練繼建，劉暢博，郭耀華，董霄峰，劉維斌，張 斌

(1.天津大學(xué) 水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300072；2.天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院，天津 300072; 3.南方海上風(fēng)電聯(lián)合開發(fā)有限公司，廣東 珠海 510000)

隨著近海資源的不斷開發(fā)，海上風(fēng)電逐漸向深遠海、大容量、低成本發(fā)展[1]。我國海域大部分為軟黏土與粉砂地質(zhì)，地質(zhì)條件較差，承載能力低[2]，而筒型基礎(chǔ)由于其施工操作簡單，且可與地基協(xié)同抵抗環(huán)境荷載，有良好的承載性能與抗滑抗傾覆能力，越來越受到關(guān)注。為進一步降低海上風(fēng)電建設(shè)成本，提高筒型基礎(chǔ)浮運、安裝及服役過程的安全性及承載性能，筒型基礎(chǔ)將由鋼筒向鋼混組合筒發(fā)展[3]，結(jié)構(gòu)質(zhì)量大大增加。目前，筒型基礎(chǔ)均在近岸碼頭預(yù)制，然后吊裝入水[4]，然而鋼混組合筒型基礎(chǔ)對吊裝設(shè)備提出了更高的要求，導(dǎo)致施工成本增加。筒型基礎(chǔ)由于內(nèi)部為分艙結(jié)構(gòu)，其自身具有較好的浮穩(wěn)性，可以實現(xiàn)水中自浮、濕拖等操作[5]。因此，為充分發(fā)揮筒型基礎(chǔ)水中自浮特性，將筒型基礎(chǔ)陸上預(yù)制變?yōu)楹Ｉ辖ㄔ?。筒型基礎(chǔ)的海上建造首先在自升式預(yù)制平臺上進行筒裙建造，然后將筒裙移位到海底的預(yù)制沉墊上進行筒頂以上結(jié)構(gòu)的建造，最后將建造好的筒型基礎(chǔ)自浮出運與浮運安裝船對接。這種海上建造方式不僅可以實現(xiàn)多個筒型基礎(chǔ)的同步快速預(yù)制安裝，提升施工效率，而且可實現(xiàn)預(yù)制設(shè)備在不同海域的重復(fù)使用，降低建造成本。但海上建造過程存在敞口筒裙無法自浮移位與筒型基礎(chǔ)起浮穩(wěn)性不足的問題。工程中常增設(shè)助浮結(jié)構(gòu)來提供回復(fù)力矩使氣浮體穩(wěn)定地漂浮[6]，故針對筒型基礎(chǔ)設(shè)計配套的助浮浮箱。

早在20世紀80年代，國內(nèi)的專家就開始研發(fā)多用途浮箱并針對該鋼浮箱的設(shè)計、制造與應(yīng)用進行了試驗與理論研究[7]。丁寧等[8]研究了用于軍事渡河與棧橋通道的浮箱，解決了快速、穩(wěn)定、安全搭建臨時棧橋的難題。楊少宏[9]分析了浮箱拼成的浮駁平臺在滿載及空載工況下的穩(wěn)定性。陳寶林等[10]闡述了浮箱架設(shè)的臨時作業(yè)平臺的力學(xué)分析模型與基本方法。郭稱龍[11]通過北山特大橋施工工程實例，講述了深水中浮箱拼組攪拌平臺的設(shè)計與應(yīng)用技術(shù)。齊建飛[12]闡述了用于船閘防撞浮箱的施工過程,并進行了相應(yīng)校核。劉紅平[13]針對半潛船設(shè)計了可移動式浮箱結(jié)構(gòu)，并進行了強度校核。

目前，現(xiàn)有的浮箱結(jié)構(gòu)多集中于船舶設(shè)計過程中，針對筒型基礎(chǔ)的助浮浮箱還沒有過系統(tǒng)研究。因此，基于廣東省某海域海上風(fēng)電項目，建立整體模型，分別研究了敞口筒裙—浮箱、筒型基礎(chǔ)—浮箱在水中移位、起浮過程中的運動響應(yīng)與結(jié)構(gòu)強度，為浮箱在筒型基礎(chǔ)海上建造的實際運用提供科學(xué)支撐。

