练继建，陈 飞，杨 旭，王海军

海上风机复合筒型基础负压沉放调平

练继建，陈 飞，杨 旭，王海军

(天津大学水利工程仿真与安全国家重点实验室，天津 300072)

复合筒型基础是一种巨型宽浅式负压沉箱基础，其筒内设置分舱以对托航、沉放、调平等进行控制．渗流与负压是筒型基础重要的研究内容，而目前尚未发现对复合筒型基础的相关研究．针对复合筒型基础，通过数值模型研究了其沉放调平渗流特性，以出口水力梯度为控制条件，建立了均质砂土中临界负压计算公式，并与无分舱板情况进行比较；最后分析了土质分层和渗流“反作用”对渗流场的影响．结果表明：分舱板使筒型基础沉放临界负压降低约10%，调平临界负压随倾角迅速下降；分层土体中相对渗径变长，临界负压增大，不容易发生渗透破坏；渗流使筒内土体疏松，渗透系数变大，造成内侧土体中水力梯度减小，对土体渗透稳定起到保护作用．

海上风机复合筒型基础；分舱板；负压沉放调平；渗流场；临界负压

海上风电是一种清洁能源，其开发潜力巨大，但同样也面临诸多技术问题，比如海上风机基础受荷偏心大、海上施工难度高，传统的基础型式在海上风电场建设中失去了优势和适用性．复合筒型基础是一种适合海上风机结构的、宽浅式筒型基础，具有海上施工时间短、抗倾覆能力强、适用于不良地基等诸多优势，具有广阔的应用前景[1-2]．

筒型基础在内外压差(负压)作用下实现沉放就位，是其区别于传统基础的突出特点，也是实现工程应用的前提．下沉过程中，负压不仅提供贯入压力，而且会引发渗流，渗流一方面会降低下沉阻力，另一方面也会限制施加负压的大小，因为负压过大会造成土体渗透破坏，影响筒型基础的使用[3]，因此渗流场特性是筒型基础的重要研究内容．文献[4-7]利用有限元对筒型基础沉放渗流场进行了数值模拟，得到了渗流场分布基本规律；严驰等[8]、杨少丽等[9]、李大勇等[10]开展模型试验研究了筒型基础和吸力锚的负压沉放过程，得到水力梯度的变化规律以及负压与沉贯深度的关系；Feld[11]、Ibsen等[12]、Erbrich等[13]、Senders等[14]利用数值模型分析了引起渗透破坏的条件，以出口水力梯度为控制条件建立了临界负压计算公式，被广泛应用于筒型基础沉放施工和设计；Tran等[15]通过离心试验和数值模拟，对筒型基础负压沉放过程中土体孔压变化规律进行了研究，揭示了临界负压状态时的孔压发展和负压沉放之间的联系．

如上所述，前人已进行了大量的筒型基础沉放渗流场理论研究和实际应用，但研究对象都为简单的单筒基础．对于类似复合筒型基础的分舱筒基或多筒基础的沉放渗流场及临界负压方面，其成果则鲜见报道．另外，与简单的单筒基础相比，复合筒型基础的优势之一就是可利用分舱和独立管路对各舱体独立控制，进行精细调平．目前尚无对筒型基础调平时的渗流特性以及负压控制的研究，这给类似复合筒型基础的分舱筒基的设计施工带来很大不便．

针对上述问题，笔者结合实际工程，采用数值方法分析了复合筒型基础沉放与调平时的渗流场特性，并研究了分舱板对复合筒型基础沉放调平渗流场的影响，分别建立了均值砂土中复合筒型基础的沉放与调平临界负压计算公式；并分析了不透水层位置对渗流场及临界负压的影响，以及渗流引起的筒内土体渗透系数变化对渗流场的反作用．

