張浦陽，信連碩，丁紅巖，樂叢歡

海上樁基礎(chǔ)注水加壓拆除法的研究

張浦陽1, 2，信連碩1，丁紅巖1, 2，樂叢歡1, 2

(1. 天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，天津 300350；2. 天津大學(xué)水利工程智能建設(shè)與運(yùn)維全國重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300350)

近年來，全球海上風(fēng)電發(fā)展勢頭迅猛．單樁基礎(chǔ)作為最早應(yīng)用于海上風(fēng)電的基礎(chǔ)類型，在全球風(fēng)場中占據(jù)主導(dǎo)地位．現(xiàn)有風(fēng)機(jī)的壽命一般約為20年，預(yù)計(jì)未來10年將迎來大量風(fēng)機(jī)退役，這使得海上樁基礎(chǔ)的回收問題變得愈發(fā)重要．為更好地解決海上樁基礎(chǔ)退役拆除問題，本文通過物理模型實(shí)驗(yàn)的方式對注水加壓拆除法進(jìn)行了研究．實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示：大直徑樁基礎(chǔ)拆除時所需壓強(qiáng)更小，更易通過注水加壓拆除法進(jìn)行拆除；樁基礎(chǔ)初始傾角對注水加壓拆除所需壓強(qiáng)影響較小，但初始傾角越大基礎(chǔ)越易傾倒；拆除過程中樁基礎(chǔ)單位位移引起的艙內(nèi)壓強(qiáng)下降幅度始終相同，不受基礎(chǔ)直徑、入泥深度以及傾角的影響．根據(jù)物理模型實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，結(jié)合土力學(xué)、水力學(xué)相關(guān)理論，建立了注水加壓拆除法全過程理論模型，可大致預(yù)測不同樁徑、不同入泥深度樁基礎(chǔ)的啟動艙內(nèi)壓強(qiáng)與艙內(nèi)壓強(qiáng)-位移曲線，并且在此基礎(chǔ)上，結(jié)合滲流計(jì)算，利用有限元模型對水泵在注水回收過程中可產(chǎn)生的最大艙內(nèi)壓強(qiáng)進(jìn)行了預(yù)測，對比最大艙內(nèi)壓強(qiáng)與基礎(chǔ)拆除所需的啟動艙內(nèi)壓強(qiáng)即可判斷此水泵能否用于注水加壓拆除．本文所得結(jié)論可為海上風(fēng)電樁基礎(chǔ)的退役處理提供參考，有助于保障風(fēng)場海床資源的可持續(xù)利用，具有一定的工程價值．

海上風(fēng)電；樁基礎(chǔ)；拆除；注水加壓；模型實(shí)驗(yàn)

近年來海上風(fēng)電快速發(fā)展，越來越多的風(fēng)機(jī)投入使用．風(fēng)機(jī)整機(jī)的使用壽命一般在20年左右，這意味著未來10年將迎來大量風(fēng)機(jī)退役．單樁基礎(chǔ)是最早的風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)形式，也是在現(xiàn)有風(fēng)場中占比最高的基礎(chǔ)形式．從現(xiàn)有的風(fēng)機(jī)退役經(jīng)驗(yàn)來看，風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)拆除采取的辦法大多是對樁體進(jìn)行切割，此種拆除方法會在風(fēng)場中遺留大部分樁體，這將會為新基礎(chǔ)的安裝帶來很大影響．

