0 引言
自升式海上风机安装船作业过程中除承受自身结构荷载外,还会受风、波浪、海流等环境荷载作用,加之风机、塔筒、基础等吊物的重量大,吊装难度高,作业危险性大,有必要对安装船施工作业中的承载性能进行评估。很多学者利用模型试验和有限元分析对风机安装船的承载力进行了一系列研究。VLAHOS等[3]通过黏土中三腿自升式平台的缩尺模型试验,研究荷载方向、桩腿长度和预压比（预压荷载与自重荷载比值）对自升式平台桩靴基础系统承载力的影响。HU等[4]利用风洞试验研究三腿自升式平台在正常钻井工况和强风暴工况下的风荷载大小及风荷载入射角度对平台整体的影响。陈彦名[5]采用有限元的方法探究了复杂地质条件下组合荷载对三腿自升式平台的系统承载能力、失效模式、失效机理、荷载在各桩靴间的分布规律等的影响。VLAHOS等[6]采用有限元软件ABAQUS对均质黏土中三腿自升式钻井平台进行了Pushover分析,通过记录在水平荷载逐渐增大的情况下,竖向、水平、弯矩荷载在各桩靴基础中分布变化的过程及各桩靴基础发生的竖向、水平位移和转角,对自升式平台在均质黏土中的极限承载力和失效模式进行了研究。CHENG等[7]通过ABAQUS建立密实砂土中带有桁架式桩腿的三腿自升式平台模型,对模型施加固定大小的竖直荷载,通过逐级增加水平方向荷载的方式至平台失效,分析得出三腿自升式平台的失效模式。ROZMARYNOWSKI等[8]建立简化的自升式钻井平台数值模型,充分考虑自升式钻井平台所处的作业环境,将波浪荷载和风荷载这两类环境荷载作为基本的随机变量,研究波浪荷载和风荷载对自升式钻井平台失效概率的影响以及在波浪荷载和风荷载单一或联合作用下平台所发生的失效模式。ZHANG等[9]通过有限元软件ABAQUS建立自升式钻井平台桩靴基础的数值模型,研究桩靴基础发生的转角对整体自升式钻井平台的极限承载力的影响。
此外近些年不少学者对海洋平台桩靴的承载力也进行了深入研究。付丽娜[10]使用ABAQUS进行考虑桩土相互作用的桩靴承载能力数值研究并与经典土力学极限承载力的计算值进行对比。张浦阳[11]定性和定量地分析了多层土条件下,桩靴承载力和孔穴的变化规律,揭示了桩靴发生穿刺现象的实质;进一步提出了桩靴极限安全深度的概念,系统描述了上下土层强度比、上层土相对厚度、下层土标准化抗剪强度和土体强度非均匀系数等参数变化对桩靴承载力的影响;最后给出了适用于工程使用的上硬下软黏土中桩靴承载力系数的计算方法。林一[12]探究了海底均质土和成层土以及各土层参数对自升式平台承载力的影响。任利辉等[13]同样通过有限元分析对双层黏土中自升式平台桩靴极限承载力进行了研究,得出上、下层土强度比越大,上层土相对厚度比越小,发生穿刺的可能性就越大的结论。
国内外学者对自升式海洋平台及桩靴的承载性能问题已经进行了诸多研究,并取得了一些成果,但对四腿型海上风机安装船在砂土中的承载特性仍有待深入研究。本文基于模型试验和有限元分析,对某海上风电风机安装船模型的水平承载力进行研究。重点分析加载角度对风机安装船极限承载力以及桩靴周围土压力的影响。
1 模型试验
1.1 模型设计参数
Fig. 1 Schematic diagram of jack-up wind turbine installation vessel图1 风机安装船示意图 |
Table 1 Main parameters of the model表1 模型主要参数 |
| 参数/单位 | 数值 |
|---|---|
| 船体型长/mm | 945 |
| 船体型宽/mm | 433 |
| 船体型深/mm | 76 |
| 桩腿长度/mm | 867 |
| 桩腿直径/mm | 6 |
Table 2 Sandy soil parameters表2 砂土参数 |
| 砂土参数/单位 | 数值 |
|---|---|
| 相对密实度 | 0.58 |
| 压缩模量/MPa | 18 |
| 黏聚力/kPa | 13.2 |
| 内摩擦角/(°) | 32.5 |