1 均质砂土中的渗流特性

1.1 数值模型

参考已在江苏启东海域安装完成的海上风机复合筒型基础[2]，在ABAQUS中建立三维有限元计算模型，如图1所示．筒裙为圆环形结构，直径D一般为25～40,m，基础入泥深度一般为6～15,m，筒裙钢板厚度为25,mm，中部舱体为正六边形，边长为D/2，分舱板为12,mm厚的钢板．基础模型采用8节点减缩积分单元(C3D8R)．土体直径200,m，高100,m，采用Mohr-Coulomb弹塑性本构模型和8节点孔压单元(C3D8P)．土体和结构均施加固端约束，基础和土体之间采用接触连接，为不透水边界条件. 计算过程中，通过在筒体内、外侧土面设置不同的孔压边界条件，来实现对沉放施工中抽吸真空的模拟；通过在指定边舱土面与其他土面设置不同的孔压边界条件，来实现对调平施工中抽吸真空的模拟．渗透系数参考海积土粉砂选取1×10-4,cm/s，计算过程中假定筒内外砂土渗透系数相同，且不受渗流的影响．

图1 有限元计算模型Fig.1 Finite element model

1.2 沉放工况渗流场分布

按照沉放深度l的不同，取以下15种情况进行计算：l/D＝0.033、0.067、0.100、0.133、0.167、0.200、0.233、0.267、0.300、0.333、0.367、0.400、0.433、0.467、0.500(l/D为沉放深度与直径之比)．下面以相对沉深l/D＝0.200时的计算结果为例分析渗流场的分布特性．图2(b)所示为施加负压大小为30,kPa时，复合筒型基础截面OM(见图2(a))沉放稳态渗流场水头等势线分布．可以看出，边舱和中舱土体内部等势线密集且分布比较均匀，水力梯度远大于筒外侧土体．考虑到流土、管涌等渗透破坏多发生在渗流出口处[16]，下面对截面OM上筒壁内侧出口1、分舱板外侧出口2、分舱板内侧出口3进行计算分析．按式i＝Δh/0.003D计算出口处0.003D高度土体内的出口水力梯度i(Δh为水头损失)，得到出口1、2、3的水力梯度分别为0.18、0.22、0.27，说明边舱内土体水力梯度大于中舱，边舱更容易发生渗透破坏，出口水力梯度最大的部分位于筒壁周围的表层土体处．

为进一步研究分舱板对渗流场的影响，将有、无分舱板两种情况下渗流出口水力梯度大小进行比较，图2(c)为无分舱板时渗流场水头等势线(施加负压大小也为30,kPa)．可以看出，对于复合式筒型基础而言，分舱板的存在使边舱和中舱的水力梯度有所不同，边舱内土体水力梯度大于中舱．比较不同沉放深度时出口3和出口4(见图2(c))的出口水力梯度，见图3，可以看出，有分舱板时渗流出口水力梯度较大，说明复合筒型基础比较容易发生渗透破坏．

图2 沉放工况渗流场计算结果(l/D＝0.200)Fig.2 Calculation results of the seepage of suction installation(l/D＝0.200)

图3 出口水力梯度比较Fig.3 Comparison of the exit hydraulic gradients

1.3 沉放时的临界负压

在筒型基础沉放过程中，若施加负压过大，会引起周围土体发生渗透破坏，易造成筒体不均匀沉降，并可能会对筒型基础的承载性能带来不利影响，因此非常有必要研究引发土体渗透破坏的负压．流土管涌等渗透破坏往往发生在渗流出口处，在此定义使渗流出口处土体发生渗透破坏临界状态的负压值为临界负压Scri．根据有效应力原理与渗透达西定律，认为当渗流产生的向上的渗流力使筒内土颗粒之间不再传递有效应力时，土体达到临界破坏状态，施加的负压即为临界负压．土体颗粒间有效应力为零，即渗流力等于土体浮容重，即

