海上風電風機基礎初步設計及數值分析

劉建平，何江飛

（1.中國水利水電第三工程局有限公司，西安 710032;2.中國能源建設集團浙江省電力設計院有限公司，杭州 310012）

0 引言

隨著傳統火電行業發展的停滯，新能源的崛起必將是全球大勢所趨。火電行業的污染和煤炭資源的緊缺，使得清潔能源成為全球能源領域關注的熱點，特別是風電場的建設逐漸成為清潔能源領域的焦點[1－2]。海上風電基礎常用的結構形式有高樁承臺基礎、導管架基礎和大直徑單樁基礎等。其中，大直徑單樁基礎[3]和高樁承臺基礎已在國內外得到了廣泛應用，而導管架基礎應用相對較少，主要適合水位較深的海域。海上風電基礎承受的主要荷載有基礎自重、風機荷載、波浪荷載以及船舶靠泊、防撞等。其中風機荷載為主要控制荷載，波浪荷載次之。

以下首先介紹海洋水文環境和工程地質條件，然后通過ANSYS有限元軟件進行高樁承臺和導管架基礎的數值模擬。針對樁土的相互作用，采用 p－y， t－z和 q－z曲線進行模擬[4－7]，針對淺水區和深水區提供不同的風機基礎結構方案，并給出相應的計算結論和工程建議。研究成果對高樁承臺和導管架基礎的設計和施工具有一定的參考價值。

1 海洋水文及地質情況

1.1 海洋水文

根據波浪設計專題報告可得，設計高潮位為3.30 m， 設計低潮位為－2.94 m， 極端高潮位為4.61 m（50 年一遇）， 極端低潮位為－4.08 m（50 年一遇）。50年一遇的H1%波高約為10.70 m，50年一遇對應的波周期為 13.4～17.2 s， 此范圍內的最大水深約為35.0 m。根據水文資料，波浪的主浪向為NNE。海水表面流速為2.35 m/s，底部流速為1.60 m/s， 中部流速為 1.96 m/s。

1.2 地質參數

某鉆孔的地質參數分布如表1所示。其中，⑥－1砂土狀強風化花崗巖大部分風化為砂土狀，局部可見少量黃褐色鐵銹斑跡。⑥－2碎塊狀強風化花崗巖礦物風化程度較高，節理裂隙較發育，碎塊、碎石狀為主，部分為短柱狀，長3～10 cm，敲擊易碎。

表1 土層分布

2 高樁承臺建模計算

2.1 基礎方案設計

針對淺水區域，水深約為16 m，工程初步設計擬采用高樁承臺基礎。承臺采用現澆C50高性能海工混凝土結構，承臺直徑16.0 m。承臺頂高程為 8.30 m， 底高程為 3.30 m（設計高水位）， 承臺厚度5.0 m。塔筒連接段頂標高12.80 m，直徑5.042 m，深入承臺4.0 m。承臺立模或者采用整體鋼套箱圍堰模板后，澆筑C50高性能海工混凝土。塔筒底部法蘭盤通過超高強螺栓錨固于承臺內部（設置相應的環形墊圈，使得受力均勻并增加錨固作用），以保證上部塔筒與承臺的固端連接。

現階段方案采用8根直徑為2.1 m的斜樁鋼管樁，斜率為5:1，壁厚為32 mm，樁頂高程＋6.40 m， 樁端高程－58.00 m， 樁基長 66.60 m（斜長），根據地質情況，選擇持力層為⑥－1砂土狀強風化花崗巖，8根鋼管樁在承臺底部沿11.2 m直徑的圓周均勻分布。鋼管樁樁芯填充C35混凝土，填充頂標高為＋3.3 m， 填充底標高為－45.0 m。

2.2 基礎結構有限元模型

基礎結構采用有限元軟件ANSYS計算，承臺混凝土采用實體單元SOLID95模擬，與承臺連接的塔筒連接段和管樁段用實體單元SOLID186模擬[8－9]。承臺與鋼管之間的連接采用接觸單元TARGE170和CONTA174單元模擬，接觸單元的摩擦系數取0.40。水中和泥面以下的樁身分別采用管單元PIPE59和PIPE16模擬計算，鋼管樁與土層作用分別采用彈簧COMBINE14單元和COMBINE39單元模擬，其水平向彈簧的剛度系數計算根據p－y法確定，豎向彈簧剛度系數根據t－z和 q－z曲線確定。

