及回收拆除提供了重要參考。DING等[3]采用數值模擬的方式研究了海上風電復合筒型基礎在多種土質條件與不同荷載組合作用下的極限承載能力，明確了吸力筒直徑、地基土強度以及分倉隔板對結構極限承載能力的影響。ZHANG等[4]提出了一種海上風電三筒基礎下水技術，研究了儲氣量與海況對三筒基礎運動響應的影響。LE等[5]對服役7年的筒型基礎系泊平臺進行拆除并在拆除后重新進行安裝，結果表明在較長的服役時間后，筒型基礎平臺的極限抗拔力提高了約85%。HUANG等[6]進行了模型試驗，研究了改進型吸力沉箱和常規吸力沉箱的注水拆除過程，同時研究了不同的拆除方式（注水拆除和吊裝拆除）和注水速率對超孔隙水壓力變化的影響。ZHAO等[7]研究了復合筒型基礎的浮運過程，分析了波浪周期與波高對基礎浮運穩定性以及系纜力的影響。DING等[8]通過振動臺試驗研究了地震導致的地基液化對四筒導管架基礎動力響應的影響。

在多筒導管架基礎達到使用年限之后需要對其進行拆除，很多基礎在安裝時向吸力筒內灌入了砂漿導致無法使用注水拆除法，只能采用起重船進行上拔拆除。目前的研究集中在多筒基礎的下沉安裝、注水拆除、抗震能力以及極限承載能力方面，有關上拔拆除工藝的研究也僅限于單筒結構，鮮有針對多筒基礎整體上拔拆除的研究。本文旨在研究黏土中不同尺寸三筒導管架基礎上拔拆除過程中抗拔阻力的變化以及吸力筒內外壁摩擦力的分布規律。

1 有限元模型

使用ABAQUS軟件建立了三筒導管架基礎有限元模型，模型結構如圖1（a）所示，過渡段部分高5 m，導管架部分高38.7 m，加強段部分高2 m，吸力筒中心相距34 m，以筒基直徑和筒高為研究變量?；A整體為鋼制結構，在有限元模型中使用殼單元進行模擬，采用Von Mises屈服準則，屈服強度為345 MPa，彈性模量為210 GPa，泊松比為0.3，密度為7 850 kg/m3。地基土為黏土，采用摩爾?庫倫本構，黏聚力為30 kPa，彈性模量為2.5 MPa，泊松比為0.3，密度為1 550 kg/m3。

導管架各部分之間采用綁定接觸，地基與吸力筒之間采用摩擦接觸，筒土之間的摩擦系數取值為0.29。有限元模型中三筒導管架基礎部分網格數約為6 × 104，網格類型為S4R，地基土部分網格數約為7.8 × 105，網格類型為C3D8R。在繪制地基土部分的網格時，需要在筒土接觸部分布置較多的網格以提高計算精度，在土體邊緣適當減少網格數量以提高計算速度。

為研究吸力筒尺寸對三筒導管架基礎上拔拆除過程的影響，建立9個不同尺寸的基礎模型，D15H10工況吸力筒直徑為15 m、筒高為10 m，其他工況也按照此方式命名。三筒導管架基礎的上拔拆除過程擬合是通過在基礎頂部施加豎直向上位移來實現的，為獲取上拔過程中上拔阻力以及筒土之間摩擦力的變化規律，將位移設置為隨工作步增量線性增大。

圖1 三筒導管架基礎計算模型

2 三筒導管架基礎上拔曲線

各計算方案上拔過程曲線如圖2所示，9條回收曲線在基礎回收的最開始階段，上拔阻力隨位移快速增加，在達到最大值之后會隨著位移的增大而衰減，最后穩定在基礎自重值。

以最大上拔阻力為標志，定義最大上拔阻力出現之前為破土前階段，最大上拔阻力出現后為破土后階段，出現最大上拔阻力的位移為破土位移。

吸力筒尺寸對最大上拔阻力與破土位移的影響如圖3所示。最大上拔阻力隨著筒身高度增大而增大，并且最大上拔阻力的增大幅度也有一定程度的上升；最大上拔阻力隨著筒身直徑的增大近似線性增大；破土位移穩定在吸力筒筒高的2%左右；基礎直徑對破土位移的影響不大。

圖3 吸力筒高度（a）和直徑（b）對最大上拔阻力的影響；吸力筒高度（c）和直徑（d）對破土位移的影響

3 上拔過程吸力筒所受摩擦阻力研究

3.1 研究路徑

以D15H10工況為例，研究上拔過程中吸力筒筒壁摩擦力分布。由于三筒導管架基礎結構為中心對稱與軸對稱結構，在研究吸力筒摩擦力分布時，以圖4（a）中右側吸力筒為研究對象。上拔過程吸力筒內外壁摩擦力分布如圖4（b、c），內壁摩擦力呈現較為均勻的環狀分布，外壁摩擦力的分布并不均勻。為研究外壁摩擦力分布規律，定義吸力筒左側為內側，吸力筒右側為外側，在吸力筒筒壁上以45°為間隔選取5條研究路徑，如圖4（a）。在研究吸力筒內壁摩擦力時，選取路徑1的數據進行研究。

