海上風電窄深式三筒導管架偏心承載特性分析

楊德 胡雪揚

（1 福州海峽發電有限公司 福建福州 350207 2 福建省水利水電勘測設計研究院 福建福州 350001）

0 引言

隨著能源結構的調整，清潔能源所占的比重逐年增長。而在清潔能源中，風能以其含量大、分布廣、無污染等優勢，具有廣闊的發展前景。相比于陸上風能，海上風能密度更大、穩定性更高、且受地形的影響更小。因此，近年來海上風電十分迅猛，由近岸地區逐漸向深海發展［1-2］。

海上風電基礎結構形式多樣，對于30 m 水深以上的海域，多筒導管架結構具有很強的適用性［3-4］。海上風電基礎的特點是高聳的上部結構承受的水平荷載較大，底部基礎既要承受彎矩荷載也要承受水平荷載，而傳統多筒導管架基礎主腿底部往往位于筒頂蓋的形心處，通過腹板及肋板等附屬構件構成的加強段與筒體相連，而對其偏心情況下的承載力變化情況還不清楚［5-8］。本文在筒間距及筒基尺寸固定不變的前提下，針對窄深式三筒導管架基礎，考慮了5 種不同主腿—筒體相對位置，調整了相應的加強段結構，分析了偏心對窄深式三筒導管架水平承載力、土壓力分布規律以及旋轉中心位置的影響。

1 有限元模型

為比較不同主腿位置對三筒導管架基礎承載性能的影響，本節共建立5 個有限元模型，其中基礎A1、A2、A、A3、A4主腿間距分別為31 m、32.5 m、34 m、35.5 m、37 m，筒高均為20 m，筒直徑均為10 m，筒間距均為34 m。基礎頂法蘭盤距筒頂蓋高度均為65.6 m，基于福建長樂海域應用的三筒結構如圖1（a）所示，圖1（b）為基礎A 和基礎A1 的有限元模型示意圖。三筒導管架基礎為鋼結構，導管架通過加強段與筒基相連，筒頂加強段模型見圖2，主要由中心筒以及8 塊T 型肋板組成，兩者通過頂部的鉆石頂板連接固定。在ABAQUS 中采用殼單元對結構進行建模。定義材料為理想彈塑性模型，彈性模量E=206 GPa，泊松比v=0.3，屈服強度fy=345 MPa。

土體參數采用Mohr-Colunm 模型，參考某海域砂土，飽和容重為19 kN/m3，彈性模量為30 MPa，內摩擦角為30°，粘聚力為2.6 kPa。為消除邊界效應對計算結果造成的影響，模型中土體長與寬均為170 m，高85 m，土體底面為固定約束，側面采用水平約束［9］。土體采用C3D8RD 單元，網格如圖3 所示。

圖3 土體網格示意圖

2 偏心對水平承載力及旋轉中心分析

在對筒型基礎的承載特性進行研究時，位移控制法與荷載控制法是兩種常見的荷載施加方法。相對于荷載控制法，位移控制法能夠更直觀地找出基礎的荷載極值，因此本文選用位移加載方法，在基礎頂部法蘭盤位置施加一固定大小及方向的位移，對基礎的承載特性進行研究［10］。

基礎A1、A2、A、A3、A4的水平荷載—位移曲線如圖4 所示。各曲線荷載與位移在加載初期基本呈線性關系，隨著水平位移的增加，曲線出現了“拐點”，曲線的斜率逐漸變緩，說明基礎土體發生了塑性變形，較小荷載也能夠使基礎產生較大位移。目前通過有限元計算得到的荷載-位移曲線有陡變型和緩變型2 種情況。前者曲線存在明顯的拐點，可將該拐點對應的荷載作為極限承載力，而后者曲線并沒有明顯拐點，可采用“雙切線法”確定地基極限承載力［11］。

圖4 中基礎A1、A2、A、A3的荷載—位移曲線為陡變型，基礎A4 的荷載位移曲線為緩變型，按照相應方法找出各基礎對應的水平極限承載力分別為16.35 MN、17.90 MN、19.35 MN、21.78 MN、22.65 MN，可見在筒間距及筒徑固定的前提下，主腿位置對基礎的水平承載力有著顯著影響，在筒頂圓心與多筒導管架基礎形心的連線上，主腿底部距離基礎形心越遠，基礎的水平極限承載力值越大。由圖5 可知，各基礎的水平承載力隨主腿間距的增大幾乎線性增加。

圖4 不同主腿位置三筒導管架基礎水平荷載-位移曲線(S/D=0.5)

圖5 各基礎水平極限承載力

圖6 為水平加載過程中三筒導管架基礎的旋轉中心，其中綠色散點為空間點在XZ 軸上的投影。基礎旋轉中心的計算示意圖見圖7，具體計算公式如式（1）～（2）：

圖6 水平加載過程各基礎旋轉中心

圖7 旋轉中心計算簡圖

式中：X0是指旋轉中心到基礎形心的距離（負號表示背離加載方向）；Z0是指旋轉中心距離泥面的距離（泥面以下為負值）；Z1與Z2分別為上拔筒與下壓筒的豎向位移；X1為參考點水平位移；X2為1# 筒水平位移；h0為參考點距筒頂的豎向距離；Lu為上拔筒距基礎形心沿X 方向的距離；Ld為下壓筒距基礎形心沿X 方向的距離。

由圖6 易知三筒導管架基礎在水平受荷過程中，其旋轉中心在水平方向上由背離加載方向一側逐漸向受壓筒處移動；而在豎向旋轉中心位置呈現先接近泥面、后遠離泥面、最后再接近泥面的特點，在極限承載狀態時基礎A 旋轉中心的坐標為（-2.8 m，-6.3 m），該點即為加載過程中基礎A 旋轉中心位置變化的拐點。在此之前，隨著水平荷載的增大旋轉中心的位置在Z 方向上逐漸遠離泥面，在此之后隨著水平荷載的增大旋轉中心的位置在Z 方向上逐漸又逐漸靠近泥面。

