海上风电单桩基础稳桩平台竖立运输分析

杜宇，王晨旭

（1.中交第三航务工程局有限公司，上海 200032；2.天津大学，天津 300072）

0 引言

全球范围内海上风电基础的主流形式是单桩基础。根据相关统计数据[1]，单桩基础的海上风机数量在欧洲已达到装机总数的3/4。然而，由于环境条件和船机装备的区别，我国海上风电单桩基础的施工采用了与欧洲有所区别的技术路线[2]。在欧洲，单桩基础的施工主要依靠船载抱桩器，而我国发展出了一种抱桩器与施工船分离的稳桩平台单桩基础施工方法，目前该工艺在我国的海上风电施工领域占据着绝对的优势地位。

采用稳桩平台单桩施工的总体工艺可以分为2个步骤，首先是完成稳桩平台的安装，之后将单桩竖立放入稳桩平台抱桩器的龙口之中。稳桩平台的抱桩器设有液压顶升装置，用于水平推顶单桩，以调节单桩的垂直度。目前国内稳桩平台的结构设计形式百花齐放，但作为一种临时结构，往往结构尺寸较小、重量较轻以方便吊装，因此稳桩平台的刚度较小，在运输时往往不能躺运或湿拖，而采用运输船竖立运输。随着我国海上风电逐步向深水大浪海域发展，稳桩平台的竖立运输将面临更恶劣海况所带来的挑战。本文以广东某在建海上风电场项目为背景，对稳桩平台竖立运输过程中的一系列技术问题进行研究，总结稳桩平台竖立运输的关键技术。

1 项目背景及运输需求

广东海域海上风电单桩基础稳桩平台由阳江海域运至南澳岛海域。航行距离约350 n mile，采用“博茂号”甲板货船运输，船长133 m，型宽32 m，型深7.6 m，设计吃水5.3 m，航速约为8 kn，不间断航行时间为44 h，小于3 d。稳桩平台的主体结构为4根材质为Q345B、直径2 400 mm、壁厚24 mm的圆管腿柱，腿柱之间由材质Q345B、直径630 mm、壁厚14 mm的圆管撑杆支撑，见图1。稳桩平台的总高度为60 m，总重量约1 500 t，重心垂直位置距平台底基线33.34 m。

图1 稳桩平台结构示意图Fig.1 Sketch of the bottom-founded gripper

稳桩平台在海上运输过程中无揽风绳参与系固，这样可大大提高作业效率，避免装船和卸船过程中的高空作业。稳桩平台的系固仅为腿柱底部通过肘板的焊接连接，且肘板背面无法进行加强，因此稳桩平台的竖立运输存在较大的挑战性。

2 运输分析

2.1 运输船舶选择

所选取的船舶需要具备在预定航路完成稳桩平台运输的能力。首先包括船舶稳性和船体结构强度要求，这部分内容可首先根据船舶装载手册进行判断，指导船舶的初步选择。与运输大型构件不同[3]，稳桩平台由于重量较小，对运输船舶稳性和强度的要求都不高，因此不作为本文的分析重点。

2.2 运输船舶诱导加速度计算

稳桩平台在运输过程中受到的船舶诱导加速度所产生的惯性力是其在运输过程中受到的主要荷载之一。目前计算重大件运输的船舶诱导加速度主要有两种方法，一种是直接计算船舶的运动响应[4-5]，另一种是根据经验公式计算船舶任意位置的诱导加速度[6-7]。很显然，采用直接计算船舶运动响应的方法更加合理，该方法可首先采用基于边界元法的水动力软件计算出船舶运动幅值响应算子RAO，之后采用频域的方法快速计算出设计海况条件下的船舶诱导加速度极值。

由于航行时间小于3 d，因此采用1 a一遇波浪条件进行分析评估[4]。根据目前收集的实测海洋数据，运输路线所途径海域的1 a重现期波浪条件的最大有义波高为6.361 m。当前国际普遍采用的水动力软件如WAMIT是基于零航速条件的水动力分析软件，无法直接计算有航速条件下的水动力分析，因此常采用的方法是将波浪周期进行航速修正（式（1））[5]：