在以往的研究中，筒型基礎(chǔ)的注水加壓拆除方法已經(jīng)在不同場境中取得成功．丁紅巖等[1]、Le等[2]在遼東灣采用了注水加壓法成功拆除了服役7年的三筒靠船平臺，且在拆除后重新進(jìn)行了安裝，結(jié)果表明在較長的服役時間后，筒型基礎(chǔ)平臺的極限抗拔力提高了約85%；Lorenti等[3-4]、Lehane等[5]在香港東南水域使用注水加壓法拆除了一個直徑3.4m、高度12m的吸力式沉箱，確定了其極限抗拔能力，隨后進(jìn)行了一系列離心機(jī)實(shí)驗(yàn)研究吸力式筒型基礎(chǔ)的拔出機(jī)理，提出了一種預(yù)測所需要拔樁力的計(jì)算方式；Huang等[6]通過模型實(shí)驗(yàn)的方式研究了改進(jìn)型吸力沉箱(modified suction caisson，MSC)和常規(guī)吸力沉箱(regular suction caisson，RSC)的注水加壓拆除過程，研究了不同的拆除方式(注水加壓拆除和吊裝拆除)和注水速率對超孔隙水壓力變化的影響.此外，Zhang等[7-10]通過物理實(shí)驗(yàn)深入研究了筒型基礎(chǔ)安裝與拆除過程中筒-土相互作用機(jī)理和土質(zhì)對調(diào)平的影響，分析了沉貫中孔隙水壓力與土壓力變化，研究了吸力沉箱的安裝阻力、水壓拆除機(jī)制，以及復(fù)雜條件下筒型基礎(chǔ)的下沉阻力和臨界吸力．由此可見，在筒型基礎(chǔ)注水加壓拆除方面已經(jīng)進(jìn)行了深入的研究與實(shí)踐，證明了此拆除方法的可行性．

近年來，注水加壓拆除法在樁基礎(chǔ)領(lǐng)域的研究已經(jīng)初步開展．2021年Beuckelaers等[11]提出了樁基礎(chǔ)一維注水加壓拆除理論，推導(dǎo)出了不同土質(zhì)條件下樁體入泥深度和拆除時臨界啟動壓強(qiáng)的關(guān)系，但相關(guān)理論推導(dǎo)還未進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，研究對象也集中在豎直樁體，并未對傾斜樁體進(jìn)行討論．

本文旨在利用筒型基礎(chǔ)所使用的注水加壓拆除法去解決樁基礎(chǔ)的拆除問題．這種方法能夠?qū)崿F(xiàn)基礎(chǔ)的完整拆除，并且具有噪音低、工序簡單、施工設(shè)備易得等優(yōu)勢．

本文采用物理實(shí)驗(yàn)的方式，研究了豎直樁基礎(chǔ)與傾斜樁基礎(chǔ)的注水加壓拆除過程，在一定程度上明確了拆除過程中樁-土之間的作用機(jī)理以及此拆除技術(shù)的適用工況；根據(jù)水力學(xué)與土力學(xué)原理對樁基礎(chǔ)拆除所需壓強(qiáng)以及拆除過程中的壓強(qiáng)-位移曲線進(jìn)行了擬合，并且提出了一種基于滲流計(jì)算的加壓水泵選型辦法．

1?物理模型實(shí)驗(yàn)

1.1?課題原型以及實(shí)驗(yàn)工況

單樁基礎(chǔ)是占比最高的海上風(fēng)電基礎(chǔ)，有著多樣的尺寸與入泥深度．本課題主要研究大直徑單樁基礎(chǔ)與早期風(fēng)場小深度單樁基礎(chǔ)，部分原型基礎(chǔ)尺寸如下：荷蘭Lely風(fēng)場中的500kW兩葉片風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)直徑3.7m，入泥深度15m；揭陽神泉某風(fēng)場風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)直徑8.7m，入泥深度35～40m；福建莊河某風(fēng)場風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)直徑8.2m，入泥深度31m；鹽城國能大豐H5#風(fēng)場風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)直徑8.2m，入泥深度40m．由此確定本文原型基礎(chǔ)入泥深度與直徑的比值范圍為4～5．

傳統(tǒng)樁基礎(chǔ)以豎直樁為主，傾角不超過0.5°，承臺基礎(chǔ)斜樁傾角較大，一般在6°～12°．

綜合以上分析，以樁基礎(chǔ)直徑、入泥深度以及初始傾角為變量，設(shè)計(jì)實(shí)驗(yàn)工況如表1所示．

表1?實(shí)驗(yàn)工況

Tab.1?Experimental conditions

1.2?實(shí)驗(yàn)流程

實(shí)驗(yàn)所用砂土為福建標(biāo)準(zhǔn)砂，是水工實(shí)驗(yàn)中較為常用的砂土，其物理性質(zhì)較為穩(wěn)定，在一定程度上可以代表我國海域砂土地基的土質(zhì)特性．實(shí)驗(yàn)砂粒徑范圍為0.1～2.0mm，相對密實(shí)度為0.58，彈性模量為18MPa，內(nèi)摩擦角為32.5°，最大干密度為1.5g/cm3，最小干密度為1.1g/cm3，滲透系數(shù)為0.068cm/s．

