海上風電筒型基礎整機深水導向沉放及穩性分析

練繼建，熊 浩，郭耀華，王海軍1，，王芃文

（1.天津大學 水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300350；2.河北工程大學 水利水電學院，河北邯鄲 056038；3.天津大學 建筑工程學院，天津 300350）

0 引言

筒型基礎為底部開口，頂部密封，具有分艙的寬淺式結構，它能夠進行氣浮托航和壓差下沉。練繼建[1]在研究復合筒型基礎壓差沉放調平時，提出了壓差沉放過程中要仔細監測沉放姿態，一旦傾斜過大，應及時停止沉放，進行調平。丁紅巖[2]通過模型試驗測定了海上風電一步式安裝船體和復合筒形基礎之間的豎向壓力和船體的運動響應，并研究了筒內氣壓的影響。Chenu B[3]證明了對氣浮結構進行分艙能夠提高其穩性的結論。劉憲慶[4]基于傳統剛底浮體在波浪中的運動機理，將筒內氣體的作用等效為阻尼作用形式，建立了筒型基礎在波浪中的運動方程。目前，針對海上風電基礎及機組整機沉放的應用及研究較少，且多集中于較淺水深（15 m以內），對于較深海域整機沉放技術及穩性分析的較少。

面對我國逐步向較深海域大規范開發海上風電的需求，本文對新型深水導向沉放技術展開研究。本文考慮安裝船-筒型基礎-機組整體耦合分析模型，研究了不同外界荷載條件下筒型基礎整機的運動響應特性，對筒型基礎整機水中沉放穩定性展開深入的分析。

1 整機深水導向沉放及姿態控制方法

1.1 整機結構及運輸船模型

針對深水整機沉放過程中所面臨的失穩風險，本文提出了深水導向沉放技術。過渡段為斜撐結構，更適應深水的大直徑筒型基礎結構[5]和具有管架結構、尺寸更大且穩性滿足要求的安裝船等。

筒型基礎整機及安裝船模型如圖1所示。

圖1 筒型基礎整機及安裝船模型Fig.1 Simplified model of whole machine with bucket foundation and installation ship

筒型基礎為鋼制結構外加鋼筋混凝土頂蓋，底部為大直徑圓筒，直徑為38 m，筒內有蜂窩形分艙，有利于負壓調平，過渡段高度為50 m，采用變厚度全鋼結構。

安裝船是一個前端開口的近似U型的運輸結構[6]，在船頭上部布置有支撐桁架，利用抱箍綁定整機塔筒，起到扶正的作用，塔箍的存在有助于降低機頭的運動響應，使得機頭加速度滿足風機機組制造商的要求[7]。下部有四根方形布置的可伸縮的導向管，下部導向裝置與筒型基礎通過滑動底架連接并能夠進行上下移動，滑動底架與筒型基礎通過拉索柔性連接，以達到穩定與“導向”的作用。筒型基礎和安裝船參數如表1所示。

表1 筒型基礎整機與安裝船結構參數Table 1 Structural parameters of whole machine with bucket foundation and installation ship

1.2 導向沉放方案及姿態控制方法

海上風電筒型基礎整機深水沉放裝備主要由安裝船和筒型基礎整機組成，風電筒型基礎整機導向沉放安裝主要有以下步驟。

①安裝船運輸至指定地點之后，設置系泊鏈以增強深水船體的穩定性，待穩定后下放導向架至海底并輕微插入海床。

②松開抱箍，筒型基礎排出筒內氣體，使得整機重力大于所受浮力，豎向拉索僅承擔筒型基礎整機重力與浮力差。

③緩慢松開豎向拉索，當筒型基礎達到滑動底架處時，橫向拉索張緊并鎖死，同步下放滑動底架與豎向拉索，筒型基礎與滑動底架同步下沉，完成筒型基礎整機在水中的沉放過程。

④當筒型基礎下沉距離海床0.5～1 m時，松開橫向拉索，繼續下放豎向拉索，依靠筒型基礎自身重力與浮力差入泥，抽取筒內氣體和水，利用真空下壓，直至基礎頂蓋入泥，完成沉放安裝，回收輔助導向架。

筒型基礎整機與滑動底架同步在水中沉放，下沉速度通過吊索進行控制，整機-運輸船耦合結構如圖2所示。

圖2 筒型基礎整機深水沉放安裝示意圖Fig.2 Installation diagram of sinking of whole machine with bucket foundation in deep water

2 多體耦合分析理論

對于一個具有移動位移的物體，可以將其轉化為繞著一個合適的旋轉軸旋轉一定的歐拉角[8]。在下沉過程中將組合式單筒筒型基礎轉化為若干個小位移的質點，而各個質點組成的微小元件的運動位置可以描述為x=[xi，yi，zi，θi，φi，φi]T，筒型基礎-船體耦合系統的多體動力學方程為