式中：Tp为谱峰周期；Hs为有义波高；θ为运输船与波浪的夹角；V为航速。之后采用基于零航速水动力分析软件计算对应不同航速条件下的船舶运动响应，其方法是根据给定的Hs和Tp生成不规则波浪谱SW（ω），根据海洋工程手册[8]，对于西太平洋海域和重现期为1 a一遇的波浪条件，可采用PM谱作为不规则波浪谱的谱型。可通过式（2）计算船舶运动响应谱：

式中：α为超越概率，计算3 h极值时：

式中：Tz为平均跨零周期。计算得到运输船在各海况条件下，稳桩平台重心处的横向加速度为9.79 m/s2，纵向加速度为0.84 m/s2，垂向附加加速度为3.14 m/s2。其中横向加速度较高，按照此加速度所产生的惯性力，可能会对船舶甲板造成损伤，需要将横向加速度降低至6.53 m/s2。因此，可采用限制波浪条件的做法，将航行过程中的限制航行波浪条件降低至3.8 m有效波高。由于不间断航行时间小于3 d，因此采用该方法是可行的[4]。

2.3 系固支撑计算

稳桩平台在运输过程中不设揽风绳，全部依靠在腿柱底部与船舶的焊接来固定稳桩平台。在稳桩平台的腿柱底部和船舶甲板之间采用支墩作为过渡，见图2，有效地分散作用给甲板的荷载。支墩长宽均为4.1 m，高为0.716 m，由10根T型材焊接组成，在水平两个方向上各布置5根，T型材的腹板和面板均为12 mm，材料为Q345B。且支墩的筋板结构与甲板骨材和桁材的布置相对应，以提供背后加强。

图2 稳桩平台腿柱与船舶甲板连接示意图Fig.2 Connection between the corner columns of bottom-founded gripper and the barge deck

根据规范[9]中对支承件的强度计算方法，对横向滑动、横向翻转、纵向滑动3个工况下的系固支撑分别进行计算。对于横向滑动和纵向滑动，计算连接结构对横向和纵向的水平力的抵抗能力。结合稳桩平台腿柱底部焊接系固的特点，底部连接需要分别满足：

式中：Fx和Fy分别为横向滑移力和纵向滑移力；Asi为稳桩平台腿柱底部第i个连接件的连接面积；b为横向滑移力绕转动中心翻转的力臂；di为稳桩平台底部第i个连接件连接面积形心至转动中心翻转的力臂。需要注意的是，式（5）和式（6）不仅需要针对底部连接件结构本身进行校核，也需要对连接件与支墩的焊接进行校核。

对于全焊透结构，可认为焊接面积与结构剖面相同；而对于角焊缝则焊接连接面积为焊缝长度与焊喉的乘积，需要进行抗冲剪和抗拉压的验算。本次稳桩平台的焊接系固为每个腿柱设18支肘板进行连接。由于采用焊接连接，可认为4个腿柱的18支肘板（共72支）全部参与抗剪和抗拉压。焊接采用深熔焊，焊喉14 mm，有效焊缝长度为260 mm，肘板尺寸和焊接均满足系固连接的要求。

2.4 稳桩平台模态分析

在评价稳桩平台自身在运输过程中的强度问题之前，需要进行模态分析，以辨识稳桩平台的固有频率和外界激励频率之间的关系。如外界激励频率接近平台固有频率，则应该采用动力分析方法进行平台的强度计算，或考虑通过增加附加质量等方式改变平台的固有频率。

表1展示了稳桩平台固定在支墩上的前6阶模态，由于船体质量和刚度远大于稳桩平台，在计算时假设船体是刚体。图3同时展示了稳桩平台对应1阶模态的变形。稳桩平台的1阶频率为1.580 1 Hz，远大于波浪的激励频率，因此稳桩平台在受到波浪激励时，动力响应不明显，因此进行强度分析时采用准静力的方法计算是合理的。

图3 稳桩平台1阶模态变形图Fig.3 The deformation of the bottom-founded gripper for mode 1

表1 稳桩平台各阶模态频率Table 1 The natural frequency of the bottom-founded gripper for different mode