實(shí)驗(yàn)前將干燥的實(shí)驗(yàn)砂通過落雨法轉(zhuǎn)移到實(shí)驗(yàn)土槽當(dāng)中，然后通過布置在土槽底部的帶孔水管排向內(nèi)注水，實(shí)現(xiàn)砂土自下而上的浸潤，當(dāng)水面高出泥面10cm左右時停止注水．

在實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ头矫?，選擇使用有機(jī)玻璃而非鋼材作為制作樁基礎(chǔ)模型的材料，主要原因在于有機(jī)玻璃模型能夠直接展示樁內(nèi)水-土相互作用，而且其密度較鋼材更小，更符合縮尺實(shí)驗(yàn)的重力相似準(zhǔn)則．

根據(jù)實(shí)驗(yàn)土槽的尺寸確定實(shí)驗(yàn)的相似比為1∶40．具體而言，樁基礎(chǔ)模型高度為120cm，側(cè)壁厚度為5mm，直徑分別為25cm、20cm和15cm，質(zhì)量分別為11.90kg、9.15kg和6.70kg．為了進(jìn)行加壓拆除實(shí)驗(yàn)，在模型頂部安裝了鋼制頂蓋，頂蓋以法蘭形式設(shè)計(jì)，并布置兩個直徑為8mm的水管接口，同時預(yù)留了孔壓計(jì)的安裝孔．

注水加壓拆除實(shí)驗(yàn)過程如圖1所示．先通過一根注水管向樁內(nèi)注水并排凈空氣，定義此過程為注水排氣階段．當(dāng)樁內(nèi)水從另一注水孔溢出時，將另一根注水管連接注水孔，此時兩根水管同時向樁內(nèi)注水加壓，定義此后階段為封閉加壓階段．在進(jìn)入封閉加壓階段后樁基礎(chǔ)開始向上位移，當(dāng)樁基礎(chǔ)傾倒或者不再產(chǎn)生位移時實(shí)驗(yàn)停止．在實(shí)驗(yàn)過程中，樁基礎(chǔ)一旦傾斜很難扶正，并且會在短時間內(nèi)傾倒．

（a）注水排氣階段 （b）封閉加壓階段

（c）拆除終點(diǎn)(未傾倒)?????（d）拆除終點(diǎn)(傾倒)

圖1?注水加壓拆除過程

Fig.1?Water injection demolition process

2?實(shí)驗(yàn)結(jié)果

W-D20H80-0工況拆除曲線如圖2所示．由圖2(a)可知，艙內(nèi)壓強(qiáng)隨著位移的增大而降低，且艙內(nèi)壓強(qiáng)的波動幅度也逐漸降低．由圖2(b)可知，樁基礎(chǔ)開始位移時的艙內(nèi)壓強(qiáng)約為42kPa，定義此艙內(nèi)壓強(qiáng)為初始啟動艙壓．由圖2(c)可知，艙內(nèi)壓強(qiáng)的波動呈現(xiàn)出相似的規(guī)律：在某一位置處，壓強(qiáng)逐漸增大直到樁基礎(chǔ)發(fā)生位移，在位移過程中艙內(nèi)壓強(qiáng)逐漸減小直到本次位移結(jié)束，在新位置壓強(qiáng)繼續(xù)增大直到樁基礎(chǔ)再次位移．除此之外，圖2(c)將不同位移階段的拆除曲線進(jìn)行對比，發(fā)現(xiàn)整個拆除過程中大部分艙內(nèi)壓強(qiáng)下降階段的曲線幾乎平行，這說明水動力拆除過程中樁基礎(chǔ)單位位移引起的艙內(nèi)壓強(qiáng)下降幅度相同，后續(xù)研究中將艙內(nèi)壓強(qiáng)下降階段的曲線簡稱為降壓曲線.