1 助浮浮箱結(jié)構(gòu)設(shè)計

1.1 浮箱結(jié)構(gòu)方案

以廣東省某海域海上風(fēng)電工程為實例，提出了一種在六邊形鋼混組合筒型基礎(chǔ)海上建造中配套使用的浮箱，將浮箱布置在筒型基礎(chǔ)的六邊，以提供所需浮力與回復(fù)力臂，使基礎(chǔ)在預(yù)制及浮運中保持穩(wěn)定的姿態(tài)，完成筒型基礎(chǔ)的海上建造。圖1為六邊形筒型基礎(chǔ)助浮浮箱結(jié)構(gòu)模型。

圖1 六邊形筒型基礎(chǔ)助浮浮箱結(jié)構(gòu)模型

浮箱尺寸為15.0 m×2.5 m×12.0 m(長×寬×高)，內(nèi)設(shè)梁—柱式格構(gòu)，浮箱高度5.2 m處設(shè)置水平分艙板將浮箱分為上下兩個可變壓載艙，通過調(diào)節(jié)自身壓載量，靈活控制整個結(jié)構(gòu)的起浮與沉放過程。六邊形筒型基礎(chǔ)與浮箱之間，通過高強纜繩連接浮箱上的垂直吊點與基礎(chǔ)底部吊點以實現(xiàn)筒型基礎(chǔ)與浮箱結(jié)構(gòu)一體化。此外，采用高強纜繩連接兩兩浮箱之間的水平吊點，既約束了浮箱的自由度，又提高了結(jié)構(gòu)整體穩(wěn)定性。為保證浮箱吊點處強度滿足要求，對吊點局部結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化加強，圖1(b)為浮箱吊點局部結(jié)構(gòu)優(yōu)化后的示意。圖2為筒型基礎(chǔ)浮箱現(xiàn)場圖。浮箱的主要參數(shù)如表1所示。

圖2 六邊形筒型基礎(chǔ)助浮浮箱現(xiàn)場照片

表1 6個浮箱主要尺寸參數(shù)

1.2 敞口筒裙—浮箱水中移位方案

敞口筒裙未形成封閉的內(nèi)艙空間，自身沒有足夠的浮力與回復(fù)力臂，不具備浮穩(wěn)性，因此不能穩(wěn)定地漂浮在水中。而中空的箱型浮箱能給筒裙提供足夠的外部浮力，二者的組合結(jié)構(gòu)具有足夠的自浮穩(wěn)性，能夠順利完成從預(yù)制平臺到沉墊的移位。筒裙的主要幾何參數(shù)如表2所示。

表2 筒裙主要尺寸參數(shù)

海上建造過程中浮箱助浮敞口筒裙移位過程簡要步驟為：

1)筒型基礎(chǔ)下部筒裙在預(yù)制平臺上進行筒裙鋼模板架設(shè)與混凝土澆筑。

2)將漂浮在水面的浮箱一個個拖至現(xiàn)場對應(yīng)位置，完成水平綁扎。

3)打開浮箱閥門自流注水，使其緩慢下沉，在浮箱坐底后關(guān)閉閥門，并與筒裙完成綁扎。

4)浮箱打氣排水，帶敞口筒裙起浮，與預(yù)制平臺分離。

5)卷揚機牽引，使敞口筒裙—浮箱移位至沉墊；浮箱打開閥門注水，使整體坐底于沉墊。

浮箱助浮筒裙移位過程如圖3所示。

圖3 浮箱助浮筒裙移位流程

1.3 筒型基礎(chǔ)—浮箱水中起浮方案

與傳統(tǒng)的實浮體結(jié)構(gòu)不同，筒型基礎(chǔ)底部不封閉，依靠艙內(nèi)充氣排水產(chǎn)生壓差來平衡自身重力，是能夠?qū)崿F(xiàn)自浮的氣浮體結(jié)構(gòu)。但由于鋼混組合筒型基礎(chǔ)自重大，再加上弧形過渡段后，重心太高，穩(wěn)性不夠，因此需要采取工程措施增加其浮穩(wěn)性。筒型基礎(chǔ)的主要幾何參數(shù)如表3所示。

表3 筒型基礎(chǔ)主要尺寸參數(shù)

