砂土中裙式吸力基础注水拔出渗流规律数值模拟

李 佳 禧，张 雨 坤，李 大 勇

(1.福州大学 土木工程学院，福建 福州 350108； 2.中国电建集团华东勘测设计院有限公司，浙江 杭州 311122； 3.山东科技大学 山东省土木工程防灾减灾重点实验室，山东 青岛 266590； 4.中国石油大学(华东) 储运与建筑工程学院，山东 青岛 266580)

0 引 言

风能作为一种清洁能源，具有储量大、应用安全等优点。与陆地风能相比，海上风能具有风速高、范围广、风力持久、产能多、无噪音和不占用陆地资源等优点。据《2015年全球海上风电》报告预测，截至2024年，海上风电总装机容量将达到92 GW。海上风机运营工作时，上部结构多受风荷载、波浪荷载、洋流荷载以及冰荷载的影响。因此，更稳定、更经济的风电基础可确保海上风机能够安全、高效、经济地服役，必将拥有更广阔的应用前景。

吸力基础是一种底部敞开，顶部封闭并留有排水孔的钢制倒桶式结构，具有造价低、施工速度快、可重复利用等优点[1]，广泛用于锚固海洋漂浮式油气平台，近年来逐渐应用于海上风电工程[1-3]。作为海上风电基础，主控荷载是由风荷载与波浪荷载引起的水平荷载和倾覆力矩。为了提高海上风电吸力基础的水平承载力，李大勇等[4]提出了一种新型吸力基础形式——裙式吸力基础。相比于传统吸力基础，裙式吸力基础具有更高的水平承载力、控制变形的能力以及抵抗冲刷能力。此外，李大勇等[4-7]开展了模型试验以及数值模拟，证实了裙式吸力基础具有良好的沉贯性，能够很好地适用于海上风电工程。

当海上风电吸力基础在沉贯过程中发生过大倾斜、遇到孤石阻碍沉贯或上部风电塔架达到服役年限时，需要将基础从土层中注水拔出。此外，海上风场的设计使用期限目前一般为20 a，自世界第一个海上风电场建成以来，海上风场将陆续进入升级更新的时代。因此，吸力基础的注水拔出过程特性研究逐渐引起人们的关注。

Zhang等[8]通过向吸力基础内部注水的方法对吸力基础开展模型试验，阐明了吸力基础在砂土中的拔出原理：向基础内部泵入水，使桶盖下方形成压力，此时基础内部压力大于外部压力，从而将基础向上拔出。其中，注水拔出方法是吸力基础有别于重力式基础和桩基础的重要特征[9]，它不需要大型辅助设备，更加符合海上的工作环境。

此外，Zhang等[10]研究吸力基础(长径比为1)在饱和砂土中注气拔出特性，发现基础内部压力几乎与拔出位移呈线性关系，且最大压力与基础长径比有关，长径比越大最大压力越大；随着注气上拔到一定高度(0.7D，D为基础直径)时，基础内部砂土会发生渗流破坏，造成基础内外连通，无法进一步上拔。Zhang等[8]研究吸力基础在砂土中注水拔出特性，发现基础拔出位移达到0.03倍直径时，基础内部获得最大注水压力，且达到一定拔出高度(长径比为1和2分别为0.92D和1.77D)后发生由内到外的渗流破坏，未能完全拔出。Huang等[11]通过模型试验又一次证明了注水并不能实现完全拔出。Zhang等[12]通过现场试验，将安装12 h后的吸力基础，以注水及施加荷载相结合的方法进行拔出，使其能被完全拆除。Lehane等[13]通过离心试验与有限元相结合对砂土中吸力基础进行注水回收特性分析，发现桶内超孔隙水压力随桶壁埋深呈线性衰减，水头损失随基础埋深增加逐渐增大，此外他还提出了一种预测砂土中注水拔出阻力的方法。

