丁紅巖，李彥娥，張浦陽，樂叢歡

海上風(fēng)電四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)下放過程試驗(yàn)研究

丁紅巖1, 2，李彥娥2，張浦陽1, 2，樂叢歡2

(1. 天津大學(xué)水利工程仿真與安全國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072；2. 天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，天津 300072)

筒型基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)下水安裝過程中，將經(jīng)歷筒裙入水、筒內(nèi)氣-水置換、筒頂完全入水直至入泥到設(shè)計(jì)深度的復(fù)雜施工過程．基礎(chǔ)下放通過浪濺區(qū)時(shí)受到砰擊荷載作用，可能出現(xiàn)吊纜過載斷裂和松弛失效現(xiàn)象，且下放過程基礎(chǔ)與纜繩耦合響應(yīng)，影響基礎(chǔ)穩(wěn)性．采用筒內(nèi)主動(dòng)存儲(chǔ)一部分氣體的下放方式，不但可以有效控制自重入泥階段，在水中下放時(shí)，可以有效降低纜繩吊力，明顯增強(qiáng)筒型基礎(chǔ)下放過程中姿態(tài)的控制能力．針對海上風(fēng)電四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)下放施工過程中氣-水置換關(guān)鍵技術(shù)，考慮筒內(nèi)主動(dòng)憋氣的下放安裝施工方法，采用動(dòng)態(tài)下放和穩(wěn)態(tài)響應(yīng)兩種形式，研究波浪環(huán)境荷載下不同初始吃水工況下氣墊響應(yīng)機(jī)理、基礎(chǔ)運(yùn)動(dòng)特性和吊纜張力響應(yīng)規(guī)律，明確施工過程中吊纜的安全性能．研究表明：筒型基礎(chǔ)憋氣下放至頂蓋完全淹沒前，筒內(nèi)氣墊壓力和氣墊高度線性增長，不同初始吃水工況下筒內(nèi)氣墊壓力增長速率相同；筒型基礎(chǔ)頂蓋完全淹沒前筒內(nèi)氣墊高度線性增長，纜繩張力變化速率大于頂蓋完全淹沒后的階段；基礎(chǔ)通過浪濺區(qū)階段時(shí)受到波浪砰擊荷載作用，氣墊結(jié)構(gòu)對砰擊荷載存在緩沖效應(yīng)；氣墊結(jié)構(gòu)為基礎(chǔ)提供浮力較大，且砰擊荷載作用下基礎(chǔ)受到向上的沖擊力，通過分析吊纜動(dòng)態(tài)放大因子和失效因子可知吊纜未出現(xiàn)過載和松弛失效現(xiàn)象．

四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)；主動(dòng)憋氣；氣墊；砰擊荷載；松弛失效

能源結(jié)構(gòu)的調(diào)整推動(dòng)著風(fēng)電技術(shù)的發(fā)展，海上風(fēng)電憑借著豐富、優(yōu)質(zhì)的資源優(yōu)勢受到廣泛關(guān)注并呈現(xiàn)由近海向較深海域的開發(fā)趨勢．技術(shù)進(jìn)步和大規(guī)模開發(fā)將驅(qū)動(dòng)海上風(fēng)電成本明顯下降．預(yù)計(jì)到2030年，海上風(fēng)電將普遍實(shí)現(xiàn)平價(jià)上網(wǎng)，度電成本將比目前下降40%左右，具備較強(qiáng)的市場競爭力[1-2]．伴隨著裝機(jī)規(guī)劃整體上調(diào)，我國風(fēng)電開發(fā)正在由近海逐步走向50m左右水深的深海，而漂浮式風(fēng)機(jī)成本仍然太高，吸力式筒型基礎(chǔ)成了極具潛力的基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)之一．筒型基礎(chǔ)在我國海上風(fēng)電領(lǐng)域的應(yīng)用方興未艾[3-4]，在大連莊河海域、江蘇響水、大豐和如東海域、廣東陽江海域和廣東汕尾后湖海域等風(fēng)電場都開展了工程應(yīng)用[5-6]．

