海上風電基礎下放通過浪濺區響應特性研究

張浦陽，李彥娥，丁紅巖，樂叢歡

(1.天津大學 水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300072; 2.天津大學 建筑工程學院，天津 300072)

海上風能是一種綠色的可再生能源，能夠改變能源結構和保護生態環境，海上風能是能源發展的一個重要方向[1]。海上風機基礎結構由于其復雜的海洋環境條件受到風荷載、波流荷載和海洋生物的影響，其基礎型式設計要求高[2]。通常情況下，海上風機的成本比陸上風機高20%，塔架和基礎的成本比陸上基礎高350%[3]。筒型基礎結構內部中空、單個尺寸大、筒裙厚度小，安裝時無需打樁設備，方便快捷，基礎就位后與筒內土體共同為基礎提供承載能力[4]；導管架結構自身質量大、重心高、上部空間結構緊湊，基礎剛度大，可靠性高[5]。本研究瞄準海上風電場“深水化”、電價“平價化”和風機“大容量化”的發展需求，針對具有明顯成本優勢的多筒型導管架基礎海上施工裝備選擇的核心控制過程開展系統研究。2020年8月，國內首臺海冰地區四筒吸力筒導管架風機基礎作為國內首臺吸力筒風機基礎在華能莊河海上風電場成功安裝[6]。2021年，全球已實施水深最深、高度最高、吸力樁最長導管架風機基礎在長樂外海C區完成[7]。

目前，對多筒型導管架基礎的研究主要針對其基礎結構設計、拖航過程和承載性能[8-10]，對其安裝施工的研究較少。海上安裝過程通常包括四個不同的階段[11]：甲板起吊階段、下放通過浪濺區階段、水中下放階段和下放至海床階段。基礎下放通過浪濺區階段受力復雜，此階段基礎出現兩種高度非線性且難以預測的現象：在筒內形成氣墊結構和對筒頂產生砰擊作用[12-13]。Bertelsen[14]和Jiang等[15]分析了下放速度、筒頂開孔率和筒頂幾何形狀不同對基礎下放過程吊纜張力影響的占比，分析筒型基礎下放過程主要控制因素。Li等[16]等通過數值模擬進行海洋結構物下放通過浪濺區階段速度、波高、周期敏感性分析，同時評估基礎施工過程海洋窗口期。Bunnik和Buchner[17]開展的模型試驗表明，在波浪環境下放過程中由于浮力、沖擊載荷、附加質量、阻尼效應和復雜水流的影響，浪濺區下放過程具有很強的非線性。這些因素可能會導致筒型基礎的振蕩運動、吊纜松弛或吊纜過載。Faltinsen[18]通過試驗和理論方法研究波浪荷載下薄板結構的沖擊荷載，分析表明，最大沖擊壓力是隨機的且沖擊為非線性現象；氣墊結構產生阻尼對砰擊荷載有一定影響。Naess等[19]指出，除了結構物浮力的變化外，由于液面與筒頂部沖擊作用導致附加質量的突然變化，垂直方向上的砰擊力與液面和結構物之間的相對速度成正比。Sarkar等[20]和Jacobsen等[21]針對四筒水下結構物開展了起吊入水下放過程的吊力分析，明確浪濺區下放過程附加質量和阻尼的影響。

基于四筒導管架基礎下放安裝模型試驗，研究不同控制因素工況基礎穿越浪濺區階段的氣墊效應和姿態控制模式；同時探究氣墊結構對基礎下放過程附加質量和固有周期的影響機理。

1 試驗模型

圖1為四筒導管架基礎模型。模型試驗設計時需要滿足幾何相似、運動相似和動力相似[22]，模型相似比為1∶45。筒型基礎筒徑0.22 m(原型10 m)，筒高0.44 m(原型20 m)，筒間距0.67 m(原型30 m)，導管架基礎高度1.34 m(原型60.5)，水深0.9 m(原型40.5 m)。試驗過程采用氣壓傳感器測量各筒內氣壓；拉力傳感器測量纜繩張力；陀螺儀和激光位移計測量基礎運動響應。基礎下放通過帶有電機的蝸輪蝸桿控制，電機速度由可數字化顯示的變速控制箱控制。四筒導管架基礎模型及傳感器布置如圖2所示。