综上所述，目前针对吸力基础注水拔出的研究仍处于起步阶段，拔出过程中基础内外土体中渗流场分布规律尚不明确。对于裙式吸力基础，需要对其注水拔出机理开展研究，完善基础沉贯-服役-回收全过程特性研究。本文基于笔者前期模型试验研究成果，开展数值模拟，建立与试验条件一致的有限元分析模型，讨论裙式吸力基础在砂土中注水拔出过程中渗流场分布规律，为进一步研究拔出过程中土塞变化规律、基础-土体界面相互作用以及侧壁摩阻力变化提供借鉴。

1 注水拔出有限元分析

1.1 有限元计算模型

采用有限元软件PLAXIS 3D，分析饱和砂土中裙式吸力基础注水拔出过程。

对基础模型及土体均采用10节点四面体单元进行网格划分。吸力基础的数值模型尺寸如表1所列，吸力基础示意如图1所示，数值分析模型如图2所示。为了使数值模拟结果更好地用于阐述前期开展模型试验的现象以及阐明基础注水拔出机理，本文数值模拟的基础模型尺寸与模型试验一致。采用轴对称计算模型，选取的边界距离基础顶板中心的水平距离为10倍的主桶直径，深度为3倍的主桶高度，从而消除土体边界效应。

表1 模型尺寸

图1 裙式吸力基础尺寸标注

图2 裙式吸力基础有限元模型

根据李大勇等开展的吸力基础注水拔出试验研究[8，10-11]，基础无法实现完全拔出，裙式吸力基础注水回收可分为两个阶段：

(1) 注水拔出阶段(见图3(b))。裙式吸力基础主桶顶部排水口与潜水泵相连，将水泵入主桶内部，使基础内外产生压力差，从而逐渐将基础从海床拔出。

(2) 拉拔阶段(见图3(c))。基础在注水拔出到一定高度后，会发生渗流破坏，此后可采用船舶将其完全拉拔出海面。此转换过程中，为防止基础因自重又落回土体中，在船舶拉拽过程中可同时注水，以便基础可以快速拔出。

图3 裙式吸力基础注水拔出过程

1.2 模型参数

本文选用小应变土体硬化模型模拟地基土体。

土体参数数据可参考相关文献[11]以及文献[14]的试验数据反演得到(见表2)。桶壁与土体之间设置界面单元，以界面强度折减系数(Rinter)反映桶壁与土体之间的相互作用程度，根据文献建议，砂土的强度折减系数取值0.67[15]。

表2 土体本构模型计算参数

裙式吸力基础是钢制材料，因此本文以板单元模拟裙式吸力基础，并采用线弹性模型。具体参数参考文献[16]确定，基础的弹性模量取210 GPa，泊松比为0.26，重度为78.5 kN/m3。

1.3 注水拔出过程模拟

本文注水拔出过程与前期模型试验过程一致。图4为前期裙式吸力基础注水拔出模型试验装置。采用固定在试验箱上的牵引杆使吸力基础模型在注水拔出时不会出现倾斜。拔出位移则通过LVDT位移计传感器测量，压力传感器则用于测量基础内部压力，而注水则通过抽水泵实现。

图4 注水拔出试验及测量装置

设置水头边界条件，使基础内外产生压差，模拟注水拔出过程。拔出过程中，土体底边及四周渗流边界设为不排水，只设置土体表面渗流排水。土体内部超孔隙水压分布采用稳定渗流进行计算。笔者在前期开展裙式吸力基础注水拔出试验时，发现当注水拔出高度达0.03D(基础直径)时，基础内部注水压力达到最大值[11]。本文以此注水拔出高度为例，研究基础周围土体渗流变化规律，并将试验所用的基础内部注水压力作为水头边界条件(见表3)。最终将模型试验与数值模拟结果相结合，系统性阐述裙式吸力基础注水拔出机理。此外，对比模型试验和数值模拟结果发现，不同上拔位移下，基础周围土体渗流变化趋势基本一致。