吸力筒式導(dǎo)管架基礎(chǔ)運(yùn)輸-起吊-沉貫施工可達(dá)到2天/臺(tái)，施工快速[7]；相比于打入樁式導(dǎo)管架基礎(chǔ)，用鋼量省，無打樁震動(dòng)，環(huán)境影響小，可完全拆?卸[8]．2020年8月，國內(nèi)首臺(tái)海冰地區(qū)四筒吸力筒導(dǎo)管架風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)及國內(nèi)首臺(tái)吸力筒風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)在華能莊河海上風(fēng)電場成功安裝[9]；國內(nèi)首臺(tái)三筒吸力筒導(dǎo)管架風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)在廣東省陽江市陽西沙扒300MW海上風(fēng)電項(xiàng)目順利安裝[10]．2021年，全球已實(shí)施水深最深、高度最高、吸力樁最長導(dǎo)管架風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)在長樂外海C區(qū)完成[11]．

隨著水深逐步增大，海上風(fēng)電筒型基礎(chǔ)起吊下水施工過程中所形成的動(dòng)態(tài)復(fù)雜系統(tǒng)將逐步在施工決策和過程控制中起到主導(dǎo)作用．本文針對多筒型導(dǎo)管架基礎(chǔ)下放安裝過程中的筒內(nèi)氣-水置換技術(shù)，采用筒內(nèi)主動(dòng)存儲(chǔ)部分氣體的下放施工方法：多筒型導(dǎo)管架基礎(chǔ)筒頂預(yù)留排氣/水開口，初始進(jìn)入浪濺區(qū)保持排氣狀態(tài)，中后期關(guān)閉預(yù)留口閥門，筒內(nèi)主動(dòng)憋氣下放.目前國內(nèi)海上風(fēng)電復(fù)合筒型基礎(chǔ)和多筒型導(dǎo)管架基礎(chǔ)多采用此種下放安裝方法．

筒型基礎(chǔ)下放過程中筒內(nèi)滯留氣體，形成氣墊結(jié)構(gòu)，下放過程涉及基礎(chǔ)與海洋波浪環(huán)境的相互作用、氣墊與水塞界面轉(zhuǎn)化問題、氣-水耦合彈簧動(dòng)力響應(yīng)問題．Thiagarajan等[12]通過小體積實(shí)浮體和氣浮結(jié)構(gòu)的對比，發(fā)現(xiàn)氣浮結(jié)構(gòu)的縱搖運(yùn)動(dòng)響應(yīng)較大. Ikoma等[13]驗(yàn)證了氣浮結(jié)構(gòu)可有效減小波浪拖曳力，進(jìn)而減小波浪荷載引起的基礎(chǔ)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)．文獻(xiàn)[14-16]針對復(fù)合筒型基礎(chǔ)研究氣浮結(jié)構(gòu)對其運(yùn)動(dòng)響應(yīng)和水動(dòng)力特性的影響．文獻(xiàn)[17-18]對氣浮結(jié)構(gòu)在不同工況下的沉降過程進(jìn)行理論計(jì)算，并對結(jié)構(gòu)振蕩的穩(wěn)定性進(jìn)行分析．下放通過浪濺區(qū)階段時(shí)，在波浪荷載作用下基礎(chǔ)受到砰擊荷載作用，產(chǎn)生較大的向上作用力，吊纜可能出現(xiàn)松弛失效現(xiàn)象，且下放過程基礎(chǔ)與吊纜耦合運(yùn)動(dòng)．N?ss等[19]以四筒基礎(chǔ)為研究對象，對筒型基礎(chǔ)施加不同幅度的周期荷載，通過試驗(yàn)分析、CFD方法和Simo數(shù)值模擬對比分析筒型基礎(chǔ)下放通過浪濺區(qū)過程基礎(chǔ)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，并對吊纜張力動(dòng)態(tài)放大因子進(jìn)行校核．Verhagen[20]研究表明結(jié)構(gòu)物在水中發(fā)生砰擊荷載作用時(shí)，當(dāng)水面和砰擊結(jié)構(gòu)物之間形成氣墊結(jié)構(gòu)時(shí)，產(chǎn)生明顯緩沖效應(yīng)使得沖擊作用減弱．目前，對海上風(fēng)電多筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)的研究很少，魏宇墨[21]基于三筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)研究初始存氣量對下放過程中基礎(chǔ)固有頻率及運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的影響．本文基于海上風(fēng)電四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)，開展筒內(nèi)主動(dòng)憋氣下放安裝模型試驗(yàn)，采用動(dòng)態(tài)下放和穩(wěn)態(tài)響應(yīng)兩種方法，探究筒型基礎(chǔ)在不同初始吃水工況下放過程中筒內(nèi)氣墊響應(yīng)、氣-水置換機(jī)理、基礎(chǔ)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)特性和吊纜張力變化規(guī)律．

