近海淺灘地區大尺度海上風電筒型基礎在風荷載作用下的響應

丁紅巖 ，郭衛波，張浦陽 ，樂叢歡

(1. 天津大學水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300072；2. 天津大學建筑工程學院，天津 300072；3. 濱海土木工程結構與安全教育部重點實驗室(天津大學)，天津 300072)

我國海上風電開發已進入實質性階段，海洋風機 的基礎設計直接影響了其離岸距離和裝機規模．風機基礎的控制荷載主要為風荷載、波浪荷載和地震荷載等水平循環荷載[1]．而我國相關規范中對水平循環荷載作用下風機基礎的模型及計算方法論述較少[2]．在離海岸30,km 內近海淺灘處，由于地基持力層較淺，故這一區域以筒型基礎居多，筒型基礎無論經濟效益、施工工藝還是在使用過程中其抵抗荷載方面，均有其自身的優勢和特點[3-5]．

2010 年10 月1 日，世界第1 臺可整體安裝的3,MW 筒型基礎風機結構在江蘇啟東市海域施工完成(見圖1)，這標志著海上風電場的整體安裝施工技術進入了可實施階段．這種施工技術的核心在于可自浮拖航岸上預制的大尺度筒頂承載式筒型基礎(見圖2)．

圖1 可整體安裝的風機結構Fig.1 Wind turbines structure with overall installation

圖2 預制完成的大尺度筒頂承載式筒型基礎Fig.2 Precasted large-scale bucket foundation of bearing in the top

該基礎型式打破了傳統筒型基礎筒壁摩阻力受力為主的模式，以筒頂承載式為主的受力模式大幅度提高了筒型基礎的承載能力和可靠度，拓寬了其應用領域．

筆者將通過有限元軟件ABAQUS 來研究大尺度風機結構在風荷載作用下筒和周圍土體的反應：對荷載的處理，是將現場實測的風速時程轉化為風荷載時程施加在風機模型上；對于土體非線性問題，通過考慮土體的密度、強度、彈性模量、黏聚力和摩擦角等來研究；通過分析比較不同時段內筒和土體隨時間的反應，來研究土體在動力過程中的時程效應；通過改變土體的強度，來研究基礎在不同土質中的變化．

1 有限元模型的建立

1.1 基本參數

表1 為模型各部分材料的基本參數．其中土體以砂質黏土為例，其黏聚力c＝15,kPa，內摩擦角φ＝15°，膨脹角Ψ＝0°，考慮到土體中受影響的范圍[6]，邊界徑向尺寸取 200,m(約 7 倍筒徑)，深度取35,m(約7 倍筒高)，模型中土體采用Mohr-Coulomb模型[6]．

表1 模型各部分的主要參數Tab.1 Main parameters of model

筒型基礎高h＝5.9,m，直徑D＝30,m，基礎承臺高18,m．筒形塔架分為2 部分：下半部分為圓柱體，高19.5,m，外徑4.34,m，壁厚50,mm；上半部分為圓錐體，高58,m，底端外徑4.34,m，頂端外徑2.68,m，壁厚38,mm．由于只考慮水平荷載作用下筒型基礎的反應，故為簡化計算并節約計算成本，將機艙及風葉用質量塊代替，其總質量為127,t，考慮偏心，其重心離中心軸距離為3.1,m．

圖3所示為模型尺寸(包括荷載的施加方式)和有限元模型，尺寸簡圖中略去了筒內分艙板及主次梁等的尺寸．

圖3 模型尺寸和有限元模型Fig.3 Size of model and finite element model

1.2 計算條件

塔筒部分由于其高厚比較大，故采用殼(Shell)單元；筒內的鋼筋其單元族定義為Truss 單元，在材料性能中將其列為Beam 類型中的Truss 類型；筒型基礎筒體(包括筒頂和筒壁)、主次梁、以及土體、機艙的單元塊等都采用三維六面體單元(Hex)，按線彈性材料考慮[7]．除土體頂面為自由外，其他面均采用法向固定約束．主要考慮筒體(包括筒頂和筒壁)與土體之間的接觸，筒體和土體的接觸面模型采用主動-被動面(master-slave surface)模擬，選擇剛度大的筒體表面作為主動面(master surface)，剛度小的土體選為被動面(slave surface)．由于土體與筒體之間的相互作用考慮的是庫侖摩擦力，摩擦力的大小取決于接觸面對之間的正應力的大小，因此必須考慮自重產生的初始應力場的作用．