表3 上拔0.03D时吸力基础产生的压力值

2 数值模拟结果分析

2.1 传统吸力基础渗流场分布

2.1.1孔压变化

根据模型试验数据，吸力基础内外初始水头均设定为0。以传统吸力基础注水拔出0.03D为例，研究该过程中基础桶壁的内外孔压沿土体深度的分布情况(见图5)。

图5 传统吸力基础孔压沿土体深度分布

由图5(a)桶内壁孔压分布图可知，裙式吸力基础主桶内最大孔压出现在土体表面处，并随着土体深度的增加土体孔压逐渐消散。从图5(b)桶外壁孔压分布图可知，在基础端部土体孔压会呈现最大值，以基础端部为基准面，随着埋深的减小，土体孔压值均逐渐降低至零，外部形成向上的渗流。在基础端部，桶内外土体孔压值均接近0.5 kPa，且土体深度大于基础高度时，内外土体孔压消散速度均变快，且孔压值大小均趋于一致，这是土体失去了吸力基础桶壁的约束造成的。

2.1.2基础土体有效应力变化

图6给出了基础端部处，桶壁内外土体竖向有效应力随时间变化曲线。由于基础贯入土体后会造成扰动，使得初始有效应力会较理论值(1.48 kPa)有所波动。由于吸力基础注水产生压力差，紧贴桶壁内侧的土体竖向有效应力会随时间增长而逐渐增大，该结果很好地反映了渗流会使桶内砂土有效应力增加。

图6 基础端部处的土体竖向有效应力随时间变化

此外，从图6可知，随着时间的推移，在渗流作用下基础端部处桶壁外有效应力减小，有利于吸力基础的拔出。

砂土地基中注水会使得桶内砂土不会随着基础上移而上升，内部砂土有效应力增加。接近基础端部处砂土失去桶壁的约束，该部位砂土在渗流作用下流向桶外，从而引起紧贴吸力基础桶壁外部的土体竖向有效应力减小，极大减小了桶外壁与土体摩擦阻力。桶内渗流向下，土中有效应力增大，桶内壁与土体摩擦力增加，但桶内会因注水产生压力差，从而将基础拔出土面。

2.1.3基础土中渗流变化

选取长径比为1的传统吸力基础，研究其在注水拔出5 mm时，砂土中渗流分布规律。

图7为土体渗流水头等势线分布。基础在注水拔出过程中，因注水使得桶内外产生压力差，故水从桶内往桶外渗流。土中渗流水头值由桶内向桶外逐渐降低，在桶外土体表面达到最小。水头等值线均密集分布于桶内土体，且呈现层状分布，土体深度达到0.87D之后，水头等值线分布开始变得稀疏，且斜率也随之增大，说明渗流过程中产生的水头损失主要集中在基础尖端附近。桶外侧水头等势线分布主要集中于距离基础尖端0～0.17D处，且尖端部位桶内与桶外水头等势线相连，形成圆形包线。

图7 传统吸力基础渗流水头等势线分布

图8(a)和(b)分别为渗流水力梯度分布云图、渗流矢量图。桶内中心部位水力梯度变化缓慢，且其数值沿深度增加而减小，内部渗流速度缓慢。而沿桶壁内侧的水力梯度值则随着土体深度增加逐渐变大，其渗流速度也随之变快，最终水力梯度等值线在桶底端部分布密集，说明渗流速度在基础底端变化最大，且基础端部内壁处出现最大值。桶外部水力梯度在土体表面达到零，因此外部整体渗流速度较小，但越靠近桶尖端处渗流速度越大，并呈现圆形包线状，且在土中水平方向渗流影响范围约3.1D，竖向渗流影响范围约为2.3D。

图8 传统吸力基础渗流分布规律

2.2 裙式吸力基础渗流场分布

2.2.1土体孔压沿深度的变化

“裙”结构的设置，使得注水拔出过程中基础周围渗流路径发生变化。以裙式吸力基础在注水拔出0.03D为例，研究土体孔隙水压力变化及渗流特性。

图9为裙式吸力基础主桶桶壁的内外孔压沿土体深度的分布情况。由图9(a)可知，主桶内部孔压与传统吸力基础分布一致，只是大小有所变化。但由图9(b)知，主桶外部0～1/3D深度内孔压值为负，孔压值缓慢增大，形成向上的渗流，水进入“裙”结构内部；随后1/3D～1D范围内孔压值为正，且呈快速增大状，形成了向上的渗流。与传统吸力基础相比，“裙”结构改变了土中渗流路径，并在1/3D处即“裙”结构端部出现拐点，且此处孔压值为零，其余均与传统吸力基础的变化一致。