圖1 四筒導管架基礎模型

圖2 模型及傳感器布置

2 試驗工況

四筒導管架基礎下放安裝過程筒型基礎頂部閥門打開，基礎初始狀態時筒底位于液面以上，下放至頂蓋完全淹沒時停止下放。圖3為四筒導管架基礎下放安裝過程。采用Jonswap波浪譜，水深0.9 m。試驗采集時大氣壓力設置為0。表1和表2分別為不同開孔率和下放速度時的基本參數。

圖3 四筒導管架基礎下放過程

表1 不同開孔工況基本參數

表2 不同下放速度基本參數

3 四筒導管架基礎下放

3.1 不同開孔下放

圖4為四筒導管架基礎在不同開孔工況下放過程中1號筒內氣壓時程曲線。下放過程由于筒內的空氣只能通過通氣孔的有限區域逸出，因此筒內積聚壓力，這種壓力推動水向下，致使筒向上，導致筒內外產生水位差，筒內形成氣墊結構。初始下放階段，筒內氣墊壓力呈非線性增長趨勢；下放至一定深度時，筒內水封體積增大，水壓對筒內氣體的排擠作用與筒內氣墊對水封的推動作用達到平衡，筒內氣墊壓力達到穩定狀態；筒型基礎頂蓋淹沒階段，筒內氣體被急劇壓縮，筒頂蓋接觸水面，筒內氣墊壓力驟然增大繼而減小為0。開孔率越大，筒內氣墊壓力增長持續時間越短，達到平衡時氣墊壓力越小。圖6(a)為穩定階段1號筒內氣壓統計特征值。靜水條件和波浪條件下開孔率相同時筒內氣墊壓力均值基本一致，波浪荷載僅影響氣壓響應幅值；波浪條件下隨著開孔率減小，筒內氣體體積增大，水彈簧和氣彈簧耦合時剛度減小，響應幅值增大。

圖4 不同開孔工況1號筒內氣壓時程曲線

圖5為四筒導管架基礎在不同開孔工況下1號纜繩張力時程曲線。為方便對比分析，將初始纜繩張力設置為0。下放安裝過程四筒導管架基礎的自重由浮力和纜繩張力平衡，初始下放階段，基礎浮力由體積增大的筒內氣墊結構和筒裙結構提供，纜繩張力減小速率較大，隨著下放深度增大，筒內氣墊壓力達到穩定狀態，氣墊提供的浮力保持不變，纜繩張力變化速率減小。開孔1工況頂蓋入水時刻纜繩張力變化速率出現增大趨勢，這是由于此時基礎浮力由筒頂連接構件和導管架底部桿件提供，此工況下頂蓋淹沒前筒內氣墊體積較小，氣墊提供浮力小于連接結構和桿件提供浮力；開孔2工況氣墊提供浮力與連接結構和桿件提供浮力基本平衡，纜繩張力減小速率基本不變；開孔3工況氣墊和筒壁提供浮力大于連接結構和撐桿提供浮力，頂蓋淹沒階段纜繩張力出現增大趨勢。頂蓋淹沒階段，筒內附加質量驟然增大，基礎與液面產生砰擊荷載，纜繩張力響應增大。

圖5 不同開孔工況1號纜繩張力時程曲線

圖6(b)為波浪條件不同開孔時下放至頂蓋淹沒階段1號纜繩張力統計值。開孔率減小，筒內氣墊結構體積增大，對筒頂砰擊荷載的緩沖作用增強，頂蓋淹沒時纜繩張力振蕩幅度減小。同時，由于試驗時大氣壓力無法縮尺，筒內氣壓變化引起結構響應變化效果微弱，不同工況下吊纜張力響應標準差值差別很小。

