砂土中桩靴插桩对临近筒型基础的影响研究

收稿日期：2022-10-25

通信作者：乐丛欢（1983—），女，博士、副研究员，主要从事海上新能源支撑结构设计方面的研究。leconghuan@163.com

DOI：10.19912/j.0254-0096.tynxb.2022-1624 文章编号：0254-0096（2024）02-0095-07

摘 要：通过物理模型试验和有限元法研究砂土中风电安装船桩靴插桩对临近筒型基础的影响。首先通过物理模型试验，验证有限元模型的合理性，初步确定桩靴在砂土中贯入的影响范围大致在2.5倍桩靴直径。基于有限元CEL方法进一步研究桩靴和筒型基础的净距与桩靴直径之比（S/D）对筒型基础在位稳定性的影响。结果表明：筒型基础的倾斜率、最大竖向位移以及筒壁应力随着[S/D]的增大而逐渐减小，插桩过程中，靠近桩靴一侧的筒裙和分舱板应力远大于远离桩靴一侧的筒型基础应力，且筒顶的土压力远小于筒底土压力。

关键词：海上风电；自升式安装船；数值模拟；插桩；筒型基础

中图分类号：TU470""""""""""""""""""""""""""""""" 文献标志码：A

0 引 言

海上风电自升式安装船是目前海上风电开发中重要的施工设备，主要适用于近岸的浅海海域，具有可移动、可重复利用、水深适应能力强、受环境影响小、定位性强、可全天候稳定作业等优点［1-2］。自升式安装船在进行插桩作业时升降系统通过预压载将桩靴插入一定深度的地基土中以保证自升式安装船能在恶劣的海洋环境安全作业。桩靴贯入地基的过程中会对周围土体产生一定影响，进而影响海上风电基础的稳定性及承载能力。目前已有部分学者针对桩靴贯入对临近基础的影响进行了系列研究［3-5］，Chow等［6］就桩靴插桩对临近桩基础的变形影响进行数值模拟分析，结果表明插桩引发的临近桩基的变形可忽略不计，但对桩基础的水平位移影响较显著，可能会引发桩基础倾斜；张海洋等［7］通过离心机试验研究了桩靴插拔桩对临近桩基水平承载力的影响；Tho等［8］采用耦合欧拉-拉格朗日（conple Enlerian-Lagrangian，CEL）算法模拟离心机模型桩靴插桩对临近桩基础的影响，结果表明临近桩基础的附加荷载受桩本身刚度及土体弹性模量影响较大；兰斐［9］采用CEL方法模拟钻井平台桩靴贯入对导管架基础位移的影响，分别研究以拉格朗日法和欧拉法建立的土体模型，结果显示以欧拉法建立的土体厚度以及摩擦系数取值对计算结果影响较小；戴笑如［10］用CEL方法模拟不同土质条件下钻井平台插桩对临近桩基础的影响，并且给出合适的土体模型网格加密区的取值范围、网格尺寸以及桩靴贯入深度；张浦阳等［11］利用数值模拟，通过Swipe以及固定位移法绘制了筒型桩靴在静荷载作用下的[V-H、][V-M]以及[V-H-M]（V、H、M分别为竖向、水平、弯矩荷载）受力空间的破坏包络面；刘润等［12］通过模型试验研究桩靴插拔对临近桩靴的影响，结果表明当桩靴外边缘与筒型基础间距小于[1.0D]（[D]为桩靴直径）时，桩靴插拔对周围土体扰动剧烈，且会导致临近桩靴承载力降低；王庆功等［13］通过数值模拟分析认为当插桩完成时，与桩靴净距为[0.75D]的桩基础桩头位移比净距为[0.50D、0.25D]相比分别减少了15%、45%；潘启洋［14］对多层土进行插桩数值模拟分析，发现当桩靴贯入深度较浅时，土体的塑性应变集中在硬土层，随着桩靴贯入深度增大，贯入阻力达到峰值阻力时，底层软土开始产生较大的塑性应变。

目前，关于海上风电自升式安装船插桩对临近基础的影响研究主要集中在临近的桩式基础，而且主要研究方向围绕桩身水平位移以及附加弯矩展开。相比于桩式基础，筒型基础具有直径大、埋深浅的特点［15］，在插桩过程中基础受到的应力大小以及分布有所不同。因此有必要进一步研究桩靴贯入过程中对临近筒型基础的影响。本文首先通过物理模型试验的方法对桩靴在砂土中贯入的影响范围进行分析，验证CEL数值模拟的可行性。基于CEL法进一步研究砂土中桩靴和筒型基础的净距对临近筒型基础在位稳定性的影响。