2.3 基礎結構計算

2.3.1 樁基承載力驗算

對樁基抗壓、抗拔進行分析，計算得到極端工況下樁基最大下壓力為12 990 kN，最大上拔力為8 467 kN。根據規范[10]計算得到土體抗壓、抗拔承載力分別為17 316 kN和8 735 kN，故滿足規范設計要求。經過ANSYS建模計算，樁基抗壓計算和抗拔計算結果見圖1、圖2。

圖1 樁基抗壓計算結果（MPa）

圖2 樁基抗拔計算結果（MPa）

2.3.2 應力驗算

對基礎結構進行分析，承臺混凝土除局部節點應力集中導致應力超限外，最大拉壓應力出現在承臺上表面基礎環附近，最大拉應力為13.7 MPa，最大壓應力27.6 MPa。由于文中建模暫未考慮承臺內的鋼筋作用，后續可通過配筋計算，增設鋼筋，確保混凝凝土承臺不會發生拉壓破壞。樁身最大等效主應力為124 MPa，滿足規范[10]要求。經過ANSYS建模計算，承臺拉應力和樁身Mises應力見圖3、圖4。

圖3 承臺拉應力結果（MPa）

圖4 樁身Mises應力（MPa）

2.3.3 變形驗算

對基礎結構變形進行計算，得到基礎頂最大水平位移為25.0 mm，基礎頂最大轉角為2.2‰，樁基泥面最大水平位移為6.8 mm，樁基泥面最大轉角為1.7‰，最大沉降量為9.6 mm，均滿足規范[10]要求。經過ANSYS建模計算，基礎變形和基礎轉角見圖5、圖6。

圖5 基礎變形（m）

圖6 基礎轉角（rad）

2.3.4 模態分析

對葉片＋輪轂＋機艙＋塔架＋基礎＋地基系統進行模態計算分析，獲得了風機整機頻率。根據計算結果，其一階自振頻率為0.34 Hz，滿足廠家0.31～0.36 Hz的設計要求。 經過 ANSYS 建模計算，整機第一階振型和整機第三階振型見圖7、圖8。

2.3.5 計算小結

高樁承臺基礎的驗算結果見表2。計算結果表明，除承臺混凝土拉壓應力外，高樁承臺基礎結構計算均滿足規范要求，但這可以通過承臺配筋、加強過渡段和鋼樁樁頂連接等相關手段予以解決。

3 導管架建模計算

3.1 導管架基礎方案設計

圖7 整機第一階振型（Hz）

圖8 整機第三階振型（Hz）

表2 高樁承臺計算結果

深水區域水深約40 m，工程初步設計采用導管架基礎。初擬定四樁導管架結構型式為：由4根雙斜豎向主導管和3層斜撐導管組成，均采用圓形鋼管焊接而成，斜撐導管均為X型連接形式。導管架頂部為過渡轉換段，過渡轉換段連接導管架與風機塔筒，過渡段由豎向主鋼管、主斜撐導管和水平聯系桿件、甲板組成。導管架4根主導管底端設置下伸腿柱，下伸腿柱插入鋼管樁內，通過灌漿形式與樁基相連接。

海上風機基礎的水平受力較大，為了增強導管架的整體水平剛度，導管架初步考慮主導管采用雙斜布置方式，斜率約8:1，導管架頂部尺寸為 14.0 m×14.0 m， 底部尺寸為 26.0 m×26.0 m，主導管直徑1.6 m，管壁厚度32 mm，導管架節點局部加強，管壁厚度40 mm。導管架4個側面的斜撐導管直徑為0.9 m，管壁厚度25 mm。導管架底部設置下伸腿柱，下伸腿柱與導管架之間通過焊接鋼板進行連接，下伸腿柱外直徑2.5 m，管壁厚度50 mm，導管架材料為DH36鋼材[11]。

采用有限元軟件ANSYS進行數值模擬計算，風機塔筒部分采用pipe16管單元，過渡段、斜撐以及平臺甲板均采用shell43殼單元模擬，平臺梁采用beam4單元，導管架水面以上采用pipe16單元，水面以下采用pipe59單元，樁采用pipe16單元，風力發電機及法蘭、附屬構件的質量采用mass21單元施加。樁周圍土的約束力采用彈簧單元COMBINE39施加。