氣浮筒型基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的重心與穩(wěn)心之間的距離為穩(wěn)心高度GM，對筒型基礎(chǔ)在不同吃水深度的完整穩(wěn)性進行理論計算，如表4所示。由表4可知，筒型基礎(chǔ)完整穩(wěn)性較差，吃水深度為13 m才具有回復(fù)力臂。而筒型基礎(chǔ)建造所處海域水深較淺，最低潮位時水深8.1 m，最高潮位時水深11.5 m，筒型基礎(chǔ)在該海域水深條件下不具有自浮穩(wěn)性。因此，筒型基礎(chǔ)起浮過程采用浮箱來改善結(jié)構(gòu)穩(wěn)性，浮箱布置在筒裙外壁，大大增加了基礎(chǔ)的回復(fù)力臂，使基礎(chǔ)在整個起浮過程的各個吃水下均滿足自浮穩(wěn)性，達到助穩(wěn)效果。

表4 筒型基礎(chǔ)不同外吃水深度完整穩(wěn)性計算結(jié)果 Tab.4 Static stability of bucket foundation with different draft depths 單位:m

浮箱助浮筒型基礎(chǔ)起浮流程如圖4所示，其起浮過程簡要步驟為：

圖4 浮箱助浮筒型基礎(chǔ)起浮流程

1)筒型基礎(chǔ)整體澆筑完畢。

2)浮箱排水，帶筒型基礎(chǔ)起浮，與沉墊/預(yù)制平臺分離。浮箱—筒型基礎(chǔ)起浮安全距離≥1 m。

3)至此，整個海上建造過程完成，筒型基礎(chǔ)—浮箱與浮運安裝船對接，如圖5所示。

圖5 筒型基礎(chǔ)—浮箱與浮運船對接示意

2 敞口筒裙浮箱移位過程結(jié)構(gòu)浮穩(wěn)性及受力分析

在敞口筒裙—浮箱移位過程中整體結(jié)構(gòu)有兩種狀態(tài)：漂浮狀態(tài)與坐底狀態(tài)。該過程一方面需要保證敞口筒裙—浮箱結(jié)構(gòu)在漂浮狀態(tài)具有足夠的穩(wěn)性和良好的運動性能，另一方面需要保證浮箱與筒裙結(jié)構(gòu)在漂浮狀態(tài)與坐底狀態(tài)下的結(jié)構(gòu)強度均滿足要求。

2.1 漂浮狀態(tài)整體運動響應(yīng)及強度校核

2.1.1 完整穩(wěn)性及運動響應(yīng)分析

為了研究敞口筒裙—浮箱在移位過程中的穩(wěn)性問題，采用有限元軟件SESAM中的HydroD穩(wěn)性分析模塊對結(jié)構(gòu)進行穩(wěn)性計算與分析，得到敞口筒裙—浮箱在不同吃水深度下的完整穩(wěn)性曲線，如圖6所示。

圖6 敞口筒裙浮箱完整穩(wěn)性曲線

由圖6可知，在不同吃水下敞口筒裙浮箱的回復(fù)力臂均大于風(fēng)傾力臂。由于目前還未有針對筒型基礎(chǔ)的穩(wěn)性判斷標準，參考中國船級社《海上移動平臺入級規(guī)范》[14]中對各類型海洋移動平臺中最嚴格的穩(wěn)性判斷標準，對敞口筒裙—浮箱進行完整穩(wěn)性校核，規(guī)范要求：1)自由液面修正后初穩(wěn)性高不少于0.15 m；2)對于面積比，要求復(fù)原力矩曲線至第二交點或進水角(取小者)以下的面積至少應(yīng)比風(fēng)壓傾側(cè)力矩至同一限定角下的面積大40%。其中，根據(jù)自存工況最小風(fēng)速要求，風(fēng)速選擇100 kn(51.5 m/s)；由于筒裙上下均敞口，浮箱為全封閉結(jié)構(gòu)，敞口筒裙—浮箱中不存在進水角，直接選取復(fù)原力矩曲線至第二交點以下的面積與風(fēng)壓傾側(cè)力矩至同一限定角下的面積進行面積比計算。表5為敞口筒裙—浮箱在不同吃水下的穩(wěn)性校核，由表5可知，敞口筒裙—浮箱的初穩(wěn)性高與面積比K均大于中國船級社要求，且結(jié)構(gòu)具有較大的穩(wěn)性儲備。