圖4 吸力筒內外壁摩擦力分布特點以及摩擦力研究路徑

3.2 回收過程中吸力筒內壁摩擦阻力分布

回收過程中，吸力筒內壁所受摩擦力變化如圖5所示，定義筒壁最上端高程為0 m，最底端高程為?10 m。在回收初始階段，吸力筒內壁所受摩擦力向上，摩擦力數值為正值，最大摩擦力出現在距離基礎底部1 m附近，分布曲線呈現開口向右的“C”狀分布。隨著基礎向上位移的增大，筒型基礎內壁所受摩擦力逐漸從向上轉變為向下，這個過程中基礎中下部表現出了更快的響應速度。引起這種現象的原因是基礎中下部所受土壓力更大，因此單位位移引起的摩擦力變化更大。在基礎位移為10 ～ 15 cm時，出現吸力筒內壁上部摩擦力向上、下部摩擦力向下的情況。出現這種現象的原因是上部土體的剛度小于下部土體，以至于在僅重力作用的時候，筒土之間的摩擦力使得上部土體進行了更大的沉降變形，因此在回收過程中，當下部土體恢復到無摩擦的中立位置時，上部土體依然保有一定的沉降變形。

圖5 上拔過程中破土前（a）和破土后（b）吸力筒內壁摩擦力分布

達到破土位移時，吸力筒內壁摩擦力呈現開口向左的“C”狀分布，最大向下摩擦力出現在距離筒底部0.5 m附近。這與位移為0 cm時的摩擦曲線分布規律相似，出現最大摩擦力的位置相近，摩擦力方向相反，最大向上摩擦力略大于最大向下摩擦力。

在破土后，基礎內壁所受摩擦力由開口向左的“C”狀分布規律轉變為由上至下逐漸增大的分布規律，吸力筒同一高度處摩擦力隨著位移的增大而減小。出現這種現象的原因是破土后基礎已經突破土體對其豎直方向的嵌固約束，內壁摩擦力從靜摩擦轉變為動摩擦，此時內壁摩擦力取決于所在位置的有效土壓力，因此內壁摩擦力隨著入泥深度的增大而增大，隨基礎向上位移的增大而減小。

3.3 回收過程中吸力筒外壁摩擦阻力分布

回收過程中，路徑1與路徑5的吸力筒外壁摩擦分布變化如圖6所示。

圖6 上拔過程中破土前（a、b）和破土后（c、d）兩種路徑吸力筒外壁摩擦力分布

吸力筒外壁摩擦分布規律與內壁相似，大小相近，不同點在于在位移為0 cm時吸力筒外壁摩擦力呈現“S”狀分布而非“C”狀分布，且越靠近基礎外側摩擦力“S”狀分布越明顯。三筒導管架基礎在位移為0 cm時的變形如圖1（c）所示?；A吸力筒部分有著明顯的向外傾斜的變形，因此越靠近外側的土體，被動受壓的情況越明顯，這將導致摩擦力的“S”狀分布也越明顯。

3.3.1 不同路徑外壁摩擦力分布

吸力筒不同角度所受外壁摩擦力分布如圖7所示。位移為0 cm時，路徑4與路徑5外壁摩擦力出現明顯的減弱；基礎位移2.5 cm時路徑1的外壁摩擦力與基礎位移10 cm時路徑5的外壁摩擦力表現出相同的分布規律，一定程度上可以說明，吸力筒內側外壁摩擦力與外側外壁摩擦力在破土前分布特征相似，吸力筒外側外壁摩擦力分布的變化速度快于內側。在破土時，吸力筒外壁摩擦力呈現與內壁摩擦力相似的“C”狀分布規律，最大向下摩擦力也出現在距離基礎底部0.5 m附近?；A位移至1 m后，吸力筒外壁摩擦力分布由“C”狀分布轉變為由上至下逐漸增大的分布規律，并持續至完全拔出，這過程中內側提供的摩擦阻力始終大于外側。

圖7 吸力筒不同角度外壁摩擦力分布

3.3.2 不同路徑外壁摩擦阻力合力

將各路徑外壁摩擦力分布曲線沿高度進行積分，得到各路徑單位寬度外壁摩擦阻力合力，如圖8所示。僅重力作用時，吸力筒外側外壁摩擦阻力大于內側。在前10 cm的上拔過程中，摩擦力由向上快速轉為向下，隨后摩擦力變化速率降低。吸力筒外側外壁摩擦力在上拔過程中表現出更快的響應速度，隨著位移增大，各路徑的摩擦力大小逐漸接近。

4 結 論

通過數值仿真的方式對三筒導管架基礎上拔拆除過程進行研究，所得吸力筒尺寸對基礎上拔阻力的影響可以用于指導基礎拆除過程中起重船的選型工作，所得上拔過程中吸力筒摩擦力分布規律可用于指導拆除過程中的減阻工作。主要結論如下：