1?試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)

1.1?憋氣下放理論分析

根據(jù)牛頓第二定律，可以得到如下的氣浮筒型基礎(chǔ)受力平衡方程式：

憋氣下放過程氣墊結(jié)構(gòu)相對于基礎(chǔ)是上升的.假設(shè)結(jié)構(gòu)下放距離為d，基礎(chǔ)吃水增加d，筒內(nèi)氣體高度隨吃水增加而減小，假設(shè)減小高度為d，為氣墊的壓縮系數(shù)(隨著吃水的變化而變化)．對于理想氣體，根據(jù)玻意耳-馬略特定律：11＝22．基礎(chǔ)下放過程中，筒內(nèi)液面橫截面積保持不變．

外部靜水面到筒頂蓋距離為f，內(nèi)部水面到外部水面的距離為w，初始?xì)鈮簽?，基礎(chǔ)下放d高度時(shí)內(nèi)部氣壓為2，則有

采用d＝0處的泰勒展開，得到

1.2?試驗(yàn)設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)以海上風(fēng)電四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)為研究對象，模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)時(shí)需要滿足幾何相似、運(yùn)動(dòng)相似和動(dòng)力相似[22]，模型相似比為1∶45．導(dǎo)管架采用不銹鋼材料，筒型基礎(chǔ)采用有機(jī)玻璃材料制作．筒型基礎(chǔ)原型筒徑10m，筒高20m，筒間距30m；導(dǎo)管架基礎(chǔ)原型高度60.5m．水深40.5m．圖1為四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)模型．表1為四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)原型和模型基本參數(shù)對比．

圖2為四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)模型及傳感器布置．在筒型基礎(chǔ)各筒頂蓋開4個(gè)孔徑10mm的圓孔，其中，一個(gè)圓孔通過氣閥和軟管與氣壓力傳感器相接，并接入動(dòng)態(tài)采集系統(tǒng)，測量多筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)下放過程中筒內(nèi)氣壓；其他3個(gè)圓孔通過氣閥和軟管與總通氣排相連，控制下放過程筒頂開孔，總管處設(shè)置穩(wěn)定的雙向流氣泵為基礎(chǔ)提供穩(wěn)定的氣壓力．為監(jiān)測下放過程不同時(shí)刻基礎(chǔ)六自由度運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，在基礎(chǔ)重心位置處布置一個(gè)陀螺儀，并在導(dǎo)管架頂部連接件處布置一個(gè)激光位移計(jì)．在導(dǎo)管架與每個(gè)吊纜連接處均布置一個(gè)拉力傳感器測量吊纜張力．整體基礎(chǔ)通過由電機(jī)控制的可上下收放的蝸輪蝸桿實(shí)現(xiàn)基礎(chǔ)下放和起吊操作，電機(jī)速度由變速控制箱控制，變速控制箱采用數(shù)字化控制模式．陀螺儀采樣頻率為100Hz，其他傳感器采樣頻率均為50Hz．試驗(yàn)前采用波高儀根據(jù)水深條件和試驗(yàn)室造波設(shè)備進(jìn)行濾波準(zhǔn)備．

本試驗(yàn)四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)下放時(shí)筒頂預(yù)留排氣/水開口，初始進(jìn)入浪濺區(qū)保持排氣狀態(tài)，中后期關(guān)閉預(yù)留口閥門，筒內(nèi)主動(dòng)憋氣下放．隨著筒裙吃水深度的增加，水壓增加導(dǎo)致氣體壓縮，不斷壓縮的氣體排開水體積逐漸變小，但筒內(nèi)氣/液面比筒外水線面偏低，始終存在的浮力隨下放深度增加呈現(xiàn)非線性降低的變化特性．

表1?四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)基本參數(shù)