1 有限元模型

1.1 计算模型

模型采用ABAQUS有限元软件CEL法建立筒型基础以及桩靴的三维有限元模型，如图1所示，基础结构采用线弹性本构模型，钢材材质，密度7850 kg/m3，弹性模量210 GPa，屈服强度355 MPa。其中[D]为桩靴直径，[D=11.8]m，[S]为筒型基础和桩靴外边缘最小净距，[d]为筒型基础直径，[H]为筒型基础筒体的高度，[h]为筒型基础过渡段高度。由于本文仅探究[S/D]的大小对插桩的影响，因此[d、H、h]在数值模拟中取定值，[d=24]m，[H=11.2]m，[h=28.3]m。土体采用欧拉单元，桩靴以及筒型基础采用拉格朗日单元建立，土体采用欧拉单元，表面预留10 m Void层，整体有限元模型如图2所示。土体为砂土，采用Mohr-Coulomb本构模型，具体参数如下：密度[ρ=1400]kg/m3，内摩擦角[ψ=32.5°]，压缩模量[Es=18]MPa，泊松比[μ=0.3]。

1.2 加载方向规定

为方便研究基础的应力分布，规定筒型基础0°角方向且以顺时针为旋转正方向，规定以90°直线为轴，距离桩靴较近的1/2筒型基础为靠近桩靴一侧，另外1/2的筒型基础视为远离桩靴一侧，如图3所示。由于基础为对称结构，应力分布

基本呈轴对称分布本文只给出0°～180°范围内的筒型基础的应力分布，如图4所示，路径1#～3#分别对应的角度为0°、90°、180°。4#路径为筒型基础顶面沿[Y]轴方向。

1.3 模型验证

为验证有限元计算插桩的合理性以及初步确定桩靴贯入砂土对土体的影响范围，开展物理模型试验。模型试验在长×宽×高=2 m×2 m×1.5 m的砂土土槽中展开，模型比尺为1∶100。土体参数与数值模拟中的土体参数一致。试验主要测量桩靴插桩过程中的贯入深度-贯入阻力的曲线以及插桩对砂土的影响范围，桩靴匀速贯入砂土通过涡轮压杆实现（图5），测量土体的影响范围主要依靠在插桩位置附近布置土压力传感器，读取土压力传感器的数值变化来确定插桩对砂土的影响范围，土压力传感器布置在土面以下1 cm埋深的位置（图6），试验插桩过程如图7所示。

采用模型试验相同的模型尺寸和土体参数建立有限元模型。有限元计算结果与试验结果对比如图8所示，有限元计算结果于试验结果的总体趋势大体相似，比较二者在贯入深度为60 mm时的贯入阻力，二者贯入阻力结果相差了10.23%。有限元计算与试验结果基本吻合，验证了CEL方法模拟插桩过程的合理性。

图9为桩靴附近土体土压变化随插桩深度变化的曲线，距离插桩位置[0.5D]处由于插桩时土体发生塌落导致土压变化太小，因此变化并不明显；而[1.0D、1.5D、2.0D]处土压变化非常明显，[1.0D]的土压变化值最大，说明在插桩作业时，[S/D≤2.0]位置的土体受到插桩作业的扰动较大，[2.5D]位置处

的土压基本无变化，说明当[S/D≥2.5]时，插桩作业对土体基本不产生影响。

2 插桩对临近筒型基础的影响

为研究桩靴插桩对临近筒型基础的影响，保持桩靴贯入深度为10 m，设置[S/D=0.5]、1.0、1.5、2.0、2.5的5组工况，其余参数均不改变。

图10为不同[S/D]下桩靴贯入至10 m后土体等效塑性应变云图。桩靴贯入土层的过程中均产生了不同程度的回流，同时周围土体出现隆起，从模型试验中也可清晰看出在桩靴贯入过程中土体表面发生了一定程度的隆起。图中显示，当[S/D]较小时，即桩靴距离筒型基础较近的情况下贯入时，靠近筒型基础一侧的土体流动受到了筒型基础的阻挡，这一部分的土体流动到桩靴的另一侧，具体表现为在靠近筒型基础一侧的土体受筒型基础的阻挡逐渐向下塌落，而另一侧的土体隆起较高的高度。这一现象主要出现在[S/D≤1.0]，此时土体的等效塑性应变明显增大，土体破坏严重，随着[S/D]的增大，远离筒型基础一侧的土体隆起高度逐渐减小，土体的等效塑性应变相对较小；当[S/Dgt;1.5]时，桩靴贯入时的两侧土体隆起逐渐趋于对称分布，此时筒型基础对桩靴贯入时的土体流动影响逐渐减小。