（1）吸力筒內壁摩擦力相較于外壁摩擦力更加均勻。

（2）最大上拔阻力隨著筒身高度增大而增大，并且增大幅度也有一定程度的上升；最大上拔阻力隨著筒身直徑的增大近似線性增大。

（3）在本文土質參數條件下，最大上拔阻力對應的破土位移穩定在筒高的2%左右，吸力筒直徑對破土位移沒有太大影響。

（4）在吸力筒所受摩擦力由向上轉為向下的過程中，吸力筒中下部的摩擦力與外側的摩擦力表現出了更快的響應速度。

（5）基礎僅在重力作用下的摩擦力分布與破土位移時的摩擦力分布規律相近，大小相反。破土時刻最大向下摩擦力略小于僅重力作用下的最大向上摩擦力。

[1] 丁紅巖, 王立國, 杜杰. 多筒吸力平臺沉放調平模型試驗[J]. 巖土力學, 2004, 25(3): 386-390. DOI: 10.3969/ j.issn.1000-7598.2004.03.011.

[2] 丁紅巖, 張浦陽. 多筒系纜平臺原型頂升試驗研究[J]. 巖土力學, 2008, 29(6): 1585-1588. DOI: 10.3969/j.issn. 1000-7598.2008.06.028.

[3] DING H Y, HU R Q, ZHANG P Y, et al. Load bearing behaviors of composite bucket foundations for offshore wind turbines on layered soil under combined loading[J]. Ocean engineering, 2020, 198: 106997. DOI: 10.1016/j. oceaneng.2020.106997.

[4] ZHANG P Y, QI X, WEI Y M, et al. Hydrodynamic characteristics of three-bucket jacket foundation for offshore wind turbines during the lowering process[J]. China ocean engineering, 2023, 37(1): 73-84. DOI: 10.1007/s13344-023-0007-5.

[5] LE C H, DING H Y, ZHANG P Y. Prototype testing for the partial removal and re-penetration of the mooring dolphin platform with multi-bucket foundations[J]. Marinestructures, 2018, 59: 80-93. DOI: 10.1016/j.marstruc.2017. 12.008.

[6] HUANG L X, ZHANG Y K, LI D Y. Experimental studies on extraction of modified suction caisson (MSC) in sand by reverse pumping water[J]. China ocean engineering, 2021, 35(2): 272-280. DOI: 10.1007/s13344-021-0024-1.

[7] ZHAO X, ZHANG P Y, LE C H, et al. Floating behavior of a composite bucket foundation under the combined action of wind and waves[J]. Journal of marine science and engineering, 2022, 10(2): 147. DOI: 10.3390/jmse10020147.

[8] DING H Y, LI J Y, LE C H, et al. Shaking table tests of four-bucket jacket foundation for offshore wind turbines[J]. China ocean engineering, 2022, 36(6): 849-858.DOI: 10.1007/s13344-022-0075-y.

Pull-Up Resistance Characteristics of Three-Bucket Jacket Foundation in Clay

ZHANG Puyang1,2,?, XIN Lianshuo1, LE Conghuan1,2, DING Hongyan1,2

(1. School of Civil Engineering, Tianjin University, Tianjin 300350, China; 2. State Key Laboratory of Hydraulic Engineering Intelligent Construction and Operation, Tianjin University, Tianjin 300350, China)

The pull-up resistance characteristics of the three-bucket jacket foundation in clay are studied by means of numerical simulation, the influence of diameter and height of bucket on the pull-up resistance curve and the distribution characteristics of friction force of bucket are clarified. The results suggest that the pull-up resistance rises sharply and then gradually falls with the increase of the foundation displacement; the maximum pull-up resistance rises linearly with the increase of the bucket diameter; the foundation displacement corresponding to the maximum pull-up resistance is stable at about 2% of the height of the bucket; the friction force of the bucket shifts from upward to downward during upward pulling, and both the lower and outer friction forces of the bucket show a quicker response time; only under the action of dead weight, the friction distribution of the bucket is similar to that at the time of soil breaking, but in the opposite direction; the friction force of the inner wall of the bucket is more uniform than that of the outer wall.

three-bucket jacket foundation; pull-up resistance; friction; clay; offshore wind power

2095-560X（2023）06-0506-06

TK83

A

10.3969/j.issn.2095-560X.2023.06.003

2023-02-23

2023-04-13

張浦陽，E-mail：zpy_td@163.com

張浦陽, 信連碩, 樂叢歡, 等. 黏土中海上風電三筒基礎上拔阻力特性研究[J]. 新能源進展, 2023, 11(6): 506-511.

：ZHANG Puyang, XIN Lianshuo, LE Conghuan, et al. Pull-up resistance characteristics of three-bucket jacket foundation in clay[J]. Advances in new and renewable energy, 2023, 11(6): 506-511.

張浦陽（1978-），男，博士，副教授，主要從事建筑科學與工程技術、新能源海上風電技術研究。