2 荷載的施加及模型變化參數的選定

2.1 風機受到的實際荷載的施加

本文中對風機施加的荷載來自于樣機上傳感器的實測值，考慮到風電基礎的風荷載主要來自風輪機荷載，塔架風荷載拖曳力部分較小，主要應考慮渦激振動，而風輪機的風荷載動力部分與風的時程是完全不同的，它與風輪機的轉速等因素有關．故本文中所施加的荷載包括了以上這些因素，是在機頭上實測的綜合荷載(包括風、風機自身等荷載的綜合效應，即實際所受的荷載)．

首先將實測的x、y 向加速度值轉換為x、y 兩向的動荷載，加載時是將實測的加速度以邊界條件的形式直接施加在模型等位置處，施加方法：在荷載模塊邊界條件選項內幅值曲線分別輸入x、y 方向加速度曲線，以此來計算基礎的受力行為．實測x、y 向加速度值如圖4 和圖5 所示，實測點的加速度計位于機艙底部塔架頂端處．

圖4 x 向加速度時程曲線Fig.4 Time-history curve of acceleration of x direction

圖5 y 向加速度時程曲線Fig.5 Time-history curve of acceleration of y direction

2.2 風荷載的選定

為確定風荷載作用對風機實際荷載的貢獻，主要考慮了風輪機荷載的作用，即將風輪機荷載單獨作用在模型中的計算結果與全部荷載作用下的結構沉降和應力進行比較，得出風荷載對實際荷載的貢獻．

風力發電機工作時，結構部分所受到的荷載十分復雜．在靜力分析過程中，主要的荷載包括葉輪受到暴風作用時的氣動推力、機艙重量帶來的壓力[8]，塔架部分的風荷載主要考慮渦激振動[9]．

葉輪受到的風荷載為

式中：mq 為速度壓；biC 為平均風力系數；c 為平均弦長；rΔ 為風方向的葉輪長度；α為沿風方向和水平方向的夾角；ρ為空氣的質量密度；hU 為h 高度處的風速；K1（z）為任意高度處的風振系數得到；nH 為機艙的高度；CD為陣風影響系數．

機艙所受風荷載為

式中：Cnd為機艙及輪轂的平均抗力系數；φ=?9 0°；An為風荷載作用下的有效受力面積；Ln為機艙的長度；Rn為輪轂的長度．

圖6為模型中施加風荷載的時程曲線，加載時間為143,s，荷載形式為集中荷載．其中平均風速為10.5,m/s，最大風速為13.6,m/s．

2.3 模型中變化參數的選定

水平動力荷載作用于風機，這里主要關注筒的沉降和周圍土體的變化，故模型中變化的參數選定為：土體密度、彈性模量和強度(內摩擦角和黏聚力)．

圖6 風機輪轂處風荷載時程曲線Fig.6 Time-history curve of wind load at the wheel of wind turbine

表2 參數變化的取值Tab.2 Values of parameters

3 結果分析

3.1 筒和土體中的應力狀態隨時間的變化分析

施加荷載后，分析不同時間段內筒和土體中的應力狀態．分別加載至1,s、6,s 和143,s 時筒和土體中應力的變化如圖7～圖9 所示．

圖7 加載至1,s時筒和土體中的應力Fig.7 Stress of bucket and soil when loading to 1,s

圖8 加載至6,s時筒和土體中的應力Fig.8 Stress of bucket and soil when loading to 6,s

圖9 加載至143,s時筒和土體中的應力Fig.9 Stress of bucket and soil when loading to 143,s

結果顯示：在筒體中底板處的應力最大，但其隨時程的變化不大．土體中的應力在加載初期較小，隨著荷載的持續施加，其應力值逐漸增大，但加載6,s后土體和筒中的應力和沉降逐漸穩定趨于不變．這一方面是因為隨時間增長荷載幅值稍變大，另一方面是由于風荷載的循環往復作用，使得土體中的孔隙水更加難以排出，附加孔壓力逐漸增大，故而土體中的應力也逐漸增大[10]．

3.2 加載過程中筒和土體的反應

結果顯示，加載初期，由于荷載在前期較小以及循環累積效應不明顯，基礎及土體都沒有明顯的反應；隨著加載時間的持續，筒周圍的土層逐漸下降并形成一個馬鞍形的凹坑(見圖10)．凹坑在加載方向上的尺寸要大于垂直于加載方向上的尺寸．由于加載時間比較短，其實筒和土體一直在逐漸沉降，只是沉降已非常緩慢，長時間之后將趨于穩定，這將在以后的研究中深入探討．