Tab.1 Main parameters of the four-bucket jacket foun-dation

圖2?模型及傳感器布置

2?試驗(yàn)工況

海上風(fēng)電四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)下放過程中下放速度很小，不同下放位置處基礎(chǔ)穩(wěn)態(tài)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)可反映連續(xù)下放過程中基礎(chǔ)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)特性．通?？梢圆捎脙煞N方法模擬[23-24]：①動(dòng)態(tài)下放法，模擬基礎(chǔ)連續(xù)動(dòng)態(tài)下放過程基礎(chǔ)響應(yīng)特性；②穩(wěn)態(tài)響應(yīng)法，模擬基礎(chǔ)在不同典型吃水深度位置處的穩(wěn)態(tài)響應(yīng)．

動(dòng)態(tài)下放法模擬時(shí)針對筒內(nèi)氣、水占比情況，研究不同初始吃水工況施工過程中筒內(nèi)氣墊效應(yīng)，分析下放過程姿態(tài)控制模式．下放時(shí)筒頂預(yù)留排氣/水開口，初始進(jìn)入浪濺區(qū)保持排氣狀態(tài)，中后期關(guān)閉預(yù)留口閥門，筒內(nèi)主動(dòng)憋氣下放．圖3為四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)憋氣下放過程．基礎(chǔ)下放從設(shè)計(jì)吃水位置至頂蓋完全淹沒后停止下放，初始下放時(shí)刻筒內(nèi)外液位平齊.采集時(shí)大氣壓力設(shè)置為0．不同吃水下放時(shí)下放速度均為16cm/min，水深0.9m．有義波高2.22cm，譜峰周期1.118s．表2為試驗(yàn)工況的主要條件參數(shù)．

穩(wěn)態(tài)響應(yīng)模擬時(shí)假設(shè)初始吃水0.35m，初始狀態(tài)筒內(nèi)外液位平齊，在此狀態(tài)下分別下放至吃水0.41m、0.44m(頂蓋入水)、0.50m和0.60m位置．水深0.9m，波浪選用Jonswap譜，有義波高2.22cm，譜峰周期1.118s．采集時(shí)初始大氣壓力設(shè)置為0．

圖3?四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)憋氣下放過程

表2?試驗(yàn)工況條件參數(shù)

Tab.2?Condition parameters of the experiment cases

3?試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1?動(dòng)態(tài)下放

本節(jié)研究不同初始吃水工況下四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)憋氣下放過程中基礎(chǔ)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)及受力特性．圖4(a)為四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)不同初始吃水工況憋氣下放時(shí)1號(hào)筒內(nèi)氣壓時(shí)程曲線．由于筒頂閥門關(guān)閉，筒內(nèi)氣體無法逸出，筒內(nèi)氣體積聚，形成氣墊結(jié)構(gòu)；隨著下放深度增大，氣墊壓力基本呈線性增長趨勢，不同吃水工況下筒內(nèi)氣墊壓力增長速率相同．圖中顯示了不同吃水深度頂蓋淹沒時(shí)刻的氣壓值，初始吃水0.35～0.41m工況頂蓋入水時(shí)筒內(nèi)氣壓分別為853Pa、657Pa、478Pa和291Pa．圖4(b)為不同吃水工況下放頂蓋淹沒時(shí)刻筒內(nèi)氣壓振蕩幅值．可以看出，隨著初始吃水深度增大，頂蓋淹沒時(shí)氣壓振蕩幅值逐漸增大．這是由于初始吃水增大，頂蓋淹沒時(shí)筒內(nèi)氣墊壓力減小，對基礎(chǔ)筒內(nèi)液面振蕩緩沖效應(yīng)減弱．

圖4?不同吃水工況下1號(hào)筒內(nèi)氣壓

圖5(a)為四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)在不同工況憋氣下放過程中1號(hào)纜繩的張力時(shí)程曲線．圖5(b)為基礎(chǔ)淹沒階段纜繩張力運(yùn)動(dòng)響應(yīng)統(tǒng)計(jì)特征值．纜繩張力由重力、基礎(chǔ)浮力和氣墊浮力平衡，初始下放階段，由于筒內(nèi)氣墊壓力和筒壁排水體積均呈線性增長，因此纜繩張力呈線性減小趨勢．頂蓋淹沒階段，筒外液面對頂蓋產(chǎn)生砰擊荷載，因而纜繩張力動(dòng)力響應(yīng)增大.隨著初始吃水深度增加，頂蓋淹沒階段筒內(nèi)氣墊體積減小，對基礎(chǔ)振蕩緩沖效應(yīng)減弱，進(jìn)而纜繩張力振蕩幅度增大．