| 最大干密度/(g/cm3) | 1.5 |
| 最小干密度/(g/cm3) | 1.28 |
| 比重 | 2.42 |
| 渗透系数/(cm/s) | 0.039 |
Fig.2 Grading curve of the sandy soil图2 砂土级配曲线 |
1.2 试验装置
Fig. 3 Schematic diagram of test device layout图3 试验装置布置示意图 |
Fig. 4 Schematic diagram of earth pressure sensor layout图4 土压力传感器布置示意图 |
1.3 试验方案
试验设置了0°、45°、60°、90°β四种不同的加载角度,加载速度均保持16 mm/min不变,桩靴入泥深度均为保持6 cm。为方便试验进行,对模型预埋进行处理。加载点位于船体模型下方8 cm处。每个工况试验进行前均经过静力触探试验确保每个工况试验土体的物理力学性质没有变化或变化很小。
2 试验结果分析
2.1 水平极限承载力
图5为不同加载角度下模型试验所得出的风机安装船的位移荷载曲线。
Fig. 5 Horizontal load-displacement curves图5 水平荷载-位移曲线 |
由图5可知,风机安装船在水平加载时随着位移增加,荷载不断增大,达到一定程度便出现明显拐点,此时可认为风机安装船达到其水平极限承载状态。当加载角度为0°、45°、60°、90°β时,试验所得极限承载力分别为137.2、119.63、103.93、96.22 N。相较于加载角度为0°β的工况水平极限承载力,加载角度为45°、60°、90°β时水平极限承载力分别减少12.86%、24.29%、29.90%。
2.2 土压力变化
桩靴顶部土压力变化值随位移的变化如图6所示,图中可见,A2的土压力比较大,说明受压一侧的土压力计所在位置的土压变化较大。观察离散程度,同样可以发现A2比A1、B1、B2略大,说明受压一侧的土压力计所在位置的土压的离散程度较大。最大和最小土压力都在0°β加载的工况下出现,分别为10.33 kPa和 -3.97 kPa。说明0°β加载时桩靴周围的土压变化较大。
Fig. 6 Variation of soil pressure at the top of spudcans for different loading angles图6 不同加载角度下桩靴顶部土压力变化 |
不同加载角度下桩靴顶部土压力变化统计值的对比如图7所示,统计值包括均值、中位数、最小值、最大值。由图可知,加载角度等于0°β时,桩靴顶部土压力变化最大。其中在任何角度下A2传感器所在的桩靴始终处于受压状态,A2的土压力变化也比其他位置大。
Fig. 7 Comparison of soil pressure changes at the top of spudcans for different loading angles图7 不同加载角度下桩靴顶部土压变化对比 |
桩靴底部土压力变化值随位移的变化如图8所示。可以观察到A4的土压变化值的最大值比较大,这与A2处产生较大土压变化值的原因一致,两者都处于受压的一侧。桩靴底部土压传感器位置处的最大值为15.03 kPa,最小值为 -9.41 kPa。通过对比,显然桩靴底部的土压变化明显大于桩靴顶部,这也比较符合桩靴顶部土体出现隆起并且迅速破坏的试验现象。
Fig. 8 Variation of soil pressure at the bottom of spudcans for different loading angles图8 不同加载角度下桩靴底部土压力变化 |
Fig. 9 Comparison of soil pressure changes at the bottom of spudcans for different loading angles图9 不同加载角度下桩靴底部土压变化对比 |