在加載方向上，筒周圍大約有相當于筒徑的土層范圍發生沉降，而在垂直于加載的方向上，大概有筒徑的80%的范圍發生沉降．筒的沉降大于土的沉降，所以沉降結束時筒表面低于土層表面．沉降結束后土體的塑形區域如圖11 所示．等效塑性區顯示土體在基礎下較深的位置大約距筒底2 倍筒高處開始產生塑性，但由于其塑性較小且其位置較深，對基礎的穩定不造成影響．

圖10 加載結束后筒和土層的沉降及其影響區域Fig.10 Settlement of bucket and soil and influence area after loading

圖11 有限元型中加載結束后土體中的等效塑性區Fig.11 Equivalent plastic zone of soil after loading

根據模型中土體的沉降和塑形區域，得出土層中各影響區域的示意如圖12 所示．土體中較典型的3個區域中的3 個代表點：代表點1 為筒頂下部與筒頂接觸的土體，代表點2 為基礎底端下方與底端接觸的土體(靠近筒內側)，代表點3 為筒下方中心位置距筒底垂直距離為1 倍筒高處的土體(如圖13 所示)，其應力和位移時程曲線如圖14 和圖15 所示．由于時程曲線6,s 以后基本不變，故取前6,s 分析即可．

圖12 土層中各影響區域示意Fig.12 Sketch of influence areas in soil

圖13 模型中選取的典型區域的代表點Fig.13 Representative points of typical regions of model

圖14 加載結束后各點的應力時程曲線Fig.14 Stress-time curves of points after loading

圖15 加載結束后各點的位移時程曲線Fig.15 Displacement-time curves of points after loading

3.3 不同土質情況下筒和土體的反應

圖16所示是在不同土質(淤泥土、粉質黏土和硬黏土)情況下，筒和土體的反應及其影響區域和極值情況．結果顯示：筒和土體的豎向位移(短期內的沉降)隨著土質的變硬即土層強度的增加而降低[11]，而土層強度的增加意味著荷載幅值與土層強度的比值降低了，因此，受影響區域減小了[12]．

3.4 風荷載施加后與實際荷載結果的比較

將風荷載(主要考慮風輪機荷載)集中施加在模型中機頭位置，其土體中的應力情況及沉降、影響區域等情況如圖17 和圖18 所示．

圖16 不同土質的影響結果、影響區域和極值Fig.16 Influences of different soils and their areas，extreme values

圖17 風荷載加載結束后筒和土層的沉降及其影響區域Fig.17 Settlement of bucket and soil and influence area after wind loading

圖18 風荷載加載結束后筒和土體中的應力Fig.18 Stresses of bucket and soil after wind loading

結果顯示，風荷載引起的土體和基礎的沉降及土體中的應力與實際荷載相比其影響相差不大，其對荷載的貢獻占80%左右，說明風電基礎的風荷載主要來自于風輪機荷載，塔架渦激振動等其他因素所占比例只有20%左右．因風機所取風速不是很大，平均風速為10.5,m/s，風機葉子轉得不是很快，其結果符合實際情況，驗證了選定荷載時做出的判斷是正確的．

4 結 論

(1) 風電基礎的風荷載主要來自于風輪機荷載，塔架渦激振動對荷載貢獻所占比例較小，故近海淺灘處風機基礎所受荷載主要為風荷載．

(2) 土體中的應力時程分析表明，在筒體中底板處的應力最大，但其隨時程的變化不大；土體中的應力在加載初期很小，隨著荷載的持續施加，其應力值逐漸增大．

(3) 加載初期，由于荷載在前期較小以及循環累積效應不明顯，基礎及土體都沒有明顯的反應；隨著加載時間的持續，筒周圍的土層逐漸下降并形成一個馬鞍形凹坑．在加載方向上，筒周圍大約相當于筒徑的土層發生沉降，而在垂直于加載的方向上，有筒徑的80%范圍的土層發生沉降．筒的沉降大于土的沉降，所以沉降結束時筒表面低于土層表面．受影響區域隨著土質強度的增加而減小．等效塑性區顯示土體在基礎下較深的位置大約距筒底2 倍筒高處開始產生塑性，但由于其塑性較小且其位置較深，對基礎的穩定不造成影響．

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