2.1 插桩对筒型基础位移的影响

图11为插桩过程中不同[S/D]工况下筒型基础的顶面沿路径4#各点对应的竖向位移。图12为不同[S/D]工况下筒型基础最大竖向位移的曲线图。由图11、图2可知，筒型基础的最大竖向位移随着[S/D]的增大而减小，在[0.5≤S/D≤1.5]的范围内，桩靴贯入会引起筒周土体的扰动，导致筒型基础产生较大的竖向位移，随着[S/D]的增大，筒型基础最大竖向位移的减小趋势也比较缓慢，其中S/D=1.0与[S/D=1.5]的工况差距不大；当[S/Dgt;1.5]时，此时筒型基础与桩靴的距离较远，筒周土体受扰动相对较小，筒型基础竖向最大位移随着[S/D]的增大而急剧减小。图13为不同[S/D]工况下筒型基础倾斜率。筒型基础的倾斜率随着[S/D]的增大而减小，当[S/D=0.5]的情况下筒型基础的倾斜率为6.25‰，随着[S/D]的增大，筒型基础倾斜率迅速下降；桩靴插桩所引起筒型基础的位移也逐渐变小。

2.2 插桩对筒型基础筒体应力的影响

在桩靴插桩过程中会造成周围土体的挤压，临近筒型基础受到土体挤压作用会产生较大应力。图14给出了不同[S/D]的工况下筒体接触应力分布情况。在不同[S/D]的工况下，筒体在靠近桩靴一侧的筒裙接触应力最大，远离桩靴一侧的筒裙应力较小，且应力以0°直线为轴基本呈对称分布。

图15为桩靴贯入至10 m后不同[S/D]工况下筒型基础底部筒-土接触应力分布，由图可知，筒型基础底部接触应力呈轴对称分布，其中靠近桩靴一侧的应力明显大于远离桩靴一侧的应力。其中30°、90°、150°、210°、270°、330°处为分舱板与筒裙连接的位置，如图15所示，与分舱板连接的筒裙底部的接触应力明显大于其他部位，其原因是分舱板与筒裙连接处土体挤压更明显。此外，不同[S/D]工况下，筒底接触应力分布规律相似，但应力大小随[S/D]的增大逐渐减小。

图16为桩靴贯入至10 m后不同[S/D]下筒型基础顶部应力分布，可看出[S/D=0.5]的工况土压力分布规律明显与其他4组工况有明显不同，由图10可看出，[S/D=0.5]的工况下，桩靴周围土体的坍塌严重，导致土体与筒型基础顶部接触不充分，因此在330°～30°的范围内筒型基础的应力很小。其他4个工况筒型基础顶部的土体并未产生明显的坍塌现象，因此分布规律差异不大。在远离桩靴一侧筒壁应力[S/D=0.5]的工况明显大于其他4组工况，当[S/Dgt;0.5]时，筒型基础顶部应力，靠近桩靴一侧的应力值随[S/D]的增大而减小，远离桩靴一侧的应力基本不随[S/D]的增大而改变。筒顶部的应力分布与底部分布规律不同的是，筒顶应力分布的极大值点在0°、60°、120°、180°、240°、300°，即两分舱板中间位置，分舱板与筒裙连接位置反而是极小值点。另一方面，在[S/D=1.0～2.5]的范围内，随着[S/D]的增大，筒壁应力在不断减小，但应力分布规律基本相似。