故

式中：icri为出口临界水力梯度；γw为水的容重；γ′为浮容重，其表达式为

式中：Gs为土颗粒的比重；e为土的孔隙比．

将式(3)代入式(2)后得到临界水力梯度为

式中γsat为土的饱和容重．按照一般情况下砂土的物理指标，砂土比重Gs约为2.65～2.66，孔隙比e约为0.55～0.80，根据式(4)计算得到的icri一般在0.92～1.07之间．综合考虑，在此处取icri＝1.0，作为控制渗透破坏发生的条件．筒裙附近土体出口水力梯度为i，则渗径满足下式

式中：L为渗径；S为施加负压值．对渗径进行无量纲化处理，得到相对渗径L/l，将L/l随相对沉深l/D的变化情况绘于图4．可以看出，相对渗径L/l随相对沉深l/D的增加而减小．对二者进行拟合，可以得到

将式(6)代入式(5)中，可得

继续化简即可得到复合筒型基础沉放临界负压计算公式

Feld[11]利用有限元软件SEEP计算结果，得到无分舱板筒型基础临界负压计算公式

将式(8)和式(9)的计算结果进行比较，结果见图5．可以看出，本文得到的复合筒型基础临界负压值偏小，说明分舱板对筒型基础的渗流稳定是不利的，分舱时比较容易发生渗透破坏，但临界负压下降幅度不大，降幅约为10%．这是由于分舱板使得筒壁内侧附近土体的水头损失增加，渗流出口水力梯度增大造成的．比较结果说明分舱板使筒型基础内部土体更容易发生渗透破坏，这是复合筒型基础和其他类似的分舱筒型基础设计和施工方面需要注意之处．

图4 相对渗径随相对沉深的变化Fig.4 Variation of normalized seepage path with relative penetration depth

图5 临界负压比较Fig.5 Comparison of the normalized critical suctions

1.4 调平工况渗流场分布与临界负压

当复合筒型基础在沉放过程中出现倾斜时，可采取在边舱施加负压的方式进行调平．调平施工时可采取在抬高的某一或某几个边舱抽吸负压，其中最有可能发生渗透破坏即最危险的情况就是在某一个边舱单独施加较大负压进行调平，抽吸负压的排水孔位于边舱舱体顶盖中心处．

图6所示为筒型基础沉放过程中发生倾斜，假设直线ON为基础抬升高度最大处．下面对倾斜筒基进行分析，取相对沉深l/D＝0.033、0.067、0.100、0.133、0.167、0.200、0.233、0.267、0.300、0.333、0.367、0.400、0.433、0.467、0.500，倾角θ＝0°、2.5°、5.0°、 7.5°、10.0°，分别计算复合筒型基础倾斜时的稳态渗流场．

1) 渗流场基本规律

下面以l/D＝0.200、θ＝5.0°为例分析渗流场分布规律，图6(b)所示为ON截面水头等势线，施加负压大小为30,kPa．从图中可以看出，水头等势线在边舱土体内比较密集，边舱内土体的水力梯度远大于边舱外侧土体．出口5、6分别位于边舱内靠近分舱板处和靠近筒壁处，如图6(b)所示．按i＝Δh/0.003D计算出口处0.003D高度土体内竖直向的出口水力梯度，得到出口5、6的水力梯度分别为0.32、0.48，说明靠近分舱板处土体(出口6)的水力梯度较大，更容易发生渗透破坏．

图6 调平渗流场计算结果(l/D＝0.200，θ＝5.0°)Fig.6Calculation results of the seepage of suction leveling(l/D＝0.200，θ＝5.0°)

2) 调平工况临界负压

以出口6处水力梯度为控制条件，针对不同相对沉深和倾斜角度的情况，代入任一负压值(S＝30,kPa)，按照第1.3节中求解沉放时临界负压的方法，同理可以得到不同倾斜角度时的临界负压，计算结果见图7、图8．从图中可以看出，此时相对渗径随倾角增大而减小，出口水力梯度增大，临界负压逐渐也随之减小，这说明倾斜角度增大时，更容易发生渗透破坏．