（a）全程曲線

（b）啟動曲線

（c）細(xì)節(jié)曲線

圖2?W-D20H80-0工況拆除曲線

Fig.2 Demolition curves under W-D20H80-0 working condition

2.1?不同直徑樁基礎(chǔ)拆除曲線

不同直徑樁基礎(chǔ)拆除曲線如圖3所示，由于W-D15H80-0工況注水加壓拆除失敗，因此圖3中無此工況．從全程曲線來看，直徑越大的單樁基礎(chǔ)拆除所需艙內(nèi)壓強(qiáng)越?。畯膯忧€來看，在入泥深度相同的情況下，樁基礎(chǔ)直徑越大拆除所需艙內(nèi)壓強(qiáng)越小，且拆除所需艙內(nèi)壓強(qiáng)大致呈現(xiàn)與直徑成反比的規(guī)律.從細(xì)節(jié)曲線來看，在基礎(chǔ)位移相同的情況下，樁基礎(chǔ)直徑越大，艙內(nèi)壓強(qiáng)波動幅度越小，波動頻率越高，并且不同直徑的工況的降壓曲線近似平行．

（a）全程曲線????????????? （b）啟動曲線?????????????（c）細(xì)節(jié)曲線

圖3?不同直徑基礎(chǔ)拆除曲線

Fig.3?Demolition curves of foundations with different diameters

2.2?不同入泥深度樁基礎(chǔ)拆除曲線

不同入泥深度樁基礎(chǔ)拆除曲線如圖4所示．從全程曲線來看，入泥深度越大拆除所需艙內(nèi)壓強(qiáng)越大，且艙內(nèi)壓強(qiáng)隨位移下降趨勢相近．從啟動曲線來看，在直徑相同的情況下，樁基礎(chǔ)入泥深度越大拆除所需艙內(nèi)壓強(qiáng)越大，且拆除所需艙內(nèi)壓強(qiáng)大致呈現(xiàn)與入泥深度的平方成正比的規(guī)律．從細(xì)節(jié)曲線來看，W-D20H70-0與W-D20H60-0工況降壓曲線斜率相近，W-D20H80-0工況降壓曲線斜率偏大．

（a）全程曲線??????????????（b）啟動曲線????????????? （c）細(xì)節(jié)曲線

圖4?不同入泥深度樁基礎(chǔ)拆除曲線

Fig.4?Demolition curves of pile foundations with different mud depths

2.3?不同初始傾角樁基礎(chǔ)拆除曲線

不同初始傾角樁基礎(chǔ)拆除曲線如圖5所示．從全程曲線來看，不同初始傾角樁基礎(chǔ)拆除曲線走勢十分相似，不同點(diǎn)在于初始傾角大的工況更容易因傾倒導(dǎo)致拆除終止．從啟動曲線來看，不同初始傾角樁基礎(chǔ)啟動艙壓都穩(wěn)定在32kPa附近．從細(xì)節(jié)曲線來看，不同初始傾角樁基礎(chǔ)降壓曲線斜率、波動頻率與波動幅度相近．

（a）全程曲線??????????????（b）啟動曲線????????????? （c）細(xì)節(jié)曲線

圖5?不同初始傾角樁基礎(chǔ)拆除曲線

Fig.5?Demolition curves of pile foundations with different initial inclination angles

2.4?注水加壓拆除過程中樁芯土受力

以W-D20H80-0工況為例，在入泥深度20cm與30cm處分別布置1號與2號測點(diǎn)，樁芯土兩測量點(diǎn)在拆除過程中土壓與超孔隙水壓變化如圖6所示．

圖6 拆除時樁芯土內(nèi)土壓與超孔隙水壓變化情況

兩測點(diǎn)的孔隙水壓與艙內(nèi)壓強(qiáng)始終保持下降的趨勢，且兩測點(diǎn)孔隙水壓差值十分穩(wěn)定．測點(diǎn)土壓在某時刻有著增大的趨勢，且1號測點(diǎn)土壓增大時刻先于2號測點(diǎn)．以上分析說明在注水加壓拆除過程中，樁芯土在水壓作用下有效土壓增大，這導(dǎo)致樁土之間摩擦阻力增大，拆除所需上拔力增大．

3?理論推導(dǎo)

3.1?突破壓強(qiáng)

樁基礎(chǔ)在注水加壓拆除過程中的受力情況如圖7所示：水泵將水注入到封閉的樁艙中，導(dǎo)致艙內(nèi)水壓增大；在樁內(nèi)外水壓差的作用下，樁內(nèi)水體通過樁芯土開始向下滲流；樁艙內(nèi)增大的水壓作用在樁體頂板上使樁體獲得上拔力，其作用在樁芯土上增大樁芯土的有效土壓．