表5 敞口筒裙—浮箱穩(wěn)性校核

為避免發(fā)生共振破壞，保證敞口筒裙—浮箱具有良好的運動性能，采用SESAM軟件，通過勢流邊界元方法對敞口筒裙—浮箱進行頻域水動力計算，得到不同吃水深度下敞口筒裙—浮箱的垂蕩與縱搖運動響應(yīng)幅值算子(RAO)，如圖7和圖8所示。

圖7 敞口筒裙—浮箱垂蕩RAO曲線

圖8 敞口筒裙—浮箱縱搖RAO曲線

由圖7可知，敞口筒裙—浮箱的垂蕩RAO出現(xiàn)兩個峰值，第一個峰值較低，對應(yīng)波浪載荷最大值點[15]，第二個峰值較高，對應(yīng)固有周期點，隨吃水的增加，其垂蕩固有周期也增大，吃水深度7 m時峰值響應(yīng)出現(xiàn)在10 s，吃水深度11.5 m時出現(xiàn)在11 s；垂蕩RAO幅值也隨吃水深度增加而增大，吃水深度從7 m增加到11.5 m，垂蕩運動的最大幅值增幅為44.57%。由圖8可以看出，敞口筒裙—浮箱縱搖RAO僅在固有周期出現(xiàn)峰值，隨著吃水深度的增加，敞口筒裙—浮箱縱搖固有周期也略微增大，吃水深度7 m時峰值響應(yīng)出現(xiàn)在6.8 s，吃水深度11.5 m時出現(xiàn)在7.6 s，吃水深度從7 m增加到11.5 m，縱搖運動的最大幅值增幅為7.70%。在實際操作中，應(yīng)避免在波浪周期與結(jié)構(gòu)固有周期接近的海況下施工，減小共振風(fēng)險；該結(jié)構(gòu)在11.5 m吃水深度下的運動響應(yīng)較大，為改善運動性能，應(yīng)避免在高潮位起浮。

2.1.2 漂浮狀態(tài)強度校核

采用ABAQUS軟件建立敞口筒裙—浮箱數(shù)值模型，由于結(jié)構(gòu)六邊對稱，僅建出一個浮箱進行分析，鋼結(jié)構(gòu)中鋼板采用S4R殼單元，吊點圓鋼采用C3D8R實體單元，屈服強度為355 MPa，彈性模量為2.1×105MPa，泊松比為0.30，密度為7.85×103kg/m3；混凝土采用C3D8R實體單元，彈性模量為3.5×104MPa，泊松比為0.167，密度為2.50×103kg/m3。敞口筒裙—浮箱處于漂浮狀態(tài)時，筒裙重力由浮箱12個Ⅰ型與12個Ⅱ型垂直吊點承擔，同時向浮箱與筒裙間的氣囊充氣，使每側(cè)水平吊點處的高強纜繩產(chǎn)生5400 kN張力，對漂浮狀態(tài)整體結(jié)構(gòu)強度進行校核。

為了真實模擬結(jié)構(gòu)在漂浮狀態(tài)下的受力情況，采用DNV柱穩(wěn)式平臺固定邊界條件法[16]，對模型的3個節(jié)點進行全約束。參考相關(guān)規(guī)范[17]，選取荷載安全系數(shù)為1.35。高強尼龍纜繩對吊點的拉力以面荷載施加在吊點與纜繩的接觸面，其各吊點荷載值見表6，邊界及加載情況如圖9所示。

表6 敞口筒裙—浮箱漂浮工況荷載情況

圖9 敞口筒裙—浮箱有限元模型

在漂浮狀態(tài)下，敞口筒裙—浮箱整體結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖見圖10，各構(gòu)件的變形及應(yīng)力匯總于表7。由圖10可知，敞口筒裙—浮箱鋼結(jié)構(gòu)最大Mises應(yīng)力為231.9 MPa，位于浮箱水平桁與水平吊點連接點，浮箱整體受力均勻，無應(yīng)力集中；筒裙受力小，鋼結(jié)構(gòu)最大Mises應(yīng)力為72.7 MPa，位于筒裙與浮箱接觸上緣。結(jié)構(gòu)各構(gòu)件應(yīng)力計算值均小于許用應(yīng)力值248 MPa[18]，結(jié)構(gòu)強度滿足要求。