結構的動力特性能夠反映出結構的剛度分布，故針對該四樁導管架進行結構自振特性分析，得到導管架的前十階自振周期如圖9所示，其中導管架的前三階振型模態如圖10—12所示。利用ANSYS有限元軟件建立整體模型分析，得到導管架前三階自振頻率分別為 0.3 728 Hz，0.372 9 Hz和1.062 7 Hz，第一階和第二階模態均為X方向的振型，第三階振型為X—Y方向振型；從導管架的自振模態分析可以看出導管架的剛度很大，而且分布均勻。由于風電機組葉輪、機組和塔架等上部結構一般為廠家的標準產品，因此一般只能通過調整基礎的剛度使得風電機組結構的自振頻率避開1P和3P頻率以免發生共振。目前風機廠家要求整機頻率控制在 0.31～0.36 Hz， 而該導管架的剛度偏大，頻率偏高，需要與風機廠家聯合設計，通過降低基礎剛度或者降低風機塔筒剛度來調整結構的自振頻率，將整機頻率控制在 0.31～0.36 Hz， 避免發生共振導致結構破壞。

3.2 風機荷載下結構受力分析

西門子 SWT－4.0－130 風機的輪轂高度為89.5 m，根據廠家資料，極端條件下風機產生的豎向力為4 550 kN，水平力為2 090 kN，彎矩為169 600 kN·m，扭矩為 10 920 kN·m，在風機極限荷載條件下對導管架基礎進行建模計算。

圖9 導管架前十階自振頻率

圖10 第一階模態（Hz）

圖11 第二階模態（Hz）

利用ANSYS軟件建立整體模型，分析得到導管架基礎的位移云圖和應力云圖如圖13所示。通過有限元分析發現，在風機極端荷載下，導管架結構的最大豎向位移可達9.92 mm，導管架最大水平位移可達92.0 mm，水平傾角約為3.65‰。根據規范要求[12]，最大豎向位移允許值為100 mm，最大水平傾角為5.0‰。經計算，該導管架剛度計算滿足規范要求。通過有限元分析發現，在風機極端荷載下，導管架結構加勁環上局部最大應力達到276 MPa，經計算，該導管架強度計算滿足規范要求[13]。從應力云圖上可以看出，在支撐管和過渡段，加勁板與過渡段相交處產生了較大的應力集中，容易產生疲勞破壞，因此后續需進行疲勞強度分析。

圖12 第三階模態（Hz）

圖13 風機荷載下等效位移云圖立面圖（m）

圖13 風機荷載下等效位移云圖立面圖（m）

3.3 波浪荷載下結構受力分析

根據波浪設計專題報告，可得到C區深水區域，50年一遇的H1%波高約為10.7 m，50年一遇對應的波周期為 13.4～17.2 s， 此范圍內的最大水深約為35.0 m，選擇STOKES 5階波作為波函數。根據水文資料，波浪的主浪向為NNE，利用ANSYS軟件進行有限元建模，首先進行最不利相位角的搜索，得出最不利的相位角。然后在最不利相位角下計算結構在風機荷載和波浪荷載下的應力分布和位移分布，暫取波的周期T=13.4 s進行初步計算。

利用ANSYS軟件建立整體模型進行分析，得到當波浪角取45°時，不同相位角下結構底部的反力分布見圖14。從圖中可以看出，當波浪相位角為58°時，結構底部的反力總和達到最大值2 375.5 kN。因此，經過不同相位角的搜索計算，可知當波浪角為45°時，其波浪相位角為58°時，結構在波浪荷載下受力最為不利。圖15—16表示相位角為58°時結構的應力等效云圖和位移等效云圖，從圖中可以看出，在此相位角下，結構的最大水平位移可達到5.1 cm，最大應力可達到85.3 MPa。波浪荷載和風機荷載計算完畢后，需按照規范[13]要求進行組合，得到組合工況下結構的應力和位移。

圖14 不同相位角下風機反力分布

圖15 相位角58°下結構等效位移云圖

4 結語

圖16 相位角58°下結構等效應力云圖

結合某海上風電場項目，針對淺水區域，高樁承臺基礎采用8根鋼管斜樁和圓形混凝土承臺方案，經計算其頻率滿足風機廠家要求，該高樁承臺基礎強度、剛度和穩定性滿足規范的要求，方案安全合理，經濟實用；針對深水區域，初步設計階段建議采用導管架基礎，在風機荷載和波浪荷載下導管架的位移和應力計算滿足規范要求。通過對2種風機基礎的計算分析，為海上風電高樁承臺基礎和導管架基礎設計、施工提供了理論依據和參考資料。

鑒于工程部分區域的地質情況為基巖面較淺，覆蓋層較薄，基巖巖性較好，因此大直徑單樁嵌巖基礎是否能作為風機基礎將是下一步研究的重點。大直徑單樁基礎相對于高樁承臺和導管架基礎，具有加工簡單、施工周期短、經濟性好的優點。接下來將對大直徑單樁嵌巖基礎進行數值分析，將其與高樁承臺基礎和導管架基礎進行對比，得出最優的基礎型式，為此工程后續施工提供計算資料。