圖6 不同開孔工況氣壓和纜繩張力統計值

圖7為不同開孔工況四筒導管架基礎縱搖時程曲線。頂蓋淹沒后，基礎附加質量增大，基礎整體縱搖運動響應較大，頂蓋淹沒后縱搖響應幅值均小于±1°。

圖7 基礎縱搖時程曲線

圖8為不同開孔工況基礎縱搖運動響應統計特征值。頂蓋淹沒階段在開孔2工況下基礎縱搖運動響應幅度和標準差值最小，這是由于開孔2工況頂蓋淹沒階段筒內氣墊和筒壁提供浮力與連接結構和撐桿提供浮力基本平衡，基礎纜繩張力變化無明顯起伏振蕩趨勢，纜繩張力與基礎運動耦合作用。頂蓋淹沒階段，基礎受到砰擊荷載作用，基礎運動響應急劇增大。

圖8 不同開孔工況下基礎縱搖統計特征值

3.2 不同速度下放

圖9為四筒導管架基礎在不同下放速度工況1號筒內氣壓時程曲線。初始下放階段，筒內氣體積聚形成氣墊結構，下放速度越大，筒內氣墊積聚速率越快；隨著下放速度依次增大基礎分別下放至吃水0.033 m、0.089 m和0.2 m時，筒內氣墊壓力達到穩定狀態。圖11為四筒導管架基礎在不同下放速度工況1號筒內氣壓達到穩定狀態時的統計值。隨著下放速度增大，筒內氣墊體積增大，基礎剛度減小，進而筒內氣壓振蕩幅度增大。

圖9 不同下放速度工況1號筒內氣壓

圖10 不同下放速度工況1號纜繩張力

圖11 氣壓統計特征值

圖10為四筒導管架基礎在不同下放速度工況1號纜繩張力時程曲線。初始下放階段，筒內氣墊壓力和筒壁提供的浮力均隨著下放深度而增大，因此纜繩張力減小速率較快，下放至一定吃水時，筒內氣壓提供浮力保持不變，進而纜繩張力變化速率減小。頂蓋淹沒階段，基礎附加質量驟然增大，且筒型基礎頂蓋受到砰擊荷載作用，因而波浪條件下纜繩張力響應幅度急劇增大。圖12為四筒導管架基礎在不同下放速度工況筒內氣壓穩定前后1號纜繩張力變化速率統計值。同一階段下放速度越大，纜繩張力減小速率越快。

圖12 纜繩張力變化速率

圖13為四筒導管架基礎在不同下放速度工況基礎縱搖響應時程曲線。頂蓋淹沒后，由于基礎附加質量增大，且受到砰擊荷載作用，基礎縱搖運動響應增大。圖14為四筒導管架基礎在不同下放速度工況頂蓋淹沒前后基礎縱搖運動響應統計值。頂蓋淹沒前，不同下放速度工況基礎縱搖運動響應幅度和標準差值相差較小；頂蓋淹沒階段，由于不同下放速度工況下頂蓋浸入水中時，隨著下放速度增大，基礎與波浪運動相對速度增大，基礎砰擊荷載增大，但筒內氣墊體積增大，氣墊對筒頂的砰擊作用有一定的減緩效果，因此下放速度5工況基礎縱搖運動響應最大。