对不同倾斜角度下的临界负压计算结果进行拟合，可以得到复合筒型基础的调平工况临界负压

根据图7、图8和式(10)，可以得到以下结论：倾角越大，复合筒型基础调平时越容易发生渗透破坏，给施工带来不利影响．因此在沉放过程中，应仔细监测沉放姿态，一旦出现倾斜，应及时停止沉放，进行调平，避免因倾角过大而难以调平．另外，上述结论是仅在一舱抽吸负压实施调平的，属于最危险工况，实际调平时，可采取多个边舱同时抽吸的施工方法，以降低施加负压大小，避免发生渗透破坏．

图7 不同倾角下相对渗径随相对沉深的变化Fig.7 Variation of normalized seepage path withrelative penetration depth at different dip angles

图8 不同倾角下临界负压随相对沉深的变化Fig.8 Variation of normalized critical suction with relative penetration depth at different dip angles

2 不透水层与渗流“反作用”对渗流场的影响

2.1 不透水层位置对渗流场的影响

海底土往往都是由渗透系数不同的若干土层构成，如采用复合筒型基础的2.5,MW样机安装地点(江苏启东海域)，其浅层土由粉砂、淤泥质粉质粘土、粉土等构成．为研究黏性土层等不透水层位置对沉放渗流场的影响，选取一系列不透水层埋深情况分析，取limp/D＝0.1、0.2、0.3、0.4、0.5(limp为不透水层埋深)，如图9所示，计算时不透水层渗透系数设为0，所用负压大小为30,kPa．同样以出口水力梯度为控制条件，按照第1.3节中求解临界负压的方法，计算相对渗径与临界负压，将所得相对渗径与临界负压随相对沉深的变化关系分别绘于图10、图11．可以看出，当存在不透水层时，相对渗径L/l随着相对沉深先减小后增大，渗流出口水力梯度减小，临界负压逐渐增大，不容易发生渗透破坏，可见分层土有利于土体渗透稳定．尤其是当筒壁下沉接近不透水层时，由于端部渗流通道变得非常“狭窄”，筒体内部水头损失占总水头的比例下降，临界负压迅速增大．

但同时不透水层的存在也有不利的一面，即当基础贯入至不透水层后，渗流被隔断，渗流的减阻作用也随之消失，此时需要增大负压才能实现进一步沉放．

图9 土质分层Fig.9 Layered soil

图10 不透水层不同埋深时相对渗径随相对沉深的变化Fig.10Variation of normalized seepage path withrelative penetration depth at different depths of impermeable layer

图11 不透水层不同埋深时临界负压随相对沉深的变化Fig.11Variation of normalized critical suction with relative penetration depth at different depths of impermeable layer

2.2 渗流“反作用”分析

负压引发由筒外流向筒内的渗流，筒内侧土体受向上的渗流力作用，土体有效应力减小，这使得原本相互紧密结合的土体颗粒之间变疏松，孔隙比增加，渗透系数随之增大．渗透系数的变化必然会影响渗流场. 在此分别用k1、k2表示筒内、外土体的渗透系数，分别取k1＝k2、1.5,k2、2.0,k2、3.0,k2、4.0,k2建立模型，分析渗流的“反作用”，所用负压大小为30,kPa．如图12所示．以出口水力梯度为控制标准，得到的相对渗径和临界负压随相对沉深的变化曲线见图13和图14．

图12 渗透系数变化Fig.12 Change of permeability coefficient

图13 不同渗透系数下相对渗径随相对沉深的变化Fig.13 Variation of normalized seepage path with relative penetration depth at different permeability coefficients

图14 不同渗透系数下临界负压随相对沉深的变化Fig.14 Variation of normalized critical suction with relative penetration depth at different permeability coefficients

可以看出，筒内土体渗透系数增大后，相对渗径L/l增大，筒内土的水力梯度变小，临界负压增大，即当筒体沉放至某一深度，若施加负压使筒内的土达到临界状态而即将破坏时，筒内土颗粒却在渗流的作用下变疏松，渗透系数增大，使得水力梯度减小，降到临界水力梯度以下，筒内土体恢复稳定，可见渗流的“反作用”对于土体渗透稳定是有利的．

