引用本文
张浦阳, 信连硕, 乐丛欢, 丁红岩. 黏土中海上风电三筒基础上拔阻力特性研究[J]. 新能源进展, 2023,11(6): 506-511
ZHANG Puyang, XIN Lianshuo, LE Conghuan, DING Hongyan. Pull-Up Resistance Characteristics of Three-Bucket Jacket Foundation in Clay[J]. ADV NEW RENEWABLE EN, 2023,11(6): 506-511.  
Doi: 10.3969/j.issn.2095-560X.2023.06.003
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黏土中海上风电三筒基础上拔阻力特性研究
张浦阳1,2,†, 信连硕1, 乐丛欢1,2, 丁红岩1,2
1. 天津大学 建筑工程学院,天津 300350
2. 天津大学,水利工程智能建设与运维全国重点实验室,天津 300350
† 通信作者：张浦阳,E-mail：zpy_td@163.com

作者简介：张浦阳（1978-）,男,博士,副教授,主要从事建筑科学与工程技术、新能源海上风电技术研究。

收稿日期: 2023-02-23 修订日期:2023-04-13
摘要

通过数值仿真的方式对黏土中三筒导管架基础上拔阻力特性进行研究,明确吸力筒直径与筒高对三筒基础上拔阻力曲线的影响与上拔过程中吸力筒所受摩擦力的分布特征。结果表明：三筒导管架上拔阻力随基础位移呈现快速升高后逐渐回落的特点;最大上拔阻力随着吸力筒直径的增大而近似线性增大,最大上拔阻力对应的基础位移稳定在吸力筒筒高的2%左右;在上拔过程中,筒壁摩擦力从向上转为向下,吸力筒下部摩擦力与吸力筒外侧摩擦力都表现出了更快的响应速度;仅自重作用下基础吸力筒摩擦力分布与破土时刻吸力筒摩擦力分布规律相似、大小相近、方向相反;吸力筒内壁摩擦力相较于吸力筒外壁摩擦力沿圆周分布更加均匀。

关键词: 三筒导管架基础; 上拔阻力; 摩擦力; 黏土; 海上风电
中图分类号:TK83 文献标识码:A 文章编号:2095-560X（2023）06-0506-06
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
Abstract

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.

Key words: three-bucket jacket foundation; pull-up resistance; friction; clay; offshore wind power
0 引言

当前全球化石能源紧缺, 环境治理赤字严重, 以风能为首的新型能源成为全球能源危机的破局点。海上风电相较于陆上风电有发电量高、占用土地少等优势, 近年来得到很大程度的发展。

目前海上风电的基础类型一般为单桩基础、高桩承台基础、吸力筒型基础、漂浮式基础、重力式基础等, 其中单桩基础在全球风机基础中的占比最高。吸力筒基础通过泵撬块对筒内施加吸力, 从而产生筒内外压强差驱使基础沉贯安装, 此类基础具有安装简单、可回收、安装噪音小的特点, 并且近年来以吸力筒基础技术为支撑, 已经实现了海上风电“ 一步式” 安装, 在海上“ 栽” 风机的目标已经实现。

丁红岩等[1, 2]描述了我国海洋工程上第一个多筒吸力基础负压下沉、调平以及注水拆除的试验过程, 为海上多筒吸力基础平台沉放安装以及回收拆除提供了重要参考。DING等[3]采用数值模拟的方式研究了海上风电复合筒型基础在多种土质条件与不同荷载组合作用下的极限承载能力, 明确了吸力筒直径、地基土强度以及分仓隔板对结构极限承载能力的影响。ZHANG等[4]提出了一种海上风电三筒基础下水技术, 研究了储气量与海况对三筒基础运动响应的影响。LE等[5]对服役7年的筒型基础系泊平台进行拆除并在拆除后重新进行安装, 结果表明在较长的服役时间后, 筒型基础平台的极限抗拔力提高了约85%。HUANG等[6]进行了模型试验, 研究了改进型吸力沉箱和常规吸力沉箱的注水拆除过程, 同时研究了不同的拆除方式（注水拆除和吊装拆除）和注水速率对超孔隙水压力变化的影响。ZHAO等[7]研究了复合筒型基础的浮运过程, 分析了波浪周期与波高对基础浮运稳定性以及系缆力的影响。DING等[8]通过振动台试验研究了地震导致的地基液化对四筒导管架基础动力响应的影响。

在多筒导管架基础达到使用年限之后需要对其进行拆除, 很多基础在安装时向吸力筒内灌入了砂浆导致无法使用注水拆除法, 只能采用起重船进行上拔拆除。目前的研究集中在多筒基础的下沉安装、注水拆除、抗震能力以及极限承载能力方面, 有关上拔拆除工艺的研究也仅限于单筒结构, 鲜有针对多筒基础整体上拔拆除的研究。本文旨在研究黏土中不同尺寸三筒导管架基础上拔拆除过程中抗拔阻力的变化以及吸力筒内外壁摩擦力的分布规律。