圖13 基礎縱搖時程曲線

圖14 不同下放速度下縱搖統計特征值

3.3 氣墊附加質量

筒型基礎下放過程中，筒頂蓋浸水前筒內氣墊附加質量為0，筒頂進入水面的瞬間，筒內氣墊提供較大的附加質量。圖15為筒型基礎下放過程氣墊提供附加質量。

圖15 附加質量

假設筒型基礎內部氣—水交界面處于水平狀態，通過將氣墊與水柱的交界面模擬為圓盤結構，簡化計算筒內氣墊的附加質量。當筒頂與液面發生砰擊作用后，圓盤結構在接近頂面處產生振蕩，可以通過求解垂蕩方向的輻射現象來計算氣墊附加質量。采用海洋工程水動力計算軟件SESAM[23]計算不同內液面高度下筒型基礎入水時的附加質量。SESAM軟件基于勢流理論計算海洋波浪條件下海上結構物的水動力系數，假設流體為無黏、無旋、有勢的理想流體。適當的自由面條件對計算氣墊附加質量較為重要，定義筒型基礎頂部速度勢為0。圖16為筒型基礎數值計算模型。建模時筒壁有一定的厚度，筒壁外側法向向外與液體接觸，筒壁內側法向向內與液體接觸，筒頂z<0處設置封閉，該處即為氣墊與液體接觸面，接觸面法向向下與液體接觸。

圖16 數值模擬計算模型

根據DNV規范[4]及Newman[24]對薄圓盤水動力性能的研究，薄圓盤的垂蕩附加質量簡化計算如下：

(1)

式中：a33disk為薄圓盤結構垂蕩附加質量。由于筒型基礎氣墊附加質量計算時定義的圓盤濕表面僅為圓盤底部，因此本節計算氣墊附加質量采用0.5a33disk與數值計算結果對比分析。

圖17(a)為不同內液面高度筒頂浸水時筒內氣墊附加質量，縱坐標為數值模型得到附加質量與計算結果比值。內液面高度在0.05 m左右時，數值計算結果與薄板結構附加質量基本相同，隨著內液面高度增大，筒型基礎附加質量增大，內液面高度0.6 m時筒型基礎附加質量是薄板結構附加質量的1.53倍。圖17(b)為同時考慮氣墊和水柱影響下基礎附加質量以及四筒導管架基礎在不同下放速度工況下基礎附加質量試驗結果。

圖17 基礎附加質量

3.4 氣墊固有周期

筒型基礎下放通過浪濺區階段筒內存在氣墊結構，氣墊的存在可能引起砰擊作用時的共振響應，產生較大的脈沖現象，同時影響基礎下放過程的運動響應。本節基于Faltinsen和Timokha[25]提出的液艙振蕩和晃動的計算方法，對筒型基礎下放過程筒內氣墊固有周期進行理論分析。計算時滿足以下假設條件：1)氣墊可壓縮，液體不可壓縮；2)氣體為理想氣體；3)氣墊壓縮后處于平衡狀態；4)氣墊壓力分布均勻；5)氣墊勻速運動。

采用連續性方程描述頂蓋通過浪濺區時氣墊的傳遞，忽略阻尼影響，則有：

(2)

假設氣墊穩定狀態時產生微幅振蕩，采用與時間相關的簡諧運動變量eiwt。P0為初始氣墊壓力，可以假定氣墊某一時刻為初始壓力時刻；P1eiwt為氣墊壓力動態變化項。假設基礎下放過程氣體為絕熱理想氣體，則氣體密度和氣壓之間的關系如下：

(3)

由于氣墊為微幅振蕩，對動態氣墊進行線性化x=P1eiwt，則有：

(4)

對x進行微分，進而對方程進行泰勒級數展開并將高階項忽略，則有：

F(x)=F(0)+F′(x)|x=0(x-0)

(5)

則氣體密度和氣壓之間的關系可表示為：

(6)

假設筒內氣墊以勻速veiwt像薄圓盤一樣移動，計算體積隨時間的變化率。連續性方程可表達為：

(7)

(8)

將上式代入式(7)，則氣墊的固有頻率為：

(9)

基礎下放整體過程中，筒內氣墊和水柱相互作用，計算基礎固有周期時應考慮氣墊與水柱的相互作用。

圖18 水柱模型

(10)

筒型基礎內部水柱上部邊界為氣墊結構，氣—水交界面處水壓等于氣壓，穩定狀態下氣壓仍采用簡諧振動方程，則有：

(11)