筒型基礎整機與船體耦合多體運動方程可通過DNV SESAM中的sima模塊利用三階龍格庫塔法進行求解[9]。

3 無導向沉放安全性分析

筒型基礎加上塔筒和上部結構之后，重心向上移動導致初穩性高減小，重心位于穩心之上?？紤]安全液封并結合筒型基礎與船體結構尺寸的限制，取初始外壁吃水為9.4 m，模擬計算得出整機結構初穩性高為-5.9。筒型基礎整機靜穩性分析如圖3所示。

圖3 筒型基礎整機靜穩性分析圖Fig.3 Static stability analysis diagram of whole machine with bucket foundation

由圖3可知，當筒型基礎整機受到一個傾覆力矩，此時結構的重心G高于其穩心M，使得復原力矩的方向與傾覆力矩相同，從而加劇了筒型基礎整機的傾覆，以致其難以回復至原來的平衡狀態。由此可知，筒型基礎整機結構不具備自浮穩性，在整體托航與下沉過程中均需要輔助扶正措施。

4 整機深水導向沉放穩性分析

4.1 環境因素及海況組合

筒型基礎整機在下沉過程中受到的主要環境荷載影響因素為風、波浪和海流。本文在模擬風荷載時選用DavenPort風譜生成風速時程序列，在模擬波浪時采用Jonswap波譜生成隨機波浪，在模擬海流時采用流速遞減斷面。根據實際海域及相應規范選取的若干海況如表2所示。

表2 下沉模擬海況參數Table 2 Sea conditions parameters of sinking simulation

由表2可知，為了研究環境因素對筒型基礎整機下沉的影響，本文研究了9種海況。海況1，2，3為不同風速的模擬結果對比，海況3，4，5為不同有義波高和譜峰周期的比較，海況5，6，7為不同海流流速的比較，海況7，8，9為不同風浪流方向的對比。在進行數值模擬時，設置沉放水深為50 m。

4.2 風荷載的影響

在進行沉放施工時，風機與塔筒主要將風荷載傳遞至組合式基礎上，使整機產生一定的傾覆力矩。圖4為不同平均風速下的垂蕩時程圖。

圖4 不同平均風速下的垂蕩時程圖Fig.4 Heave time curves under different average wind speed

由圖4可知：筒型基礎整機的垂蕩較小，最大為0.7 m左右；隨著平均風速的增大，筒型基礎整機的垂蕩曲線有整體上移的趨勢，這是因為隨著平均風速的增大，造成的運動響應更大，同時筒型基礎整機與船體豎直方向通過吊索耦合連接增大了運動響應；船體在風速增大時，垂蕩平均值有增大趨勢，因此會造成筒型基礎垂蕩曲線整體上移的效果，同時下部的四根拉索提供了必要的回復力，從而降低了筒型基礎整體的垂蕩。

圖5所示為不同平均風速下的橫搖時程圖。由圖5可知：筒型基礎整機的橫搖角在1.5 °以內，隨著平均風速的增加呈增大趨勢；在海況1的風速時程圖中，y方向上的速度分量在0 m/s左右波動，所形成的橫搖傾覆力矩較小。所以，筒型基礎整機的橫搖角較小。

圖5 不同平均風速下橫搖時程Fig.5 Roll time curves under different average wind speed

圖6為不同平均風速下筒型基礎整機縱搖時程曲線圖。

由圖6可知，風速對筒型基礎整機的縱搖影響較大，海況3的最大縱搖角達到2.469 °，而且在初始時，有一個縱搖角突然減小的現象。這是因為初始時上部纜繩處于較松弛狀態，當受到風浪流傾覆彎矩之后會立刻張緊并產生拉力突變，從而會出現突然抑制筒型基礎縱搖的效果。

圖6 不同平均風速下筒型基礎整機縱搖時程Fig.6 Pitch time curves of whole machine with bucket foundation under different average wind speed

4.3 波浪荷載的影響

為了研究波浪對整機沉放過程的影響，主要選取了海況3，4，5進行分析。圖7為在海況3，4，5下的筒型基礎整機垂蕩時程對比曲線和對應的功率譜密度曲線。

圖7 不同波浪下筒型基礎整機垂蕩時程及垂蕩功率譜密度Fig.7 Time curves and power spectrum density diagram in heave of whole machine with bucket foundation under different waves

由圖7可知：隨著波高的增加，筒型基礎整機的垂蕩位移有較為明顯的增大趨勢；在下沉耦合系統中，筒型基礎整機的垂蕩頻率與波浪頻率相一致，即筒型基礎的垂蕩主要由波浪引起，所以，波高的增加對作用于筒型基礎垂蕩方向上的波浪荷載有一定的增大作用，從而引起了垂蕩的相應增大。