总之，分层土和渗流“反作用”都会对渗流场分布产生影响，使得复合筒型基础沉放临界负压增大，是有利于土体渗透稳定的．同时也说明，在均质砂土中得到的沉放临界负压计算公式(式(8)和式(10))是保守的，用于指导复合筒型基础的工程设计和施工是偏于安全的．

3 结 论

由于托航、沉放及调平等施工需要，海上风机复合筒型基础内部设置分舱，而目前筒型基础渗流场研究集中在未分舱筒型基础上，缺乏对分舱基础的相关研究，给复合筒型基础的施工设计带来不便．通过对复合筒型基础渗流场进行数值分析，并与未分舱情况进行比较，主要得到以下4点结论．

(1) 复合筒型基础沉放时，分舱板的存在使边舱和中舱的水力梯度有所不同，边舱内土体水力梯度大于中舱，出口水力梯度最大的部分位于筒壁周围的表层土体中．有、无分舱板两种情况下渗流出口水力梯度大小比较发现，有分舱板时相同高度(0.003D)的表层土体中水头损失更大，因此渗流出口水力梯度更大，更容易发生渗透破坏．

(2) 以出口水力梯度为控制条件，推求了复合筒型基础沉放临界负压计算公式，与无分舱板筒型基础临界负压相比，有分舱板时临界负压降低10%左右．

(3) 针对最危险工况对调平渗流特性进行计算分析，得到了复合筒型基础调平临界负压计算公式.研究结果表明：当倾斜角度增大时，临界负压明显减小；当倾角较大(＞5°)时，建议采取多个边舱同时施加负压的施工方法，以避免发生渗透破坏；沉放施工时，一旦发生倾斜，应在倾角较小时立即进行调平作业．

(4) 在分层土质中，筒型基础出口水力梯度变小，临界负压变大，不容易发生渗透破坏；渗流使得筒内侧土体变疏松，渗透系数增大，水力坡降减小，临界负压变大，这对土体起到了一定的保护作用．

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(责任编辑：樊素英)

Suction Installation and Leveling of Composite Bucket Foundation for Offshore Wind Turbines

Lian Jijian，Chen Fei，Yang Xu，Wang Haijun
(State Key Laboratoryof Hydraulic Engineering Simulation and Safety，Tianjin University，Tianjin 300072，China)

Composite bucket foundation is a kind of large-scale shallow suction caisson，which contains inside bulkheads to control towing，installation and leveling. The researches on seepage and suction are important for installation，but currently there is no correlative study on composite bucket foundation. This paper presents a numerical analysis of the seepage characteristics of large-scale bucket foundation in both homogeneous and layered soil profile. The formula for critical suction is proposed，with the exit hydraulic gradient as control condition. Then a comparison is presented between the critical suction of bucket foundation with and without bulkheads. The results show that the critical suction is reduced by 10% by the bulkheads. Additionally，the analysis of seepage in the suction leveling shows that the critical suction drops rapidly with the increase of dip angle. In the layered soil，the normalized seepage path increases and the critical suction value grows. The seepage flow loosens the inner sand and increases the permeability coefficient，which is favorable to the seepage stability of soil.

composite bucket foundation for offshore wind turbines；bulkhead；suction installation and leveling；seepage field；critical suction

TU443

A

0493-2137(2014)11-0987-07

10.11784/tdxbz201306050

2013-06-24；

2014-01-17.

国家高技术研究发展计划(863计划)资助项目(2012AA051702)；国家国际科技合作专项资助项目(2012DFA70490)；天津市应用基础及前沿技术研究计划(青年基金项目)资助项目(12JCQNJC04000)．

练继建（1965— ），男，博士，教授．

王海军，bookwhj@tju.edu.cn．

时间：2014-03-14．

http：//www.cnki.net/kcms/doi/10.11784/tdxbz201306050.html．