海上風電三筒導管架基礎復合加載模式下承載特性分析

丁紅巖，閆瑞洋，張浦陽，甘 毅，賀正興

（1.天津大學 建筑工程學院，天津 300072；2.福建省水利水電勘測設計研究院有限公司，福建 福州 350001）

0 引言

深水風電三筒導管架基礎適用于40m左右的深海區域，具有受波浪力小、承載能力強等優點。三筒導管架基礎在位狀態下的承載特性研究對于海上風電工程具有重大意義，筒型基礎有望成 為 深 海 風 機 主 要 基 礎 形 式[1]～[4]。

多筒導管架基礎的承載性能是最受關注的結構性問題，它受到多種因素的影響，如筒的長徑比、筒間距、分艙形式、土體排水條件、豎向荷載大小等。Kim S R[5]給出了排水條件下與三筒基礎長徑比有關的承載力計算公式。Tran N X[6]分析了不同參數對中密砂及密實砂中三筒基礎承載力的影響。朱斌[7]進行了多筒基礎的縮尺模型試驗，給出了不同排水條件下四筒基礎傾覆彎矩承載力的計算方法。Houlsby G[8]的研究表明，安裝過程中未消散的孔隙水壓力值對基礎的荷載-位移響應有著顯著的影響。丁紅巖[9]開展了淤泥質黏土中復合筒型基礎的大比尺承載力試驗，得到了水平荷載作用下復合筒型基礎旋轉中心的變化以及基礎的極限承載力。Wang L Z[10]的研究表明，在單調橫向荷載作用下，三筒基礎較單筒基礎有更高的初始剛度。

海上風機在位過程中，基礎會受到風、浪、流的作用以及來自上部結構的荷載，所受到的荷載情況是復雜多變的。針對不同海況、不同地質條件下的不同兆瓦數的風機進行參數化結構設計的目的是在保證基礎抗壓、抗拔、抗傾覆的前提下，盡可能降低風電機組的經濟成本，因此在復合加載模式下對基礎各項承載力進行全面研究具有重大意義。

1 有限元模型

1.1 計算參數

本文運用ABAQUS有限元軟件建立了兩種不同直徑和高度的三筒導管架有限元模型A和B，基 礎A（圖1）筒 直 徑 為10m，高 為20m；基 礎B（圖2）筒直徑為17m，高為17m?，F假設兩基礎筒壁厚均為0.04m。在ABAQUS中采用殼單元對筒壁進行建模，定義材料為理想彈塑性模型，彈性模量E=206GPa，泊松比v=0.3，屈服強度fy=345 MPa。

圖1 基礎AFig.1 Foundation A

圖2 基礎BFig.2 Foundation B

以長方體土體模型模擬實際工況中的海洋土體，如圖3所示。

圖3 土體模型Fig.3 Soil model

相關土質參數如表1所示。

表1 土質參數Table1 Soil parameters

1.2 邊界條件

筒型基礎的承載性能取決于結構自身的剛度，而結構的剛度又與邊界條件及結構的自身型式有關，因此邊界條件的選取至關重要。邊界條件設置見表2。

表2 邊界條件Table2 Boundary conditions

2 一維荷載空間承載特性

2.1 豎向荷載空間承載特性

本文選用位移加載方法，在基礎頂部法蘭盤位置處選取參考點，指定一固定大小及方向的位移，對基礎的承載特性進行研究?；A豎向荷載位移曲線如圖4所示。由圖4可知：圖中P-S曲線有明顯的拐點，可將該拐點對應的荷載作為極限承載力，因此基礎A的豎向極限承載力為197.94 MN，對應的豎向位移為0.80m，基礎B的豎向極限承載力為193.80MN；基礎B與基礎A相比，兩者的極限承載力較為接近，但基礎B的豎向位移較小。

圖4 基礎豎向荷載-位移曲線Fig.4 Vertical load-displacement relationship curves of fundations

2.2 水平荷載空間承載特性

采用相同的加載方法得到如圖5所示的基礎水平荷載-位移曲線，加載方向沿X軸正向，曲線中有較為明顯的拐點，可以確定基礎A的水平極限承載力為19.35MN，基礎B的水平極限承載力為24.83MN。

圖5 基礎水平荷載-位移曲線Fig.5 Horizontal load-displacement relationship curves of fundations

3 二維荷載空間承載特性

3.1 V-H荷載空間承載特性

在V-H空間中，通過V向荷載-H向位移的加載方法，根據本文單調荷載作用下基礎A，B的豎向極限承載力，作出不同豎向荷載作用下基礎的荷載-位移曲線，得到相應控制點，繪制基礎的V-H破壞包絡線，結果如圖6所示。