各基礎在水平加載過程中旋轉中心的變化趨勢是一致的，在水平方向上由背載側逐漸向臨載側筒基移動，在豎向先接近泥面后遠離泥面，在荷載大于極限承載力之后旋轉中心又向泥面處移動，基礎A1、A2、A、A3、A4在極限承載狀態下的旋轉中心見表1，可見極限荷載下基礎的旋轉中心坐標在X 方向始終位于基礎中軸線附近，而在Z 方向隨著主腿間距的增大旋轉中心逐漸向筒端移動，且各基礎的旋轉中心始終處于泥面以下。

表1 水平極限承載狀態下旋轉中心

3 偏心對土壓力的影響分析

三筒基礎編號及P1、P2 位置如圖8 所示，2# 筒臨載側筒壁土壓力沿深度方向分布如圖9（b）所示，不難看出隨深度不斷增加筒壁所受土壓力值也不斷增大。對比各條曲線可知，深度在-17.5 m 以內各基礎筒壁土壓力值相差較小；深度超過-17.5 m 時土壓力差異逐漸明顯，并在筒端部達到最大值，該位置處基礎A1、A2、A、A3、A4土壓力分別為100.02 kPa、125.16 kPa、157.11 kPa、203.83 kPa、191.18 kPa。不難看出隨著主腿間距的不斷增大，上拔筒臨載側筒端土壓力也隨之增大。對比圖9（b）與圖9（d），發現1# 筒與2# 筒臨載側土壓力沿深度方向的分布形式一致，但1# 筒在數值上明顯大于2# 筒；觀察圖9（a）發現各基礎上拔筒背載側土體沿深度方向分布為波浪性，在埋深為3L/4 處土壓力達到最大值，且最值同樣隨著主腿間距的增大而增大。

圖8 三筒基礎編號示意圖

圖9 不同位置筒內壁土壓力沿深度方向分布

不同位置筒外壁土壓力沿深度方向分布如圖10 所示。結合圖9，各筒壁外側土壓力沿深度方向分布與筒內土壓力分布規律剛好相反：背載側各筒土壓力隨埋深深度增加不斷變大，而臨載側筒壁土壓力沿深度呈現波浪型變化趨勢，且峰值出現在埋深約為-7.5 m 的位置。通過對比分析可知，在基礎埋深較淺處土抗力主要來源于筒壁沿加載方向一側土體，而在基礎埋深較深處土抗力主要來源于筒壁背離加載方向一側土體。由圖10（a）及圖10（c）可知各基礎2# 筒外背載側土壓力沿深度分布的差異主要體現在筒端部的位置，主腿間距越大，筒端部土壓力值相應也越大；而由圖10（b）及圖10（d）可知筒外臨載側土壓力峰值同樣隨主腿間距的增大而變大。

圖10 不同位置筒外壁土壓力沿深度方向分布

不同埋深各基礎1# 筒內土壓力沿環向分布如圖11 所示。從圖中可以看出1# 筒內外各深度土壓力沿深度方向均為沿X 軸對稱分布。在埋深10 m 處，1# 筒內土壓力沿環向分布隨主腿位置變化的差異主要體現在背載側，主腿間距越大背載側土壓力值隨之增大；而在埋深19 m 處，1# 筒內背載側（圖中角度90°到270°范圍內）土壓力值隨主腿位置逐漸向X 軸正向移動而減小，而臨載側與之剛好相反。圖12為1# 筒外不同深度土壓力沿環向分布圖，可知在埋深較淺處主腿間距的變化對土壓力影響不大，埋深10 m 處臨載側土壓力值較大而在埋深為19 m 處背載側半邊土壓力值較大。

圖11 不同埋深各基礎1# 筒內土壓力沿環向分布

圖13 與圖14 為2# 筒內外不同深度處土壓力沿環向分布，可見2# 筒土壓力并非沿X 軸對稱分布，其對稱軸約為165°～345°連線，從圖中還能夠看出筒內外土壓力沿環向分布的最值也出現在對稱軸處，同樣地，主腿間距越大，在各位置處土壓力的最值也隨之增大。

圖13 不同埋深各基礎2# 筒內土壓力沿環向分布

4 結論

本文基于海上風電三筒導管架基礎，采用有限元軟件ABAQUS進行數值模擬，考慮了導管架主腿與筒形基礎間偏心對水平承載力的影響，結果表明：

（1）不同主腿位置對三筒導管架基礎水平承載力有顯著影響。隨主腿位置遠離基礎中軸線基礎的水平承載力呈線性增長，在今后的結構設計中可以結合施工工藝難度對基礎筒基與導管架的相對位置進行優化，最大限度地發揮筒型基礎的承載性能。

（2）水平荷載作用下，基礎發生平動與轉動，但以轉動為主，基礎的旋轉中心隨在水平向隨水平荷載的增大逐漸由背載側向臨載側筒體移動，隨著主腿位置不斷遠離基礎中軸線，基礎旋轉中心在豎向逐漸向筒端部移動。

（3）隨著主腿間距的不斷增大，上拔筒臨載側筒端土壓力也隨之增大。各基礎上拔筒背載側土體沿深度方向分布為波浪性，在埋深為3L/4 處土壓力達到最大值，且最值同樣隨著主腿間距的增大而增大。筒內外土壓力沿環向分布的極值也出現在對稱軸處，同樣地，主腿間距越大，在各位置處土壓力的極值也隨之增大。