2.5 稳桩平台强度分析

采用准静力的方法对稳桩平台海上运输时的强度进行计算。计算模型中，稳桩平台腿柱底部固定支撑约束，通过设置集中质量的方式来处理各种附件。荷载为重力加速度、船舶运动诱导的惯性力以及风荷载和甲板上浪，惯性力的施加主要采用将稳桩平台重心位置的水平向加速度转换为角加速度，并施加给稳桩平台结构。考虑转动中心位于船舶水线位置，此时横向加速度6.53 m/s2将转化为角加速度0.183 2 rad/s2，并同时考虑20°最大横摇角情况下由重力施加给结构的水平分力的作用，根据规范要求，横摇惯性加速度和最大横摇角的影响应进行保守的线性叠加[6]。风荷载[9]为稳桩平台投影面积乘以1 kN/m2，甲板上浪[9]仅考虑干舷甲板高度2 m以下部分的货物的侧投影面积乘以1 kN/m2。

计算结构显示各构件的受力特点是以轴向力为主。之后采用API-RP-2A WSD对于圆管型杆件的结构强度进行校核[10]，并分别对杆件轴向压缩、拉伸、弯曲和局部屈曲进行校核。校核结果显示稳桩平台在运输阶段的强度均满足规范要求。

2.6 肘板局部强度分析

由于稳桩平台性能的需要，系固的肘板在腿柱上无背后加强，因此存在局部破坏的可能。为研究肘板及其连接的腿柱结构的强度问题，采用基于超细网格实体单元的有限元分析。为克服实体单元有限元分析所带来的计算时间过长的缺点，仅在稳桩平台腿柱底部3 m高度范围内采用实体单元建模，其余腿柱结构依然采用梁单元模拟，在梁单元和实体单元腿柱的交界面上采用多点刚性耦合连接（MPC）的方式将两部分连接，这种方法可以有效地传递荷载。

肘板区域采用超细网格划分，在肘板板厚方向设4层网格，网格采用四面体单元，此类网格适合复杂几何的网格划分，具有较好的适应性，虽然属于1阶单元，但网格足够细，计算结果依然可靠。

本次计算的载荷与2.5节计算相同，计算得到实体单元的等效应力（von-Mises应力）。最大等效应力约349 MPa，但很明显位于肘板与腿柱连接处的趾端位置，属于典型的由非圆形尖锐转角而引起的应力集中，在有限元分析中会随着网格的不断细分而增大，而在实际结构中此处会存在焊接并进行光滑打磨，实际应力会大幅下降。在强度评价时，可借鉴HCSR规范的细网格应力衡准指标[11]，考虑细化网格的屈服利用因子，在焊缝处等效应力不大于1.5倍的屈服极限，本次采用的稳桩平台结构和肘板结构均采用Q345B材质，屈服极限为345 MPa，因此许用应力为517.5 MPa，可认为肘板趾端的应力在安全范围之内。

3 结语

本文针对用于海上风电机组大直径单桩基础施工的稳桩平台的海上无揽风竖立运输，提出了一整套的分析方法和流程。

针对运输船舶的选型，主要从船舶装载和稳性方面进行适航性的判断。给出了基于航行线路环境条件的航行设计波浪条件的选取方法和原则，并通过频域计算的方法得到运输船舶在航行过程中的诱导加速度。当船舶诱导加速度过大时，可根据不间断航行时间调整航行策略，针对不间断航行行程不超过3 d的特点，可采用限制运输波浪条件的方法降低荷载。借鉴相关规范，引入了一套评价抗滑移力和抗翻转力矩的系固支撑结构和焊接连接的强度评价衡准。并通过模态分析，确定后续强度计算所采用的准静力方法的合理性。采用准静力方法进行稳桩平台的总体强度计算，并采用API规范对构件进行强度校核。对于肘板局部强度分析，采用基于超细实体单元的有限元分析计算等效应力，并借鉴HCSR规范，对超细网格有限元计算结果进行了评价。

以广东某海上风电场建设项目为背景，对稳桩平台竖立运输过程进行了分析，结果表明，由于稳桩平台重量较小航行稳性容易满足，系固支撑满足强度要求，虽然平台结构较柔但其一阶模态依然远离航行过程中的波浪频率，在航行过程中稳桩平台结构及其连接肘板的完整性可以保证。在研究过程中总结了稳桩平台竖立运输分析的关键技术，可作为后续类似工程的参考。