1 有限元模型

使用ABAQUS软件建立了三筒导管架基础有限元模型, 模型结构如图1（a）所示, 过渡段部分高5 m, 导管架部分高38.7 m, 加强段部分高2 m, 吸力筒中心相距34 m, 以筒基直径和筒高为研究变量。基础整体为钢制结构, 在有限元模型中使用壳单元进行模拟, 采用Von Mises屈服准则, 屈服强度为345 MPa, 弹性模量为210 GPa, 泊松比为0.3, 密度为7 850 kg/m3。地基土为黏土, 采用摩尔-库伦本构, 黏聚力为30 kPa, 弹性模量为2.5 MPa, 泊松比为0.3, 密度为1 550 kg/m3。

图1 三筒导管架基础计算模型Fig. 1 Three-bucket jacket calculation model

导管架各部分之间采用绑定接触, 地基与吸力筒之间采用摩擦接触, 筒土之间的摩擦系数取值为0.29。有限元模型中三筒导管架基础部分网格数约为6 × 104, 网格类型为S4R, 地基土部分网格数约为7.8 × 105, 网格类型为C3D8R。在绘制地基土部分的网格时, 需要在筒土接触部分布置较多的网格以提高计算精度, 在土体边缘适当减少网格数量以提高计算速度。

为研究吸力筒尺寸对三筒导管架基础上拔拆除过程的影响, 建立9个不同尺寸的基础模型, D15H10工况吸力筒直径D为15 m、筒高H为10 m, 其他工况也按照此方式命名。三筒导管架基础的上拔拆除过程拟合是通过在基础顶部施加竖直向上位移来实现的, 为获取上拔过程中上拔阻力以及筒土之间摩擦力的变化规律, 将位移设置为随工作步增量线性增大。

2 三筒导管架基础上拔曲线

各计算方案上拔过程曲线如图2所示, 9条回收曲线在基础回收的最开始阶段, 上拔阻力随位移快速增加, 在达到最大值之后会随着位移的增大而衰减, 最后稳定在基础自重值。

图2 三筒导管架基础前0.5 m（a）和全程（b）上拔过程曲线Fig. 2 Pull-out process curve of three-bucket jacket foundation before 0.5 meters (a) and full range (b)

以最大上拔阻力为标志, 定义最大上拔阻力出现之前为破土前阶段, 最大上拔阻力出现后为破土后阶段, 出现最大上拔阻力的位移为破土位移。

吸力筒尺寸对最大上拔阻力与破土位移的影响如图3所示。最大上拔阻力随着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; 最大上拔阻力随着筒身直径的增大近似线性增大; 破土位移稳定在吸力筒筒高的2%左右; 基础直径对破土位移的影响不大。

图3 吸力筒高度（a）和直径（b）对最大上拔阻力的影响; 吸力筒高度（c）和直径（d）对破土位移的影响Fig. 3 The influence of bucket height (a) and diameter (b) on maximum pull-out resistance; the influence of bucket height (c) and diameter (d) on soil penetration displacement

3 上拔过程吸力筒所受摩擦阻力研究
3.1 研究路径

以D15H10工况为例, 研究上拔过程中吸力筒筒壁摩擦力分布。由于三筒导管架基础结构为中心对称与轴对称结构, 在研究吸力筒摩擦力分布时, 以图4（a）中右侧吸力筒为研究对象。上拔过程吸力筒内外壁摩擦力分布如图4（b、c）, 内壁摩擦力呈现较为均匀的环状分布, 外壁摩擦力的分布并不均匀。为研究外壁摩擦力分布规律, 定义吸力筒左侧为内侧, 吸力筒右侧为外侧, 在吸力筒筒壁上以45° 为间隔选取5条研究路径, 如图4（a）。在研究吸力筒内壁摩擦力时, 选取路径1的数据进行研究。

图4 吸力筒内外壁摩擦力分布特点以及摩擦力研究路径Fig. 4 Distribution characteristics and research path of friction on inner and outer walls of bucket

3.2 回收过程中吸力筒内壁摩擦阻力分布

回收过程中, 吸力筒内壁所受摩擦力变化如图5所示, 定义筒壁最上端高程为0 m, 最底端高程为 -10 m。在回收初始阶段, 吸力筒内壁所受摩擦力向上, 摩擦力数值为正值, 最大摩擦力出现在距离基础底部1 m附近, 分布曲线呈现开口向右的“ C” 状分布。随着基础向上位移的增大, 筒型基础内壁所受摩擦力逐渐从向上转变为向下, 这个过程中基础中下部表现出了更快的响应速度。引起这种现象的原因是基础中下部所受土压力更大, 因此单位位移引起的摩擦力变化更大。在基础位移为10 ~ 15 cm时, 出现吸力筒内壁上部摩擦力向上、下部摩擦力向下的情况。出现这种现象的原因是上部土体的刚度小于下部土体, 以至于在仅重力作用的时候, 筒土之间的摩擦力使得上部土体进行了更大的沉降变形, 因此在回收过程中, 当下部土体恢复到无摩擦的中立位置时, 上部土体依然保有一定的沉降变形。