其中，z=hc，根據自由表面運動邊界條件，則有：

(12)

φp為水塞的速度勢，則有：

(13)

速度勢同樣滿足運動邊界條件：

(14)

對于絕熱理想氣體，氣體體積和壓力之間的關系如下：

(15)

對P1eiwt進行泰勒級數展開，對氣體體積和氣墊壓力關系線性化，并進行微分，則有：

(16)

(17)

Miles[26]對總脈沖進行了積分?φds，得到了頻率的線性齊次方程。將式(17)代入式(14)，并進行積分，同時使用Miles的表達式，得到如下線性齊次方程：

(18)

式中：δ為kronecker delta函數，對于單筒基礎，取值為1。根據上式轉換得到氣墊和水塞耦合時的固有頻率wcoupled如下：

(19)

結合四筒導管架基礎模型試驗中不同工況下1號筒內氣墊壓力和氣墊高度。圖19(a)為不同工況下計算得到的氣墊固有周期。隨著開孔個數減小，下放速度增大，筒內氣墊壓力增大，氣墊剛度增大，筒內氣墊固有周期減小。圖19(b)為不同工況下水柱提供附加質量時結構的固有周期。由于筒內水柱提供附加質量遠大于氣墊附加質量，因此考慮水柱時基礎固有周期遠大于考慮氣墊時的固有周期。

圖19 固有周期

根據下放速度0.08 m/min，開孔個數2工況模型試驗氣墊壓力和氣墊高度結果，計算筒型基礎固有周期。圖20為不同因素影響下筒型基礎的固有周期。當考慮氣墊和水柱耦合時，假設大氣壓力為0，試驗時氣墊結構體積較小，影響較小，若大氣壓力可以縮尺，隨著下放深度增大，基礎下放至0.4 m筒頂即將淹沒時隨著下放深度增大，基礎固有周期減小。表3為不同影響因素下頂蓋入水時基礎固有周期。僅考慮氣墊時基礎固有周期最小，僅考慮水柱時基礎固有周期最大。頂蓋入水時考慮氣墊—水柱耦合時筒內固有周期與試驗結果更接近。

圖20 不同因素下單筒基礎固有周期

表3 不同影響因素下單筒基礎固有周期

4 結 語

基于四筒導管架基礎下放施工過程筒內氣—水自由置換現象，研究不同外界控制因素下基礎運動特性，結合試驗結果推導計算下放過程單筒基礎筒內附加質量和固有周期。主要結論如下：

1)四筒導管架基礎下放穿越浪濺區階段，筒底初始浸入液面，筒內氣墊壓力非線性增大，吊纜張力非線性減小；隨著下放深度增大，氣墊壓力趨于穩定，吊纜張力減小速率較小；氣墊壓力響應趨勢與基礎下放速度和開孔率相關，波浪荷載僅影響氣墊響應幅值。

2)下放速度快且開孔率小的工況筒內氣墊壓力較大，氣體可壓縮性較小，但基礎剛度較小影響基礎穩性，因此基礎響應隨下放速度和開孔率并未表現出明確的規律性變化；下放速度在0.08～0.24 m/min、開孔率在0.2%～2%之間時基礎運動響應較小。

3)四筒導管架基礎下放過程頂蓋入水階段下放速度較慢時砰擊荷載較小，但持續時間長，下放速度較快時基礎砰擊荷載受到的緩沖效應強，且持續時間短，因此施工過程在頂蓋穿越浪濺區階段應采用較快的速度。

4)基于圓盤結構附加質量公式，結合勢流理論計算通氣下放時筒頂浸入水面時氣墊附加質量；推導氣墊、水柱、氣墊—水柱耦合不同影響因素下筒型基礎下放過程固有周期的計算公式，考慮氣墊—水柱耦合時，即將入水階段，氣彈簧和水彈簧耦合作用下整體剛度增大，基礎固有周期減小；頂蓋入水時考慮氣墊—水柱耦合時筒內固有周期與試驗結果更接近。