圖10 漂浮工況敞口筒裙—浮箱結(jié)構(gòu)Mises應(yīng)力云圖

表7 敞口筒裙—浮箱漂浮狀態(tài)各構(gòu)件變形及應(yīng)力結(jié)果

2.2 坐底狀態(tài)強度校核

敞口筒裙—浮箱在坐底狀態(tài)下，通過對浮箱上下艙分別打氣排水，實現(xiàn)結(jié)構(gòu)與預(yù)制平臺分離。首先對起浮時刻結(jié)構(gòu)的受力情況進行計算。

FFX=ρgV=6ρghFXSFX

(1)

式中：FFX為浮箱產(chǎn)生的浮力；ρ為海水密度；g為重力加速度；V為6個浮箱的排水體積；hFX為浮箱內(nèi)外液面高度差；SFX為浮箱底面面積。

WTQ+WFX=FFX=6ρghFXSFX

(2)

式中：WTQ為筒裙重力；WFX為浮箱重力。

根據(jù)式(2)計算可知，浮箱內(nèi)外液面高度差為8.2 m時，敞口筒裙—浮箱開始起浮。在敞口筒裙—浮箱坐底狀態(tài)，首先對浮箱上艙打氣排出全部壓載水，其次對浮箱下艙打氣排出部分壓載水，使浮箱轉(zhuǎn)換為漂浮狀態(tài)。對上、下艙打氣排水過程中最不利時刻的整體結(jié)構(gòu)強度進行校核，坐底工況下敞口筒裙—浮箱的荷載情況如表8所示，荷載及邊界條件如圖11所示。

表8 敞口筒裙—浮箱坐底工況荷載情況 Tab.8 The load situation of open bucket skirt-floating container under bottom-resting conditions 單位:m

圖11 敞口筒裙—浮箱坐底工況有限元模型、荷載及邊界條件施加

在坐底狀態(tài)下，敞口筒裙—浮箱上下艙打壓整體結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖見圖12，各構(gòu)件變形及應(yīng)力結(jié)果匯總于表9。由圖12可知，上艙打壓時敞口筒裙—浮箱鋼結(jié)構(gòu)最大Mises應(yīng)力為233.5 MPa，位于浮箱上艙支撐柱處，局部出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象；下艙打壓時整體的鋼結(jié)構(gòu)最大Mises應(yīng)力為140.2 MPa，位于浮箱分艙板肋骨處，整體結(jié)構(gòu)受力較好。結(jié)構(gòu)各構(gòu)件應(yīng)力計算值均小于許用應(yīng)力值248 MPa[18]，結(jié)構(gòu)強度滿足要求。

表9 敞口筒裙—浮箱坐底工況各構(gòu)件變形及應(yīng)力結(jié)果

圖12 坐底工況敞口筒裙—浮箱結(jié)構(gòu)Mises應(yīng)力云圖

3 筒型基礎(chǔ)—浮箱起浮過程結(jié)構(gòu)浮穩(wěn)性分析

3.1 浮態(tài)分析

實浮體的靜力平衡條件為重力與浮力相等，而氣浮體的靜力平衡條件為向上的氣壓力與重力相等。筒型基礎(chǔ)為氣浮體，浮箱為實浮體。因此，需對筒型基礎(chǔ)內(nèi)部氣壓與浮箱自身浮力進行計算，從而分析筒型基礎(chǔ)—浮箱的整體浮態(tài)。筒型基礎(chǔ)內(nèi)部氣壓P為：

P=ρghT

(3)

式中：hT為筒型基礎(chǔ)內(nèi)外液面高度差。對整個結(jié)構(gòu)而言，靜力平衡公式為：

WT+WFX=PST+FFX=ρghTST+6ρghFXSFX

(4)

