海上风电筒型基础整机深水导向沉放及稳性分析

练继建，熊 浩，郭耀华，王海军1，，王芃文

（1.天津大学 水利工程仿真与安全国家重点实验室，天津 300350；2.河北工程大学 水利水电学院，河北邯郸 056038；3.天津大学 建筑工程学院，天津 300350）

0 引言

筒型基础为底部开口，顶部密封，具有分舱的宽浅式结构，它能够进行气浮托航和压差下沉。练继建[1]在研究复合筒型基础压差沉放调平时，提出了压差沉放过程中要仔细监测沉放姿态，一旦倾斜过大，应及时停止沉放，进行调平。丁红岩[2]通过模型试验测定了海上风电一步式安装船体和复合筒形基础之间的竖向压力和船体的运动响应，并研究了筒内气压的影响。Chenu B[3]证明了对气浮结构进行分舱能够提高其稳性的结论。刘宪庆[4]基于传统刚底浮体在波浪中的运动机理，将筒内气体的作用等效为阻尼作用形式，建立了筒型基础在波浪中的运动方程。目前，针对海上风电基础及机组整机沉放的应用及研究较少，且多集中于较浅水深（15 m以内），对于较深海域整机沉放技术及稳性分析的较少。

面对我国逐步向较深海域大规范开发海上风电的需求，本文对新型深水导向沉放技术展开研究。本文考虑安装船-筒型基础-机组整体耦合分析模型，研究了不同外界荷载条件下筒型基础整机的运动响应特性，对筒型基础整机水中沉放稳定性展开深入的分析。

1 整机深水导向沉放及姿态控制方法

1.1 整机结构及运输船模型

针对深水整机沉放过程中所面临的失稳风险，本文提出了深水导向沉放技术。过渡段为斜撑结构，更适应深水的大直径筒型基础结构[5]和具有管架结构、尺寸更大且稳性满足要求的安装船等。

筒型基础整机及安装船模型如图1所示。

图1 筒型基础整机及安装船模型Fig.1 Simplified model of whole machine with bucket foundation and installation ship

筒型基础为钢制结构外加钢筋混凝土顶盖，底部为大直径圆筒，直径为38 m，筒内有蜂窝形分舱，有利于负压调平，过渡段高度为50 m，采用变厚度全钢结构。

安装船是一个前端开口的近似U型的运输结构[6]，在船头上部布置有支撑桁架，利用抱箍绑定整机塔筒，起到扶正的作用，塔箍的存在有助于降低机头的运动响应，使得机头加速度满足风机机组制造商的要求[7]。下部有四根方形布置的可伸缩的导向管，下部导向装置与筒型基础通过滑动底架连接并能够进行上下移动，滑动底架与筒型基础通过拉索柔性连接，以达到稳定与“导向”的作用。筒型基础和安装船参数如表1所示。

表1 筒型基础整机与安装船结构参数Table 1 Structural parameters of whole machine with bucket foundation and installation ship

1.2 导向沉放方案及姿态控制方法

海上风电筒型基础整机深水沉放装备主要由安装船和筒型基础整机组成，风电筒型基础整机导向沉放安装主要有以下步骤。

①安装船运输至指定地点之后，设置系泊链以增强深水船体的稳定性，待稳定后下放导向架至海底并轻微插入海床。

②松开抱箍，筒型基础排出筒内气体，使得整机重力大于所受浮力，竖向拉索仅承担筒型基础整机重力与浮力差。

③缓慢松开竖向拉索，当筒型基础达到滑动底架处时，横向拉索张紧并锁死，同步下放滑动底架与竖向拉索，筒型基础与滑动底架同步下沉，完成筒型基础整机在水中的沉放过程。

④当筒型基础下沉距离海床0.5～1 m时，松开横向拉索，继续下放竖向拉索，依靠筒型基础自身重力与浮力差入泥，抽取筒内气体和水，利用真空下压，直至基础顶盖入泥，完成沉放安装，回收辅助导向架。

筒型基础整机与滑动底架同步在水中沉放，下沉速度通过吊索进行控制，整机-运输船耦合结构如图2所示。

图2 筒型基础整机深水沉放安装示意图Fig.2 Installation diagram of sinking of whole machine with bucket foundation in deep water

2 多体耦合分析理论

对于一个具有移动位移的物体，可以将其转化为绕着一个合适的旋转轴旋转一定的欧拉角[8]。在下沉过程中将组合式单筒筒型基础转化为若干个小位移的质点，而各个质点组成的微小元件的运动位置可以描述为x=[xi，yi，zi，θi，φi，φi]T，筒型基础-船体耦合系统的多体动力学方程为