圖6 V-H包絡線Fig.6 The failure envelopes in two-dimensional space under V-H load

由圖6可知：在一定范圍內，豎向荷載能夠提高基礎A，B的水平承載力；對比基礎A，B的V-H包絡線，當豎向荷載較小時，其對于基礎A的承載力提升更大，當豎向荷載達到約80MN時，兩基礎的水平承載力相當。

當豎向荷載不同時，將在極限水平荷載作用下的基礎A，B筒基各部分水平方向力分量進行對比，以進一步分析兩基礎承載模式的異同，結果如圖7所示。

圖7 極限承載狀態下水平方向合力分量Fig.7 Horizontal resultant force component under ultimate bearing state

由圖7可知：隨著豎向荷載的增大，基礎A，B筒基各部分水平力分量變化趨勢相同；1#筒（即臨載側筒）外水平合力方向始終為X軸負向，且隨著豎向荷載的增大幾乎線性減小，這是由于隨豎向荷載的增大基礎水平承載力減小，雖在一定范圍內水平承載力有增大的趨勢，但該部分的增長是由于前述增強抗壓與抗拔承載力，故在水平承載力增大的范圍內，1#筒外水平方向合力也無明顯增長；隨著豎向荷載的增大，2#筒與3#筒（即背載側筒）外水平方向合力由最初的X軸負向逐漸減小，減小至0后，方向又變為X軸正向，而2#筒與3#筒內水平方向合力則恰恰相反，由最開始的沿X軸正向逐漸變小，最終變為負值；1#筒內水平方向合力幾乎為定值，這是由于基礎達到極限承載狀態時，1#筒端部均已發生貫通的塑性破壞，此時筒內土體土壓力分布基本一致。

對比基礎A，B在不同豎向荷載下極限水平承載狀態時筒基各部分豎向力的分量，結果如圖8所示。

由圖8可知：在不同豎向荷載下，基礎A始終受壓，側筒壁內側承載占比最高，基礎B受壓側筒頂承載占比最高；隨著豎向荷載的不斷增大，兩基礎上拔側筒頂蓋受力由0開始增大，筒內摩阻力方向也隨之由最初的向下變為向上，這也進一步說明了基礎由最初的水平承載逐漸變為豎向承載；豎向荷載的改變對1#筒基各部分受力的影響不大。

圖8 極限承載狀態豎向力分量Fig.8 Vertical force component in ultimate bearing state

當基礎達到極限承載力，筒基周圍地基土體處于極限平衡狀態。圖9為豎向荷載V分別為19.8，99MN和158.4MN時，基礎A在水平極限承載狀態下的土體等效塑性應變圖。

圖9 不同豎向荷載水平極限承載狀態土體等效塑性應變Fig.9 Equivalent plastic strain of soil under ultimate bearing state of different vertical load levels

由圖9可知：當豎向荷載較小時，基礎主要靠受壓側筒端部以及筒壁外部承載，此時土體的塑性破壞主要出現在上述位置；隨著豎向荷載的逐漸增大，基礎由最初的水平承載為主變為了豎向承載為主，因此在受壓筒臨載側土體的塑性破壞范圍相對于豎向荷載較小時有所減小，而當豎向荷載進一步增大，背載側兩筒體端部也出現了塑性破壞。

3.2 V-M荷載空間承載特性

基礎A，B的V-M二維破壞包絡線如圖10所示。

圖10 基礎A，B的V-M包絡線Fig.10 The failure envelopes in two-dimensional space under V-M load of foundation A and founation B

由圖10可知：V-M荷載空間的破壞包絡線與V-H包絡線趨勢相同，即在一定范圍內，豎向荷載能夠提高基礎的彎矩承載力；盡管基礎A，B的筒徑與筒高均不相同，但在相同豎向荷載作用下，基礎A，B的抗彎承載力幾乎相等。

提取圖10中各點對應的極限彎矩承載狀態下的筒基各部分水平方向力分量（圖11），包括各筒內、外水平方向合力以及筒頂蓋摩擦力。

圖11 極限承載狀態下水平方向合力分量Fig.11 Horizontal resultant force component under ultimate bearing state

由圖11可知：隨著豎向荷載的增大，基礎A，B筒基各部分水平力分量變化趨勢相同；與水平荷載極限承載狀態不同，在彎矩荷載極限承載狀態下，1#筒外水平方向合力隨豎向荷載的增大而增大，且方向始終為X軸負向，2#筒與3#筒外水平方向合力的方向則始終為X軸正向。