圖7?注水加壓拆除過程樁基礎(chǔ)受力

樁基礎(chǔ)在水壓作用下獲得上拔力的同時，基礎(chǔ)入泥部分會受到向下的摩擦力，當(dāng)上拔力超過樁土摩擦力與樁體重力的合力時，樁基礎(chǔ)將發(fā)生位移，即

代入相關(guān)數(shù)據(jù)，計(jì)算結(jié)果如表2所示．由表2可以發(fā)現(xiàn)不同工況下計(jì)算所得i值較為接近，在一定程度上證明了此理論模型的適用性．根據(jù)計(jì)算內(nèi)容，在后續(xù)推導(dǎo)過程中i值取0.262．

桔皮書是實(shí)施專利鏈接制度的基礎(chǔ)，只有列入桔皮書中的專利才能適用這一制度。列入桔皮書的專利情況能夠反映原研藥企業(yè)對這一制度的利用情況，桔皮書中登記的專利的量和類型變化也反映了藥品專利的發(fā)展情況和趨勢。

表2i的計(jì)算值

Tab.2?Calculation values of ai

3.2?運(yùn)動曲線

以W-D20H80-0工況為例，在樁基礎(chǔ)拆除過程中艙內(nèi)壓強(qiáng)增大至突破壓強(qiáng)后，樁體克服最大摩擦阻力向上移動，在移動過程中艙內(nèi)壓強(qiáng)隨著位移線性減少，之后樁基礎(chǔ)在重力與側(cè)壁滑動摩擦力的作用下減速至停止，然后在新位置重復(fù)加壓過程．

樁基礎(chǔ)將發(fā)生位移時，艙內(nèi)壓強(qiáng)提供的上拔力為

式中為樁體質(zhì)量．

在后續(xù)位移過程中，樁基礎(chǔ)艙內(nèi)壓強(qiáng)隨著基礎(chǔ)位移而線性減小，則位移過程中加速度為

3.3?理論驗(yàn)證

綜合上述理論進(jìn)行曲線擬合，擬合過程中參數(shù)取值如表3所示，擬合效果如圖8所示．

表3?擬合參數(shù)

Tab.3?Fitting parameters

3.4?最大艙內(nèi)壓強(qiáng)計(jì)算

樁土系統(tǒng)的流量-艙內(nèi)壓強(qiáng)曲線使用ABAQUS軟件進(jìn)行計(jì)算．模型整體外觀與網(wǎng)格劃分如圖10(a)所示，所有土體網(wǎng)格需要設(shè)置為pore fluid/stress類型，模型總單元數(shù)約為5×104．土體部分直徑為2m，高度為2m，彈性模量取值18MPa，內(nèi)摩擦角取值32.5°，泊松比取值0.3，滲透系數(shù)取值0.068cm/s，浮容重取值500kg/m3．樁體部分直徑為0.2m，高度為1.2m，入泥部分長度為0.8m，彈性模量取值3GPa，浮容重為180kg/m3．樁土之間采用摩擦接觸，摩擦系數(shù)為0.35．樁芯土頂部施加隨時間線性增大的艙內(nèi)壓強(qiáng)，施加區(qū)域如圖10(b)所示．

最大艙內(nèi)壓強(qiáng)計(jì)算如圖11所示．將流量-壓強(qiáng)曲線(水泵)與樁土系統(tǒng)的流量-艙內(nèi)壓強(qiáng)曲線(滲流)繪制到該圖中，曲線交點(diǎn)縱坐標(biāo)即為此水泵作用于此工況可以得到的最大艙內(nèi)壓強(qiáng)．

（a）W-D20H80-0全程曲線對比 ????（b）W-D20H80-0啟動曲線對比????? （c）W-D20H80-0細(xì)節(jié)曲線對比

（d）W-D25H80-0全程曲線對比??????（e）W-D25H80-0啟動曲線對比? （f）W-D25H80-0細(xì)節(jié)曲線對比

（g）W-D20H70-0全程曲線對比 ?? （h）W-D20H70-0啟動曲線對比????? （i）W-D20H70-0細(xì)節(jié)曲線對比

（j）W-D20H60-0全程曲線對比??????（k）W-D20H60-0啟動曲線對比 （l）W-D20H60-0細(xì)節(jié)曲線對比

圖8?理論擬合效果示意

Fig.8?Schematic of theoretical fitting effect

（a）全程曲線對比(不同直徑) ???? （b）啟動曲線對比(不同直徑)???????（c）細(xì)節(jié)曲線對比(不同直徑)