图17为1#～3#路径筒-土接触应力分布图。一般情况下埋深为0 m位置即筒顶与筒壁相交处，筒-土接触应力会略大于临近位置的筒壁的筒-土接触应力。但对于[S/D=0.5]的工况，由于基础距离桩靴位置较近，筒顶周围土土体发生回流而导致沿1#路径的筒-土接触应力在埋深为0 m的位置处较小，其余4组工况，距离桩靴相对较远，筒顶周围土体未发生回流，且由于埋深为0 m位置为筒顶与筒壁相交处，该处的筒-土接触应力会略大于临近位置的筒壁的筒-土接触应力。沿1#路径的筒-土接触应力仅在从筒顶至-1 m埋深的范围内有下降的趋势，从埋深-1 m至筒底的范围内，由于土压力随着埋深的增大而增大，因此筒-土接触应力也随着埋深的增大而增大。且筒-土接触应力随着[S/D]的增大而减小。沿2#路径的筒-土接触应力分布中，整体呈现出先降后增的趋势，且随着[S/D]的增大，筒-土接触应力也在减小。但其中[S/D=0.5]和[S/D=1.0]两种工况筒-土接触应力变化规律更为复杂。沿3#路径的不同[S/D]工况下的应力分布规律相似，筒-土接触应力都是先从筒顶至-1 m埋深的区间先随着埋深的增大而减小。且筒-土接触应力随着[S/D]的增大而减小。此外通过对比发现[S/D]相同的情况下，筒-土接触应力1#路径＞3#路径＞2#路径。

3 结 论

本文基于物理模型试验和有限元法研究砂土中风电安装船桩靴插桩对临近筒型基础的影响，通过对计算结果的分析，主要得出以下结论：

1）桩靴贯入砂土的过程中会对周围土体产生挤压，土体发生回流的同时也会引起泥面产生一定程度隆起，进而影响到临近筒型基础产生一定位移。当[S/D=0.5]的情况下筒型基础的倾斜率达到6.25‰，随着[S/D]的增大，桩靴贯入引起的临近筒型基础位移也逐渐变小。

2）桩靴插桩过程中会引起临近筒型基础筒体与土的接触应力，随着[S/D]的增大筒-土接触应力逐渐减小。筒底筒-土接触应力值远大于筒顶的应力值，其中30°、330°位置处的接触应力值最大，90°、270°位置处应力值最小。

3）桩靴插桩过程中引起筒型基础筒-土接触应力分布基本呈轴对称分布，分析得到不同[S/D]工况下不同位置处（1#、2#、3#路径）筒-土接触应力沿深度的变化规律。除[S/D=0.5]的工况外，其余工况在埋深为0 m（筒顶筒壁连接处）的筒-土接触应力会略大于临近位置的筒壁接触应力。筒-土接触应力基本随着埋深的增大而增大，且随着[S/D]的增大而减小。靠近桩靴侧的1#路径筒-土接触应力明显大于3#路径、2#路径。

［参考文献］

［1］"""" 罗宏志， 蒙占彬. 国内深水自升式钻井平台发展概况［J］. 中国海洋平台， 2010， 25（4）： 4-7.

LUO H Z， MENG Z B. General situation of deepwater self-elevating drilling unit develop in China［J］. China offshore platform， 2010， 25（4）： 4-7.

［2］"""" 李书兆， 李亚， 鲁晓兵. 自升式钻井船插桩对邻近平台桩基影响的评价方法探讨［J］. 海洋通报， 2017， 36（3）： 293-301.

LI S Z， LI Y， LU X B. Discussion of methods evaluating the effects of the jack-up spudcan penetration on the adjacent platform pile［J］. Marine science bulletin， 2017， 36（3）： 293-301.

［3］"""" 王鹏. 自升式钻井平台插桩数值模拟研究［D］. 天津： 天津大学， 2012.

WANG P. Research on numerical simulation of spudcan penetration" for"" jack-up"" drilling"" platform［D］." Tianjin： Tianjin University， 2012.

［4］"""" 张浦阳. 海上自升式钻井平台插/拔桩机理及新型桩靴静/动承载力研究［D］. 天津： 天津大学， 2009.

ZHANG P Y. Study on mechanism for spudcan during preloading and extracting of offshore jack-up drilling platform and bearing capacity of improved spudcan in static and cycling loads［D］. Tianjin： Tianjin University， 2009.

［5］"""" 雍军. 自升式钻井平台桩靴贯入拔出承载机理研究［D］. 青岛： 中国石油大学， 2010.

YONG J. Study on load-bearing mechanism of spudcan for jack-up unit in the process of penetration and extraction［D］. Qingdao： China University of Petroleum， 2010.

［6］"""" XIE Y， LEUNG C F， CHOW Y K. Centrifuge modelling of spudcan-pile interaction in soft clay［J］. Géotechnique， 2012， 62（9）： 799-810.