圖6為四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)在不同工況憋氣下放過程中基礎(chǔ)縱搖和垂蕩加速度響應(yīng)時(shí)程曲線．頂蓋淹沒前，纜繩張力較大，纜繩恢復(fù)力剛度較大，因此基礎(chǔ)縱搖和垂蕩運(yùn)動(dòng)響應(yīng)均較??；頂蓋淹沒階段，纜繩恢復(fù)力減小，且頂蓋在波浪荷載作用下受到砰擊荷載作用，進(jìn)而基礎(chǔ)縱搖和垂蕩運(yùn)動(dòng)響應(yīng)均增加．圖7為頂蓋淹沒前后基礎(chǔ)縱搖運(yùn)動(dòng)響應(yīng)統(tǒng)計(jì)值．隨著初始吃水深度增大，頂蓋入水階段筒內(nèi)氣壓減小，對基礎(chǔ)運(yùn)動(dòng)緩沖效應(yīng)減弱，但是筒內(nèi)氣體體積較大時(shí)在氣彈簧和水彈簧耦合下基礎(chǔ)整體剛度較小，不同因素綜合影響下初始吃水0.39m工況下基礎(chǔ)縱搖運(yùn)動(dòng)響應(yīng)?最大．

圖5?不同吃水工況下1號(hào)纜繩張力

圖6?不同吃水工況下基礎(chǔ)縱搖和垂蕩加速度時(shí)程曲線

圖7?縱搖統(tǒng)計(jì)值

圖8為在初始吃水0.37m工況下不同筒體氣壓和纜繩張力響應(yīng)時(shí)程曲線．由于波浪的相位差很小，下放過程中不同筒體受力狀態(tài)及受力時(shí)間存在差異.根據(jù)基礎(chǔ)布置示意，1號(hào)和4號(hào)、2號(hào)和3號(hào)筒體在波浪傳遞方向坐標(biāo)位置相同，因此1號(hào)和4號(hào)、2號(hào)和3號(hào)筒體氣壓響應(yīng)基本一致；1號(hào)和4號(hào)筒型基礎(chǔ)發(fā)生砰擊荷載作用的時(shí)間在2號(hào)和3號(hào)之前．

圖8 吃水0.37m工況下不同筒體氣壓和纜繩張力時(shí)程曲線

3.2?穩(wěn)態(tài)響應(yīng)

為確保四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)安裝下放施工的安全性，基礎(chǔ)下放速度非常緩慢，因此基礎(chǔ)不同下放高度位置處穩(wěn)態(tài)響應(yīng)的研究同樣可以反映基礎(chǔ)連續(xù)下放過程中的動(dòng)態(tài)響應(yīng)．本節(jié)研究基礎(chǔ)下放過程中在不同典型下放高度處基礎(chǔ)響應(yīng)特性及纜繩受力變化規(guī)律．

圖9為四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)在不同下放深度時(shí)1號(hào)氣壓時(shí)程曲線和統(tǒng)計(jì)值．吃水0.35m時(shí)，筒內(nèi)氣壓基本保持為0，隨著吃水深度增大，由于筒內(nèi)氣體無法逸出，因此筒內(nèi)氣體積聚，氣墊壓力增大．頂蓋淹沒前，由于試驗(yàn)時(shí)氣體壓力無法縮尺，氣體變化引起的響應(yīng)效果較小，基礎(chǔ)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)幅度相差無幾．吃水0.50m時(shí)，基礎(chǔ)在波浪荷載作用下處于“入水-出水-入水”往復(fù)運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，筒內(nèi)外液面對筒型基礎(chǔ)頂蓋產(chǎn)生砰擊荷載，且纜繩恢復(fù)力剛度減小，因此筒內(nèi)氣壓起伏運(yùn)動(dòng)響應(yīng)增大．