图5 上拔过程中破土前（a）和破土后（b）吸力筒内壁摩擦力分布Fig. 5 Distribution of friction on the inner wall of the bucket before upward pulling (a) and after breaking through the soil (b)

达到破土位移时, 吸力筒内壁摩擦力呈现开口向左的“ C” 状分布, 最大向下摩擦力出现在距离筒底部0.5 m附近。这与位移为0 cm时的摩擦曲线分布规律相似, 出现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, 基础内壁所受摩擦力由开口向左的“ C” 状分布规律转变为由上至下逐渐增大的分布规律, 吸力筒同一高度处摩擦力随着位移的增大而减小。出现这种现象的原因是破土后基础已经突破土体对其竖直方向的嵌固约束, 内壁摩擦力从静摩擦转变为动摩擦, 此时内壁摩擦力取决于所在位置的有效土压力, 因此内壁摩擦力随着入泥深度的增大而增大, 随基础向上位移的增大而减小。

3.3 回收过程中吸力筒外壁摩擦阻力分布

回收过程中, 路径1与路径5的吸力筒外壁摩擦分布变化如图6所示。

图6 上拔过程中破土前（a、b）和破土后（c、d）两种路径吸力筒外壁摩擦力分布Fig. 6 Distribution of friction on the outer wall of the bucket during before upward pulling (a, b) and after breaking through the soil (c, d)

吸力筒外壁摩擦分布规律与内壁相似, 大小相近, 不同点在于在位移为0 cm时吸力筒外壁摩擦力呈现“ S” 状分布而非“ C” 状分布, 且越靠近基础外侧摩擦力“ S” 状分布越明显。三筒导管架基础在位移为0 cm时的变形如图1（c）所示。基础吸力筒部分有着明显的向外倾斜的变形, 因此越靠近外侧的土体, 被动受压的情况越明显, 这将导致摩擦力的“ S” 状分布也越明显。

3.3.1 不同路径外壁摩擦力分布

吸力筒不同角度所受外壁摩擦力分布如图7所示。位移为0 cm时, 路径4与路径5外壁摩擦力出现明显的减弱; 基础位移2.5 cm时路径1的外壁摩擦力与基础位移10 cm时路径5的外壁摩擦力表现出相同的分布规律, 一定程度上可以说明, 吸力筒内侧外壁摩擦力与外侧外壁摩擦力在破土前分布特征相似, 吸力筒外侧外壁摩擦力分布的变化速度快于内侧。在破土时, 吸力筒外壁摩擦力呈现与内壁摩擦力相似的“ C” 状分布规律, 最大向下摩擦力也出现在距离基础底部0.5 m附近。基础位移至1 m后, 吸力筒外壁摩擦力分布由“ C” 状分布转变为由上至下逐渐增大的分布规律, 并持续至完全拔出, 这过程中内侧提供的摩擦阻力始终大于外侧。

图7 吸力筒不同角度外壁摩擦力分布Fig. 7 Distribution of friction on the outer wall of bucket at different angles

3.3.2 不同路径外壁摩擦阻力合力

将各路径外壁摩擦力分布曲线沿高度进行积分, 得到各路径单位宽度外壁摩擦阻力合力, 如图8所示。仅重力作用时, 吸力筒外侧外壁摩擦阻力大于内侧。在前10 cm的上拔过程中, 摩擦力由向上快速转为向下, 随后摩擦力变化速率降低。吸力筒外侧外壁摩擦力在上拔过程中表现出更快的响应速度, 随着位移增大, 各路径的摩擦力大小逐渐接近。

图8 破土前（a）和破土后（b）吸力筒不同角度外壁摩擦力合力分布Fig. 8 Distribution of the resulting friction force on the outer wall of the bucket at different angles before (a) and after breaking through the soil (b)

4 结论

通过数值仿真的方式对三筒导管架基础上拔拆除过程进行研究, 所得吸力筒尺寸对基础上拔阻力的影响可以用于指导基础拆除过程中起重船的选型工作, 所得上拔过程中吸力筒摩擦力分布规律可用于指导拆除过程中的减阻工作。主要结论如下：

（1）吸力筒内壁摩擦力相较于外壁摩擦力更加均匀。

（2）最大上拔阻力随着筒身高度增大而增大, 并且增大幅度也有一定程度的上升; 最大上拔阻力随着筒身直径的增大近似线性增大。

（3）在本文土质参数条件下, 最大上拔阻力对应的破土位移稳定在筒高的2%左右, 吸力筒直径对破土位移没有太大影响。

（4）在吸力筒所受摩擦力由向上转为向下的过程中, 吸力筒中下部的摩擦力与外侧的摩擦力表现出了更快的响应速度。

（5）基础仅在重力作用下的摩擦力分布与破土位移时的摩擦力分布规律相近, 大小相反。破土时刻最大向下摩擦力略小于仅重力作用下的最大向上摩擦力。

参考文献
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