图9 裙式吸力基础孔压沿土体深度分布

2.2.2基础渗流基本规律

图10和11显示了裙式吸力基础注水拔出土体中渗流分布规律。

图10 裙式吸力基础渗流水头等势线分布

(1) 渗流水头等势线随深度逐渐增加呈层状密集分布，与传统吸力基础分布规律一致，均在达到0.87D时逐渐稀疏。在“裙”结构底端及主桶底端，水头等值线均会呈圆形包线状。“裙”结构内部因注水拔出过程中产生负压，使得水头为负值，沿深度逐渐增大且呈层状密集分布。

(2) 水力梯度的最大值均处于结构的底端，而“裙”结构对渗流产生较大的影响，其改变了土中渗流速度。与传统吸力基础相比，裙式吸力基础主桶内的最大水力梯度、渗流速度均大于传统吸力基础，从而更能说明注水拔出过程中所需压力高于传统吸力基础，“裙”结构的增加使得其承载力高于传统吸力基础是显而易见的。“裙”结构外部水力梯度等值线会与主桶底端相连通，会形成与渗流速度相同的渗流场。

图11 裙式吸力基础渗流分布规律

(3) 对比可知，裙式吸力基础主桶内部渗流速度大于“裙”结构内部渗流速度。这是因为在主桶上部留有排水孔进行注水，而“裙”结构上部并未设置注水口。此外，发现“裙”结构内渗流与主桶内部相反：“裙”结构内土体渗流方向是自外向内，自下而上，“裙”结构外侧渗流方向则是先向下，而后发生倾斜最后流入桶内；主桶内部则自上而下，自内向外流。

(4) 增加“裙”后，因“裙”结构的约束使渗流产生如下变化：在0～1/3D深度内水平渗流范围较传统吸力基础减小了3%，而在1/3D～1D深度内水平渗流范围较传统吸力基础减小了4.7%；竖向深度内渗流影响范围均为2.3D。

3 结 论

本文开展数值模拟，建立与前期模型试验条件一致的有限元分析模型，讨论了裙式吸力基础在砂土中注水拔出过程中渗流场分布规律，得出如下结论：

(1) 传统吸力基础及裙式吸力基础在注水条件下使主桶内部砂土固结，基础端部砂土在渗流作用下流向桶外。

(2) 注水拔出过程中，裙式吸力基础主桶外部0～1/3D(D为基础直径)深度内孔压为负值，且随深度的增加孔压值增大速度缓慢，形成向上的渗流；在1/3D～1D范围内孔压为正值，且呈快速增大状，形成了向上的渗流。与传统吸力基础相比，“裙”结构改变了土中渗流路径。

(3) 因“裙”结构的约束使土中水平渗流产生如下变化：在0～1/3D深度内水平渗流范围较传统吸力基础减小了3%，而在1/3D～1D深度内水平渗流范围较传统吸力基础减小了4.7%。

(4) 裙式吸力基础与传统吸力基础在水头等势线分布规律、土体孔压及有效应力的变化趋势上基本一致，量值较传统吸力基础显著提高。拔出过程中，裙式吸力基础的“裙”结构内部产生负压，与主桶内部的压力正相反。这是因为“裙”结构密封无排水孔产生“被动压力”。

本文采用数值模拟手段得到了吸力基础渗流规律，相关参数选取以及水头的设置均与前期模型试验条件和试验结果一致，本文研究内容是对前期模型试验内容的有益推进和完善补充。下一步将以本文为基础，进一步拓展模型试验研究内容，探讨基础注水时拔出回收机理。