通过对比分析发现90°β加载角度对应的土压变化的离散程度最小,其余角度加载土压变化更为离散。由于试验对侧向位移没有限制,因此可以看出0°、45°、60°β虽然相对90°β的水平极限承载力有所提升,但稳定性却会下降,在实际工程中对地基承载力要求更高,如遇到上硬下软的海底地层时,可能发生穿刺现象。
3 有限元模型
3.1 计算模型
采用ABAQUS有限元软件建立风机安装船的三维有限元模型,如图10所示,其中,有限元计算中的地基土体采用Mohr-Coulomb本构模型,其参数设置为密度ρ = 350 kg/m3、内摩擦角φ = 34.46°、黏聚力c = 3.27 kPa、弹性模量E = 18 MPa、泊松比u = 0.3。为了消除边界条件对风机安装船模型水平承载性能的影响,地基土体采用长 × 宽 × 高为2 m × 2 m × 1 m的长方体,土体底面为全固定约束,侧面施加水平约束,土体和基础之间采用接触对模拟。由于本次试验不考虑结构变形,材料选用刚性材料,模型视为刚体模型。
Fig. 10 Finite element mode图10 有限元模型 |
分析工况除了物理模型试验选用的4种角度外,另外补充了15°、30°、75°β三种加载角度的有限元工况。
3.2 加载方式
采用位移控制法对风机安装船进行水平加载,加载点与试验相同,均位于船体模型下方8 cm处,在ABAQUS中调整X与Y方向的位移来实现不同角度的加载。
3.3 水平极限承载力
图11为不同加载角度下有限元计算得出的风机安装船的位移荷载曲线。通过对比模型试验和有限元计算的0°、45°、60°、90°β加载角度的位移荷载曲线,两者整体趋势相似。有限元计算结果与模型试验的水平极限承载力的最大误差为5.81%,两者结果相近。图12为有限元计算所得风机安装船水平极限承载力与加载角度的关系曲线。由图可知,当加载角度小于30°β时,风机安装船的水平极限承载力缓慢增加,当加载角度在30°时达到风机安装船水平极限承载力的最大值,而30°正好是从桩腿所在位置进行加载对应的角度;当加载角度大于30°β时,风机安装船的水平极限承载力迅速下降,然后在90°时达到最小值。相对于加载角度为90°的工况极限承载力,角度每减小15°,水平极限承载力分别增加0.54%（75°）、9.61%（60°）、17.14%（45°）、46.83%（30°）、44.80%（15°）、44.32%（0°）。
Fig. 11 Horizontal load-displacement of jack-up wind turbine installation vessel图11 自升式海上风机安装船的水平荷载-位移曲线 |
Fig. 12 Comparison of horizontal ultimate bearing capacity of jack-up wind turbine installation vessel for different loading angles图12 自升式海上风机安装船水平极限承载力随角度变化 |
4 结论
通过研究风机安装船在不同加载角度下的响应,分析其水平承载力和桩靴周围土压力的变化,得出如下结论：
（1）对于本试验的风机安装船模型,其最大水平承载力对应的加载角度约为30°,对应通过桩腿的加载方向,此时风机安装船依靠自身重力维持平衡的反力力臂最大,因此风机安装船最大水平承载力对应的角度与其桩腿所在位置密切相关。
（2）试验中,桩靴顶部与底部的土压力变化值最大分别为10.33 kPa、15.03 kPa,最小分别为 -3.97 kPa、-9.41 kPa。0°β加载对桩靴顶部周围土压力变化的影响最大,60°β加载对桩靴底部周围土压力变化的影响最大。桩靴底部的土压力变化明显大于顶部,这对桩靴底部地基的承载能力要求更高。
（3）当加载角度和船体不能保持垂直时,桩靴底部的土压变化趋于增大,离散程度也趋于增大,稳定性变差,这与试验现象吻合。此时风机安装船对地基承载力的要求更高。