式中：WT為筒型基礎(chǔ)重力；ST為筒型基礎(chǔ)底面面積。由式(4)可知，在結(jié)構(gòu)確定后，筒型基礎(chǔ)—浮箱的浮態(tài)不僅與浮箱內(nèi)外液面差有關(guān)，還與基礎(chǔ)內(nèi)外液面差有關(guān)。因此，為簡化施工過程，提高建造效率，應(yīng)該首先確定浮箱內(nèi)液面高度，再根據(jù)不同吃水深度確定浮箱提供的浮力，最后確定基礎(chǔ)內(nèi)部水頭高度。

3.2 穩(wěn)性及運動響應(yīng)分析

筒型基礎(chǔ)—浮箱是擁有自浮能力的氣浮體，當氣浮結(jié)構(gòu)傾斜時，如果內(nèi)部液封高度為0，艙內(nèi)氣體會部分或全部溢出，破壞結(jié)構(gòu)穩(wěn)性，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)傾覆，因此，氣浮體首先要確定內(nèi)部的安全液封高度，并計算結(jié)構(gòu)的破艙傾角φp。以單艙氣浮體為例，簡化模型如圖13所示。

圖13 氣浮體簡化模型

其中，氣浮體高度為H，外徑為D，傾斜角為φ；氣浮體傾斜前后的筒頂距水面的垂直高度分別為Hf1和Hf2，傾斜前后吃水分別是Hd1和Hd2，傾斜前后內(nèi)外液面的高度差是ΔH1和ΔH2，傾斜前后的安全液封高度為b1和b2。根據(jù)圖13，列出氣浮體傾斜角度φ與安全液封高度的公式為：

(5)

由式(5)可得，在氣浮體尺寸一定時，破艙傾角φp能夠通過正浮吃水Hd與安全液封高度b來確定。

為保證筒型基礎(chǔ)浮箱順利起浮，在筒型基礎(chǔ)—浮箱坐底狀態(tài)對浮箱內(nèi)液面進行調(diào)整確認：排出6個浮箱全部的上艙水，此時浮箱內(nèi)液面為5.2 m，后續(xù)僅通過向基礎(chǔ)內(nèi)部緩慢充氣使基礎(chǔ)浮箱緩慢起浮。根據(jù)式(4)可得到筒型基礎(chǔ)內(nèi)外液面高度差，并根據(jù)式(5)計算結(jié)構(gòu)的破艙傾角φp，計算結(jié)果見表10。

表10 筒型基礎(chǔ)—浮箱破艙傾角計算結(jié)果

由表10可知，筒型基礎(chǔ)—浮箱外吃水深度為7 m時，破艙傾角過小，因此為避免筒型基礎(chǔ)艙內(nèi)氣體溢出，氣浮結(jié)構(gòu)失去穩(wěn)定平衡，需限制筒型基礎(chǔ)—浮箱起浮吃水深度≥8 m(潮位高≥10.2 m)時才能進行起浮操作，此時安全液封高度大于2 m。根據(jù)表10，能夠確定筒型基礎(chǔ)—浮箱在整個起浮過程中破艙傾角為3.29°～15.88°。因此在分析筒型基礎(chǔ)—浮箱穩(wěn)性時，主要關(guān)注小傾角穩(wěn)性(傾斜角度<15°)，在大傾角階段，筒型基礎(chǔ)艙內(nèi)氣體溢出，結(jié)構(gòu)將失去穩(wěn)定平衡狀態(tài)。同樣參考中國船級社《海上移動平臺入級規(guī)范》[14]，筒型基礎(chǔ)浮箱的小傾角穩(wěn)性需滿足自由液面修正后初穩(wěn)性高不少于0.15 m。但筒型基礎(chǔ)作為氣浮體，穩(wěn)性比實浮體差，穩(wěn)性差異為20%～40%[19-20]，因此需要將數(shù)模得出的穩(wěn)性高值均除以1.4的氣浮折減系數(shù)，作為筒型基礎(chǔ)浮箱的穩(wěn)性判斷依據(jù)。在SESAM軟件中對筒型基礎(chǔ)浮箱進行建模，計算整體結(jié)構(gòu)在不同吃水深度下的小傾角穩(wěn)性，結(jié)果匯總于表11。