筒型基础整机与船体耦合多体运动方程可通过DNV SESAM中的sima模块利用三阶龙格库塔法进行求解[9]。

3 无导向沉放安全性分析

筒型基础加上塔筒和上部结构之后，重心向上移动导致初稳性高减小，重心位于稳心之上。考虑安全液封并结合筒型基础与船体结构尺寸的限制，取初始外壁吃水为9.4 m，模拟计算得出整机结构初稳性高为-5.9。筒型基础整机静稳性分析如图3所示。

图3 筒型基础整机静稳性分析图Fig.3 Static stability analysis diagram of whole machine with bucket foundation

由图3可知，当筒型基础整机受到一个倾覆力矩，此时结构的重心G高于其稳心M，使得复原力矩的方向与倾覆力矩相同，从而加剧了筒型基础整机的倾覆，以致其难以回复至原来的平衡状态。由此可知，筒型基础整机结构不具备自浮稳性，在整体托航与下沉过程中均需要辅助扶正措施。

4 整机深水导向沉放稳性分析

4.1 环境因素及海况组合

筒型基础整机在下沉过程中受到的主要环境荷载影响因素为风、波浪和海流。本文在模拟风荷载时选用DavenPort风谱生成风速时程序列，在模拟波浪时采用Jonswap波谱生成随机波浪，在模拟海流时采用流速递减断面。根据实际海域及相应规范选取的若干海况如表2所示。

表2 下沉模拟海况参数Table 2 Sea conditions parameters of sinking simulation

由表2可知，为了研究环境因素对筒型基础整机下沉的影响，本文研究了9种海况。海况1，2，3为不同风速的模拟结果对比，海况3，4，5为不同有义波高和谱峰周期的比较，海况5，6，7为不同海流流速的比较，海况7，8，9为不同风浪流方向的对比。在进行数值模拟时，设置沉放水深为50 m。

4.2 风荷载的影响

在进行沉放施工时，风机与塔筒主要将风荷载传递至组合式基础上，使整机产生一定的倾覆力矩。图4为不同平均风速下的垂荡时程图。

图4 不同平均风速下的垂荡时程图Fig.4 Heave time curves under different average wind speed

由图4可知：筒型基础整机的垂荡较小，最大为0.7 m左右；随着平均风速的增大，筒型基础整机的垂荡曲线有整体上移的趋势，这是因为随着平均风速的增大，造成的运动响应更大，同时筒型基础整机与船体竖直方向通过吊索耦合连接增大了运动响应；船体在风速增大时，垂荡平均值有增大趋势，因此会造成筒型基础垂荡曲线整体上移的效果，同时下部的四根拉索提供了必要的回复力，从而降低了筒型基础整体的垂荡。

图5所示为不同平均风速下的横摇时程图。由图5可知：筒型基础整机的横摇角在1.5 °以内，随着平均风速的增加呈增大趋势；在海况1的风速时程图中，y方向上的速度分量在0 m/s左右波动，所形成的横摇倾覆力矩较小。所以，筒型基础整机的横摇角较小。

图5 不同平均风速下横摇时程Fig.5 Roll time curves under different average wind speed

图6为不同平均风速下筒型基础整机纵摇时程曲线图。

由图6可知，风速对筒型基础整机的纵摇影响较大，海况3的最大纵摇角达到2.469 °，而且在初始时，有一个纵摇角突然减小的现象。这是因为初始时上部缆绳处于较松弛状态，当受到风浪流倾覆弯矩之后会立刻张紧并产生拉力突变，从而会出现突然抑制筒型基础纵摇的效果。

图6 不同平均风速下筒型基础整机纵摇时程Fig.6 Pitch time curves of whole machine with bucket foundation under different average wind speed

4.3 波浪荷载的影响

为了研究波浪对整机沉放过程的影响，主要选取了海况3，4，5进行分析。图7为在海况3，4，5下的筒型基础整机垂荡时程对比曲线和对应的功率谱密度曲线。

图7 不同波浪下筒型基础整机垂荡时程及垂荡功率谱密度Fig.7 Time curves and power spectrum density diagram in heave of whole machine with bucket foundation under different waves

由图7可知：随着波高的增加，筒型基础整机的垂荡位移有较为明显的增大趋势；在下沉耦合系统中，筒型基础整机的垂荡频率与波浪频率相一致，即筒型基础的垂荡主要由波浪引起，所以，波高的增加对作用于筒型基础垂荡方向上的波浪荷载有一定的增大作用，从而引起了垂荡的相应增大。