圖10為四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)在不同下放深度時(shí)1號(hào)纜繩張力時(shí)程曲線和統(tǒng)計(jì)值．頂蓋淹沒前，筒內(nèi)氣墊和筒裙提供浮力增大，纜繩張力平均值減??；頂蓋淹沒后，筒內(nèi)氣墊受到水壓作用，氣墊提供浮力基本不變，導(dǎo)管架提供浮力較小，纜繩張力平均值變化較?。斏w淹沒前，由于筒內(nèi)氣墊壓力增大和纜繩剛度減小引起的基礎(chǔ)動(dòng)態(tài)響應(yīng)效果基本平衡，因此基礎(chǔ)在不同吃水下運(yùn)動(dòng)響應(yīng)幅度基本保持不變；吃水0.50m時(shí)，基礎(chǔ)在波浪荷載作用下出現(xiàn)“入水-出水-入水”往復(fù)現(xiàn)象，筒外液面對筒型基礎(chǔ)頂蓋產(chǎn)生砰擊荷載，基礎(chǔ)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)幅度大，纜繩張力響應(yīng)增大；吃水0.60m時(shí)，基礎(chǔ)頂蓋不受波浪砰擊荷載作用，纜繩張力動(dòng)態(tài)響應(yīng)減?。?/p>

圖9?不同下放位置處1號(hào)筒內(nèi)氣壓

（a）纜繩張力時(shí)程曲線

（b）纜繩張力統(tǒng)計(jì)值

圖10?不同下放位置處1號(hào)纜繩張力

Fig.10 Tension of the No.1 sling at different lowering po-sitions

圖11為四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)在不同下放深度時(shí)基礎(chǔ)縱搖響應(yīng)統(tǒng)計(jì)值和頻譜圖．四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)下放安裝過程基礎(chǔ)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)較?。运?.5m時(shí)．筒外液面對基礎(chǔ)產(chǎn)生砰擊作用，基礎(chǔ)縱搖運(yùn)動(dòng)響應(yīng)較大．頂蓋入水后，筒內(nèi)水塞占比增大，水塞附加質(zhì)量增大，基礎(chǔ)縱搖運(yùn)動(dòng)受到波浪荷載誘導(dǎo)作用大于基礎(chǔ)縱搖共振頻率．基礎(chǔ)吃水從0.35m增長至0.60m時(shí)基礎(chǔ)縱搖固有頻率分別為0.23Hz、0.20Hz、017Hz、0.10Hz、0.14Hz．隨著吃水深度增大，筒內(nèi)氣墊高度增大，氣彈簧和水彈簧耦合剛度減小，因此基礎(chǔ)固有頻率減小；隨著吃水深度繼續(xù)增大，水壓增大，對筒內(nèi)氣墊壓縮增大，筒內(nèi)氣體體積減小，氣彈簧和水彈簧耦合后的剛度增大，因而基礎(chǔ)縱搖固有頻率出現(xiàn)增大趨勢．

圖11?縱搖統(tǒng)計(jì)值和頻譜圖

圖12為四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)在不同下放深度時(shí)基礎(chǔ)垂蕩加速度響應(yīng)頻譜圖．可以看出．頂蓋入水后，基礎(chǔ)垂蕩運(yùn)動(dòng)受到波浪頻率的誘導(dǎo)作用小于基礎(chǔ)垂蕩共振頻率．基礎(chǔ)吃水從0.35m增長至0.60m時(shí)基礎(chǔ)垂蕩固有頻率分別為1.64Hz、1.61Hz、1.49Hz、2.0Hz、1.98Hz．頂蓋淹沒后基礎(chǔ)垂蕩固有頻率大于頂蓋淹沒前．

圖12?垂蕩加速度響應(yīng)頻譜圖

3.3?氣墊高度和吊纜張力

四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)下放過程中，纜繩張力＝基礎(chǔ)自重－基礎(chǔ)自身浮力－氣墊浮力，氣墊高度由試驗(yàn)測得的纜繩張力與基礎(chǔ)自重及浮力計(jì)算得到；同時(shí)，試驗(yàn)時(shí)通過氣壓傳感器測得的筒內(nèi)氣壓值采用＝公式可計(jì)算得到氣墊高度值．圖13為四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)在不同初始吃水深度下憋氣下放時(shí)筒內(nèi)氣墊高度和通過氣壓換算得到的氣墊高度對比．筒型基礎(chǔ)憋氣下放過程中，筒內(nèi)氣體無法排出，隨著下放深度增大，筒內(nèi)氣體受到壓縮，且基礎(chǔ)下放是通過電機(jī)控制勻速下放，因此憋氣下放筒內(nèi)氣墊壓力呈線性增長趨勢．頂蓋淹沒前，氣墊未受到向下的壓縮力，氣墊高度增長速率與筒內(nèi)氣壓增長速率相同；頂蓋淹沒初始階段，基礎(chǔ)頂蓋處于“入水-出水-入水”狀態(tài)，筒內(nèi)氣墊仍保持線性增長．隨著初始吃水深度增大，同一下放深度筒內(nèi)氣墊壓力減小，筒內(nèi)氣墊對水塞運(yùn)動(dòng)緩沖效果減弱．