（d）全程曲線對比(不同入泥深度)?????（e）啟動曲線對比(不同入泥深度) ?（f）細(xì)節(jié)曲線對比(不同入泥深度)

圖9?不同直徑、不同入泥深度基礎(chǔ)拆除曲線(理論擬合)

Fig.9?Demolition curves of foundation with different diameters and different mud depths(theoretical fitting)

（a）模型整體 （b）水壓施加區(qū)域

圖10?W-D25H80-0滲流計(jì)算有限元模型

Fig.10 Finite element model of W-D25H80-0 seepage cal-culation

圖11?最大艙內(nèi)壓強(qiáng)計(jì)算

4?結(jié)?語

本文通過物理模型實(shí)驗(yàn)的方式，研究了注水加壓拆除法在海上樁基礎(chǔ)領(lǐng)域的應(yīng)用特征，并根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，結(jié)合土力學(xué)、水力學(xué)相關(guān)理論，建立注水加壓拆除法全過程理論模型．

本文所得結(jié)論如下：注水加壓拆除過程中樁基礎(chǔ)位移是跳躍的而非連續(xù)的；注水加壓拆除過程中樁芯土有效土壓增大，其導(dǎo)致樁土之間摩擦阻力增大；大直徑樁基礎(chǔ)更易通過注水加壓拆除法進(jìn)行拆除；樁基礎(chǔ)初始傾角對注水加壓拆除所需艙內(nèi)壓強(qiáng)以及拆除曲線影響較??；本文所述注水加壓拆除法全過程理論模型與實(shí)驗(yàn)結(jié)果較為接近，初步解決了啟動壓強(qiáng)與拆除曲線的預(yù)測問題，同時基于此理論結(jié)合施工設(shè)備特點(diǎn)提出了一種水泵選型標(biāo)準(zhǔn)．

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Research on Water Injection Demolition Method for Offshore Pile Foundation

Zhang Puyang1, 2，Xin Lianshuo1，Ding Hongyan1, 2，Le Conghuan1, 2

(1. School of Civil Engineering，Tianjin University，Tianjin 300350，China；2. State Key Laboratory of Hydraulic Engineering Intelligent Construction and Operation，Tianjin University，Tianjin 300350，China)

In recent years，the global offshore wind energy has kept a rapid growth. As the earliest foundation type used in offshore wind power generation，monopile foundations dominate in offshore wind farms worldwide. Since the existing turbines typically last around 20 years，a large number of them are expected to be decommissioned in the next decade，which illustrates the increasing importance of recovering offshore pile foundations. To address the problem of decommissioning and demolishing offshore pile foundations，a water injection demolition method was studied in this paper based on physical model experiments. Experimental results indicate that when using the proposed water injection demolition method，larger-diameter pile foundations required lower pressure，and the initial tilt angle had a limited impact on the required pressure，although a large angle may increase the risk of toppling. During the demolishing process，the chamber pressure drop due to the unit displacement of the pile foundation remained consistent，which was independent of the influences of foundation diameter，mud depth and tilt angle. Based on the combination of experimental data，soil mechanics and the hydraulic theory，a theoretical model for the whole demolition process was established，which can be used to predict the initial chamber pressure and chamber pressure-displacement curves under conditions of different pile diameters and different mud depths. Moreover，with the incorporation of seepage calculations and a finite element model，the maximum chamber pressure generated by a water pump during the water injection demolition process was predicted，so that whether the water pump was proper for injecting water can be determined by a comparison between the predicted maximum chamber pressure and the required pressure for foundation demolition. The findings in this paper provide a reference for decommissioning offshore wind power pile foundations，which contributes to the sustainable utilization of seabed resources in wind farms and is of engineering significance.

offshore wind power；pile foundation；demolition；water injection；model experiment

TU449

A

0493-2137(2024)04-0437-08

10.11784/tdxbz202305033

2023-05-29；

2023-08-17.

張浦陽（1978—??），男，博士，副教授.

張浦陽，zpy_td@163.com.

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(52171274).

the National Natural Science Foundation of China(No.52171274).

(責(zé)任編輯：武立有)