图8为不同波浪下筒型基础整机横摇时程图及横摇功率谱密度图。由图8可知，筒型基础整机的横摇频率分量主要为横摇自振频率和波浪频率，也即筒型基础的横荡响应主要是由基础与横摇自振频率上的外界荷载共振和波浪共同引起的。由于外界环境荷载在此频率内的荷载分量较小，同时波浪的入射方向为x方向，在y方向的波浪荷载分量小，所以筒型基础整机的横摇角较小且变化不大，均在1°以内。

图8 不同波浪下筒型基础整机横摇时程及横摇功率谱密度Fig.8 Time curves and power spectrum density diagram in roll of whole machine with bucket foundation under different waves

随着波浪的增加，筒型基础整机的纵摇角有较为明显的增大，其纵摇运动主要由与外荷载的纵摇共振和波浪共同叠加而形成（图9）。

图9 不同波浪下筒型基础整机纵摇时程及纵摇功率谱密度Fig.9 Time curves and power spectrum density diagram in pitch of whole machine with bucket foundation under different waves

由图9可知，波浪的增大促进了筒型基础的纵摇。

4.4 流荷载的影响

在进行海流对筒型基础整机下沉的影响分析时，对于筒型基础，水流作用相当于一个定常力，不具有波浪的荷载波动性，同时水流在垂直于流速方向无流速分量，因此，随着流速的增大，筒型基础整机的横摇、纵摇幅值变化均不大。

图10为不同流速下筒型基础整机垂荡时程图。由图10可知，筒型基础整机的垂荡位移曲线中幅值变化不大，但曲线整体有较小的上升，即其垂荡平均值有所增大。这是因为流速的增加在环境荷载中加大了一个恒定的流荷载分量，但相对于风浪荷载，流荷载所占的比例较小，所以筒型基础所受的倾覆力矩有少许增加，造成垂荡平均值有少许加大的现象。

图10 不同流速下筒型基础整机垂荡时程Fig.10 Time curves in heave of whole machine with bucket foundation under different flow rates

4.5 荷载方向的影响

为了研究环境荷载方向对筒型基础-运输船耦合系统中筒型基础整机下沉过程中稳性的影响，本文依次选取了相对于波浪方向的顺浪、逆浪和横浪，分别对应于海况7，8，9。图11为不同荷载方向筒型基础整机横摇时程图。由图11可知，横浪对筒型基础整机的横摇响应的影响非常明显，最大横摇角达到了5.203°。这已经超过了筒型基础在下沉中所限定的摇摆角度（5°），因此应该尽量避免。

图11 不同荷载方向筒型基础整机横摇时程Fig.11 Time curves in roll of whole machine with bucket foundation under different load directions

4.6 筒型基础整机上部结构稳定性验证

由上面的讨论及数模结果可知，当风、浪、流荷载均达到最大时，筒型基础整机的运动响应达到最大，其中最大纵摇角达到了3.531°。此外风机厂商有对于机头的加速度响应的相关要求：机头水平向加速度要小于0.25g；垂向加速度要小于0.2g。因此，依次选取顺风向和横风向响应最大所在的海况7和海况9进行核对（表3），发现筒型基础整机在下沉过程中机头的水平最大加速度为0.078g，垂向加速度最大值为0.056g，均小于风机厂商的要求，能够满足筒型基础上部结构的相关要求，保证了筒型基础整机结构下沉的稳定性。

表3 筒型基础整机机头处加速度Table 3 The acceleration at the head of the whole machine with bucket foundation

5 结论

本文针对筒型基础整机深水沉放过程中的稳性问题展开了研究，提出了整机导向沉放姿态控制技术。通过建立船-筒一体式动力学模型，对整机深水导向沉放的稳性展开了分析，得到以下结论。

①海上风电筒型基础整机深水无辅助自沉放存在失稳的风险，在下沉过程中需要辅助扶正措施。

②筒型基础整机-运输船体耦合下沉系统稳性较高，在所选取的下沉工况中筒型基础整机的横摇角和纵摇角均小于4°，且机头处加速度均能保持在风机厂家所限定的范围内。

③在下沉系统中，筒型基础整机的垂荡运动主要的影响因素是波浪，横摇运动和纵摇运动主要受波浪和风的影响，海流不会对筒型基础的运动响应幅度产生太大的影响，但能够影响其运动的均值。

④在实际进行筒型基础整机下沉工作时，应尽量避免在横浪的条件下进行，在波高小于2 m的海况更为安全。