圖14為四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)憋氣下放至頂蓋淹沒階段時(shí)筒內(nèi)氣墊高度最大值對比．憋氣下放時(shí)由于頂蓋淹沒前筒內(nèi)氣墊高度呈線性增長，且隨吃水深度等差減小，因此不同初始吃水工況時(shí)下放至頂蓋淹沒時(shí)筒內(nèi)氣墊高度隨初始吃水呈線性減小趨勢．

四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)下放過程中在波浪荷載作用下基礎(chǔ)和吊纜耦合作用，纜繩張力過大時(shí)，可能導(dǎo)致下放過程中纜繩過載斷裂；纜繩張力過小時(shí)可能發(fā)生纜繩松弛失效現(xiàn)象．因此，下放過程纜繩張力應(yīng)控制在一定范圍內(nèi)．

DNV規(guī)范[25]規(guī)定：三筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)下放安裝過程中最大允許動(dòng)態(tài)載荷應(yīng)低于起重機(jī)、結(jié)構(gòu)和起重設(shè)備的動(dòng)態(tài)載荷．DNV規(guī)范引入動(dòng)態(tài)放大因子DAF值判定下放過程中纜繩張力動(dòng)態(tài)響應(yīng)是否滿足最大允許動(dòng)態(tài)荷載．DAF值為纜繩最大張力與初始狀態(tài)基

圖13?不同初始吃水時(shí)筒內(nèi)氣墊高度

圖14?氣墊高度最大值對比

礎(chǔ)重力的比值．根據(jù)DNV規(guī)范規(guī)定，DAF值應(yīng)始終小于1.3[25-26]．

基礎(chǔ)安裝過程中受到砰擊荷載或纜繩共振響應(yīng)的影響，導(dǎo)致纜繩松弛失效，失去承載能力，為確保基礎(chǔ)下放安裝過程的安全和穩(wěn)定性，DNV規(guī)范為?避免纜繩松弛失效，要求基礎(chǔ)下放過程應(yīng)滿足以下?規(guī)定[25-26]：

圖15為四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)在憋氣下放安裝過程中的纜繩張力DAF值對比．由于初始下放階段纜繩張力最大，而頂蓋淹沒階段基礎(chǔ)頂蓋受到砰擊荷載作用，因此本節(jié)對比包括初始下放階段和頂蓋淹沒階段．可以看出不同階段纜繩張力DAF值均小于1.2，滿足設(shè)計(jì)要求．頂蓋淹沒階段由于氣墊結(jié)構(gòu)提供浮力，纜繩張力均值減小，因此頂蓋淹沒階段纜繩張力DAF值小于初始階段．頂蓋淹沒階段基礎(chǔ)頂蓋受到砰擊荷載作用，但筒內(nèi)氣墊高度較大，對基礎(chǔ)砰擊荷載產(chǎn)生緩沖作用，因而纜繩張力DAF值較?。跏茧A段，筒內(nèi)未形成氣墊結(jié)構(gòu)，隨著初始吃水深度增大，筒內(nèi)氣墊體積增大，氣墊結(jié)構(gòu)提供浮力增大，纜繩張力DAF值減??；頂蓋淹沒階段，隨著初始吃水深度增大，筒內(nèi)氣墊體積減小，發(fā)生砰擊現(xiàn)象時(shí)的緩沖效果減弱，纜繩張力DAF值增大．

圖15?DAF值

圖16為四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)纜繩張力失效因子對比．可以看出不同工況下纜繩張力失效因子均小于0.8，滿足設(shè)計(jì)要求．頂蓋淹沒階段筒內(nèi)氣墊對基礎(chǔ)的砰擊作用有一定緩沖效應(yīng)，纜繩失效因子較小；且隨著吃水增大，氣墊對筒型基礎(chǔ)緩沖效果減弱，進(jìn)而纜繩失效因子增大．