［7］"""" ZHANG H Y， LIU R， YUAN Y. Influence of spudcan-pile interaction"""" on""" laterally""" loaded""" piles［J］."""" Ocean engineering， 2019， 184： 32-39.

［8］"""" THO K K， LEUNG C F， CHOW Y K， et al. Eulerian finite element simulation of spudcan-pile interaction［J］. Canadian geotechnical journal， 2013， 50（6）： 595-608.

［9］"""" 兰斐. 钻井船插桩对邻近平台桩基影响的数值分析［D］. 天津： 天津大学， 2014.

LAN F. Numerical analyses on effects of the spudcan penetration" on" piles" of" adjacent" platform［D］. Tianjin： Tianjin University， 2014.

［10］""" 戴笑如. 钻井船插桩及对邻近桩影响CEL仿真若干问题研究［D］. 天津： 天津大学， 2017.

DAI X R. Research on several issues of CEL numerical simulation of spudcan penetration and its effects on adjacent piles［D］. Tianjin： Tianjin University， 2017.

［11］""" 张浦阳， 丁红岩. 海上自升式钻井平台新型筒型桩靴承载力［J］. 石油勘探与开发， 2011， 38（2）： 237-242.

ZHANG P Y， DING H Y. Bearing capacity of the bucket spudcan foundation for offshore jack-up drilling platforms［J］. Petroleum exploration and development， 2011， 38（2）： 237-242.

［12］""" 刘润， 曹添铭， 陈广思， 等. 插拔桩靴对临近桩靴承载力的影响研究［J］. 岩土力学， 2020， 41（9）： 2943-2952.

LIU R， CAO T M， CHEN G S， et al. Experimental study of the effect of spudcan penetration and extraction on bearing capacity of an adjacent spudcan［J］. Rock and soil mechanics， 2020， 41（9）： 2943-2952.

［13］""" 王庆功， 王建华， 范怡飞. 桩靴贯入黏土层时邻近群桩相互作用分析［J］. 海洋工程， 2021， 39（2）： 32-43.

WANG Q G， WANG J H， FAN Y F. Interaction analysis of adjacent pile groups during spudcan penetration in clay layer［J］. The ocean engineering， 2021， 39（2）： 32-43.

［14］""" 潘启洋. 非均质成层粘土中自升式平台桩靴基础的贯入研究［D］. 哈尔滨： 哈尔滨工业大学， 2021.

PAN Q Y. Penetration of jack-up spudcan foundation in spatially varied layered clay［D］. Harbin： Harbin Institute of Technology， 2021.

［15］""" 张浦阳， 魏宇墨， 校建东， 等. 复合筒型基础在粉土中的抗扭承载特性研究［J］. 太阳能学报， 2021， 42（9）： 270-278.

ZHANG P Y， WEI Y M， XIAO J D， et al. Torsional bearing capacity of composite bucket foundation in silty sand［J］. Acta energiae solaris sinica， 2021， 42（9）： 270-278.

STUDY ON INFLUENCE OF SPUDCAN PENETRATION PILE ON

ADJACENT BUCKET FOUNDATION IN SANDY SOIL

Le Conghuan1，2，Hu Hao2，Wang Xin2，Ren Jianyu2，Zhang Puyang1，2，Ding Hongyan1，2

（1. State Key Laboratory of Hydraulic Engineering Intelligent Construction and Operation， Tianjin University， Tianjin 300350， China；

2. School of Civil Engineering， Tianjin University， Tianjin 300350， China）

Abstract：The influence of spudcan penetration of wind turbine installation vessel in sandy soil on adjacent bucket foundation was investigated by physical model tests and finite element method. Firstly， the physical model tests were conducted to verify the rationality of the finite element model， and it was preliminarily determined that the influence area of spudcan penetration in sandy soil was roughly 2.5 times the diameter of the spudcan. Based on the finite element CEL method， the influence of the ratio of the distance between the spudcan and the bucket foundation to the diameter of the spudcan （S/D） on the in-situ stability of the bucket foundation is further studied. The results show that the inclination rate， the maximum vertical displacement and the stress on the bucket wall of the bucket foundation gradually decrease with the increase of [S/D]. During the spudcan penetration process， the stress on the bucket skirt and the compartment plate at the side near the spudcan is much greater than that at the side away from the spudcan， and the earth pressure at the top of the bucket foundation is much smaller than that at the bottom of the bucket foundation.

Keywords：offshore wind power； jack-up installation vessel； numerical simulation； spudcan penetration； bucket foundation