圖8為不同波浪下筒型基礎整機橫搖時程圖及橫搖功率譜密度圖。由圖8可知，筒型基礎整機的橫搖頻率分量主要為橫搖自振頻率和波浪頻率，也即筒型基礎的橫蕩響應主要是由基礎與橫搖自振頻率上的外界荷載共振和波浪共同引起的。由于外界環境荷載在此頻率內的荷載分量較小，同時波浪的入射方向為x方向，在y方向的波浪荷載分量小，所以筒型基礎整機的橫搖角較小且變化不大，均在1°以內。

圖8 不同波浪下筒型基礎整機橫搖時程及橫搖功率譜密度Fig.8 Time curves and power spectrum density diagram in roll of whole machine with bucket foundation under different waves

隨著波浪的增加，筒型基礎整機的縱搖角有較為明顯的增大，其縱搖運動主要由與外荷載的縱搖共振和波浪共同疊加而形成（圖9）。

圖9 不同波浪下筒型基礎整機縱搖時程及縱搖功率譜密度Fig.9 Time curves and power spectrum density diagram in pitch of whole machine with bucket foundation under different waves

由圖9可知，波浪的增大促進了筒型基礎的縱搖。

4.4 流荷載的影響

在進行海流對筒型基礎整機下沉的影響分析時，對于筒型基礎，水流作用相當于一個定常力，不具有波浪的荷載波動性，同時水流在垂直于流速方向無流速分量，因此，隨著流速的增大，筒型基礎整機的橫搖、縱搖幅值變化均不大。

圖10為不同流速下筒型基礎整機垂蕩時程圖。由圖10可知，筒型基礎整機的垂蕩位移曲線中幅值變化不大，但曲線整體有較小的上升，即其垂蕩平均值有所增大。這是因為流速的增加在環境荷載中加大了一個恒定的流荷載分量，但相對于風浪荷載，流荷載所占的比例較小，所以筒型基礎所受的傾覆力矩有少許增加，造成垂蕩平均值有少許加大的現象。

圖10 不同流速下筒型基礎整機垂蕩時程Fig.10 Time curves in heave of whole machine with bucket foundation under different flow rates

4.5 荷載方向的影響

為了研究環境荷載方向對筒型基礎-運輸船耦合系統中筒型基礎整機下沉過程中穩性的影響，本文依次選取了相對于波浪方向的順浪、逆浪和橫浪，分別對應于海況7，8，9。圖11為不同荷載方向筒型基礎整機橫搖時程圖。由圖11可知，橫浪對筒型基礎整機的橫搖響應的影響非常明顯，最大橫搖角達到了5.203°。這已經超過了筒型基礎在下沉中所限定的搖擺角度（5°），因此應該盡量避免。

圖11 不同荷載方向筒型基礎整機橫搖時程Fig.11 Time curves in roll of whole machine with bucket foundation under different load directions

4.6 筒型基礎整機上部結構穩定性驗證

由上面的討論及數模結果可知，當風、浪、流荷載均達到最大時，筒型基礎整機的運動響應達到最大，其中最大縱搖角達到了3.531°。此外風機廠商有對于機頭的加速度響應的相關要求：機頭水平向加速度要小于0.25g；垂向加速度要小于0.2g。因此，依次選取順風向和橫風向響應最大所在的海況7和海況9進行核對（表3），發現筒型基礎整機在下沉過程中機頭的水平最大加速度為0.078g，垂向加速度最大值為0.056g，均小于風機廠商的要求，能夠滿足筒型基礎上部結構的相關要求，保證了筒型基礎整機結構下沉的穩定性。

表3 筒型基礎整機機頭處加速度Table 3 The acceleration at the head of the whole machine with bucket foundation

5 結論

本文針對筒型基礎整機深水沉放過程中的穩性問題展開了研究，提出了整機導向沉放姿態控制技術。通過建立船-筒一體式動力學模型，對整機深水導向沉放的穩性展開了分析，得到以下結論。

①海上風電筒型基礎整機深水無輔助自沉放存在失穩的風險，在下沉過程中需要輔助扶正措施。

②筒型基礎整機-運輸船體耦合下沉系統穩性較高，在所選取的下沉工況中筒型基礎整機的橫搖角和縱搖角均小于4°，且機頭處加速度均能保持在風機廠家所限定的范圍內。

③在下沉系統中，筒型基礎整機的垂蕩運動主要的影響因素是波浪，橫搖運動和縱搖運動主要受波浪和風的影響，海流不會對筒型基礎的運動響應幅度產生太大的影響，但能夠影響其運動的均值。

④在實際進行筒型基礎整機下沉工作時，應盡量避免在橫浪的條件下進行，在波高小于2 m的海況更為安全。