圖16?纜繩張力失效因子對比

4?結(jié)?語

本文基于四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)筒內(nèi)主動(dòng)憋氣的下放安裝施工方法，開展動(dòng)態(tài)下放和穩(wěn)態(tài)響應(yīng)物理模型試驗(yàn)，研究基礎(chǔ)下放安裝過程中氣墊響應(yīng)、基礎(chǔ)運(yùn)動(dòng)特性和吊纜張力變化規(guī)律．主要結(jié)論如下．

(1) 四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)憋氣下放頂蓋淹沒前筒內(nèi)氣墊壓力和纜繩張力均呈線性變化，不同初始吃水工況氣墊壓力增長速率相同；頂蓋淹沒階段，筒頂受到波浪砰擊荷載作用，基礎(chǔ)響應(yīng)幅度較大，氣墊結(jié)構(gòu)對砰擊荷載有一定緩沖作用．

(2) 分析不同下放高度處基礎(chǔ)穩(wěn)態(tài)響應(yīng)，可知當(dāng)頂蓋淹沒一定深度，波浪荷載下頂蓋仍處于“入水-出水-入水”狀態(tài)時(shí)基礎(chǔ)受到砰擊荷載作用，基礎(chǔ)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)最大．

(3) 四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)下放至頂蓋完全淹沒前筒內(nèi)氣墊高度線性增長，氣墊結(jié)構(gòu)為基礎(chǔ)提供較大浮力，同時(shí)波浪荷載作用下基礎(chǔ)通過浪濺區(qū)時(shí)受到砰擊荷載作用，產(chǎn)生向上沖擊力，通過計(jì)算吊纜張力失效因子，明確吊纜未出現(xiàn)松弛失效現(xiàn)象，同時(shí)吊纜張力DAF值滿足要求，吊纜未出現(xiàn)過載斷裂現(xiàn)象．

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Experimental Investigation of an Offshore Wind Turbine Four-Bucket JacketFoundation During Lowering Operation

Ding Hongyan1, 2，Li Yan’e2，Zhang Puyang1, 2，Le Conghuan2

(1. State Key Laboratory of Hydraulic Engineering Simulation and Safety，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. School of Civil Engineering，Tianjin University，Tianjin 300072，China)

The bucket foundation lowering operation will experience a complex construction process of the bucket skirt entry in water，air-water replacement inside the bucket，and the submerging of the roof to the mud. The lower-ing of the foundation through the splash zone is subjected to a slamming load，which may result in the occurrence of the sling tension overload fracture and slack failure phenomena. Moreover，the coupling response between the foun-dation and slings affects the stability of the foundation. The lowering method of actively storing part of the air within the bucket can not only effectively control the self-weight sinking but can also greatly reduce the lifting force during the lowering process. Meanwhile，it can significantly enhance the attitude control ability during the bucket foundation lowering process. Aiming at the air-water replacement technology in the lowering construction process for the four-bucket jacket foundation，the active suffocation lowering operation is considered. Two approaches of dynamic lower-ing process and steady-state response are adopted. The response mechanism of the air cushion，the movement charac-teristics of the foundation，and the response regularity of the sling for different initial draft cases are clarified. The safety performance of the sling during the construction process is also explicated. Test results show that the air cushion pressure and air cushion height increase linearly before the roof is completely submerged. The air pressure increase rate is the same for different initial draft cases. The air cushion height inside the bucket increases linearly before the bucket roof is completely submerged，and the various rate of sling tension is greater than that after the roof is com-pletely submerged. During the lowering of the foundation through the splash zone，the foundation is subjected to the wave slamming load，and the air cushion structure has a buffer effect on the slamming load. The air cushion provides evident buoyancy for the foundation，and the foundation is impacted upward by the slamming load. Analysis results of the dynamic amplification factor and failure factor reveal the absence of overload and slack failure.

four-bucket jacket foundation；active suffocation；air cushion；slamming load；slack failure

10.11784/tdxbz202107044

TK83

A

0493-2137(2022)08-0792-10

2021-07-30；

2021-09-03.

丁紅巖（1963—??），男，博士，教授，dhy_td@163.com.Email：m_bigm@tju.edu.cn

張浦陽，zpy_td@163.com.

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51779171).

the National Natural Science Foundation of China(No. 51779171).

(責(zé)任編輯：樊素英)