表11 筒型基礎(chǔ)—浮箱穩(wěn)性計算結(jié)果

由表11可知，筒型基礎(chǔ)—浮箱在不同吃水深度下的初穩(wěn)性高滿足中國船級社要求；不同吃水深度下的吊點力均不超過600 kN，小于2.1.2節(jié)中的校核值，結(jié)構(gòu)有較大安全裕度。

為避免發(fā)生共振破壞，保證筒型基礎(chǔ)—浮箱具有良好的運動性能，采用SESAM軟件，通過勢流邊界元方法對結(jié)構(gòu)進行頻域水動力計算，得到不同吃水深度下筒型基礎(chǔ)浮箱的垂蕩與縱搖運動響應(yīng)幅值算子(RAO)，如圖14和圖15所示。

由圖14可以看出，筒型基礎(chǔ)—浮箱的垂蕩RAO在固有周期處出現(xiàn)峰值，隨吃水深度的增大，垂蕩固有周期增大，吃水深度8 m時峰值響應(yīng)出現(xiàn)在9.8 s，吃水深度11.5 m時峰值響應(yīng)出現(xiàn)在12.5 s附近；垂蕩RAO幅值也隨吃水增加而逐漸增大，吃水深度從8 m增加到11.5 m，垂蕩運動的最大幅值增幅為40.13%。由圖15可以看出，筒型基礎(chǔ)—浮箱縱搖RAO也僅在固有周期位置出現(xiàn)峰值，隨吃水深度的增加，筒型基礎(chǔ)—浮箱縱搖固有周期減小，吃水深度8 m時峰值響應(yīng)出現(xiàn)在18.4 s，吃水深度11.5 m時峰值響應(yīng)出現(xiàn)在16.2 s?？v搖RAO幅值也隨吃水深度增加而逐漸增大，吃水深度從8 m 增加到11.5 m，縱搖運動的最大幅值增幅為24.48%。在實際操作中，應(yīng)避免在波浪周期與結(jié)構(gòu)固有周期接近時的海況下施工，減小共振風(fēng)險；該結(jié)構(gòu)在11.5 m吃水深度下的運動響應(yīng)較大，為改善運動性能，操作中應(yīng)避免在高潮位起浮。

圖14 筒型基礎(chǔ)—浮箱垂蕩RAO曲線

圖15 筒型基礎(chǔ)—浮箱縱搖RAO曲線

4 結(jié) 語

以中國廣東省某海域風(fēng)電場為例，提出了一種基于浮箱提高基礎(chǔ)移位及起浮穩(wěn)性的技術(shù)，并通過數(shù)值模擬對敞口筒裙—浮箱移位與筒型基礎(chǔ)—浮箱起浮過程進行穩(wěn)性與結(jié)構(gòu)校核，結(jié)論如下：

1)從穩(wěn)性校核的結(jié)果可以看出，敞口筒裙—浮箱移位與筒型基礎(chǔ)—浮箱起浮過程中不同吃水深度下結(jié)構(gòu)的穩(wěn)性均滿足要求。隨著吃水深度增加，垂蕩和縱搖運動的幅值最大值均有所增加，兩種結(jié)構(gòu)在11.5 m吃水深度下的運動響應(yīng)較大，建議在10 m以下潮位工作；同時，當波浪周期接近結(jié)構(gòu)固有周期時，結(jié)構(gòu)可能會引起共振，運動響應(yīng)較大，應(yīng)避免在相應(yīng)海況下施工。

2)從強度校核的計算結(jié)果可以看出，漂浮狀態(tài)下，結(jié)構(gòu)最大Mises應(yīng)力為231.9 MPa；坐底狀態(tài)下，結(jié)構(gòu)的最大Mises應(yīng)力為233.5 MPa，結(jié)構(gòu)各構(gòu)件應(yīng)力均滿足要求，整體結(jié)構(gòu)受力較好。

3)對于海上建造的大噸位筒型基礎(chǔ)來說，借助浮箱提高基礎(chǔ)穩(wěn)性是一種可行方案。配合低成本、建造簡單、便于安裝拆卸、可回收利用的浮箱，整個筒型基礎(chǔ)的海上建造能夠簡便高效的批量進行，大大降低海上風(fēng)電的建造成本，為未來風(fēng)電發(fā)展提供新的選擇。