圖12為豎向荷載不同時，基礎A，B筒基各部分在極限彎矩荷載作用下的豎向力分量曲線。

圖12 極限承載狀態豎向力分量Fig.12 Vertical force component in ultimate bearing state

由圖12可知：隨著豎向荷載的增大，筒基各部分豎向力分量隨之增大，2#筒及3#筒內外側摩阻力方向也由最初的向下變為向上；在彎矩極限荷載下，基礎A主要由筒內壁承受下壓荷載，基礎B主要由筒頂蓋來承受下壓荷載；上拔筒基各部分受力對于豎向荷載的變化最為敏感。

當豎向荷載V分別為19.8，99MN和158.4 MN時，基礎A在荷載彎矩極限承載狀態下的土體等效塑性應變如圖13所示。

圖13 不同豎向荷載彎矩極限承載狀態下的土體等效塑性應變Fig.13 Equivalent plastic strain of soil under different vertical load moment ultimate bearing state

由圖13可知：在較小豎向荷載作用下，筒體端部出現了些許塑性破壞，但未形成貫通的塑性破壞區，在筒體內部靠近頂蓋位置，土體也發生了塑性破壞；隨著豎向荷載的不斷增大，筒體端部臨載側土體的塑性破壞范圍進一步增大，而當豎向荷載達到158.4MN時，背載側筒體端部也出現了塑性破壞。

3.3 H-M荷載空間承載特性

對于海上風電基礎來說，水平荷載與彎矩荷載應具有相同的方向，這種情況對于風機基礎承載力來說屬于最不利的工況[11]，因此本節選取第一象限的H-M包絡線進行研究?；AA，B在第一象限的H-M破壞包絡線如圖14所示。由圖14可知：隨著水平荷載的不斷增加，基礎A，B的彎矩極限承載力基本呈線性降低的趨勢；基礎B在H-M復合加載狀態下的承載能力高于基礎A。

圖14 基礎A，B的H-M包絡線Fig.14 The failure envelopes in two-dimensional space under H-M load of foundation A and founation B

4 基礎A，B三維荷載空間承載特性

以基礎A，B為例，對比兩基礎在豎向荷載V、水平荷載H以及彎矩荷載M共同作用下三吸力樁導管架基礎與三吸力筒導管架基礎的復合承載能力。圖15為分別對豎向荷載分量Vi=0.1Vult，0.3Vult，0.5Vult，0.7Vult和0.9Vult下 的H-M包絡線進行搜尋，結合V=0時的H-M破壞包絡線，得到的基礎A和基礎B的V-H-M破壞包絡面。

圖15 V-H-M荷載作用下三筒導管架基礎破壞包絡面Fig.15 The failure envelope of three-bucket jacket foundation under V-H-M load

由圖15可知：一定大小的豎向荷載對于三筒導管架基礎水平、彎矩極限承載力具有明顯的提升效果；對比兩包絡面可知，基礎B的復合承載性能要略高于基礎A。

5 復合加載模式下承載性能對比

5.1 荷載選取

為了進一步對比三吸力樁導管架基礎與三吸力筒導管架基礎在復合加載模式下的承載特性，根據風機廠家提供的荷載，并考慮基礎在位狀態下所受到的波流力，研究在相同土質條件下基礎A與基礎B的承載性能?；A所受等效荷載如表3所示。

表3 極限工況等效荷載Table3 Equivalent load under limit condition

5.2 有限元結果

由于三筒導管架基礎結構的特殊性，本文分別對基礎A，B在極限荷載下的單筒受壓及單筒受拉兩種工況進行了有限元計算，得到基礎在法蘭及導管架底部的傾斜率（表4）。

表4 基礎法蘭及導管架底部傾斜率Table4 Inclination ratio of foundation flange and jacket bottom

在風機荷載作用下，基礎A，B的法蘭傾斜率均小于5‰，滿足規范要求。相同荷載下，基礎B的整體變形小于基礎A。相同荷載作用下，單筒抗拉時的基礎變形要小于單筒抗壓工況。

圖16為不同工況下基礎的整體位移云圖。由圖16可知，在單筒受壓和受拉工況下，基礎B的整體位移要小于基礎A。

圖16 整體位移云圖Fig.16 Displacement nephogram

6 結論

本文運用有限元模型對兩種長徑比的三筒導管架基礎在復合加載模式下的承載特性進行了研究，得到以下結論。

①隨著水平荷載的增大，基礎A，B的彎矩承載能力均線性降低。

②基礎B的復合承載性能要優于基礎A。

③在極限荷載工況下，兩基礎的傾斜率均滿足規范要求，基礎B的傾斜率要小于基礎A；同等荷載下，單筒受拉工況下的基礎傾斜率要小于單筒受壓工況。