對稱布置翼板加翼樁的水平承載性能分析

何建新，李 致，孟星宇，蘇曉棟，陳燦明

(南京水利科學研究院 水利部水科學與水工程重點實驗室，江蘇 南京 210029)

海上風電機組結構不僅重心高，還需同時承受較大的水平與豎向荷載[1]。風機基礎一般處于復雜海洋水文氣象環(huán)境，受風、浪、潮、流等聯(lián)合作用，其合力和合力矩的大小和方向往往隨風速、風向、波浪、潮汐和海流變化而改變[2]。加翼樁是海上風機單樁基礎的一種新型結構型式，通過翼板增加土抗力來提高水平承載能力。影響加翼樁水平承載性能的因素眾多，如翼板數(shù)量和布置方式，翼板面積、剛度、埋深、荷載作用方向與翼板夾角等[3-4]。本文基于ABAQUS 有限元軟件，研究對稱布置的二翼板、三翼板和四翼板加翼樁在不同荷載作用方向與翼板夾角（以下簡稱荷載方向）時的水平承載性能，通過比較各工況下加翼樁泥面處位移、樁身傾斜率、樁身內力、樁身應力和極限承載力，分析加翼樁翼板受力機理，提出對稱布置二、三和四翼板加翼樁水平極限承載力隨荷載方向變化的規(guī)律，為加翼樁的設計和推廣應用提供技術支撐。

1 計算模型與參數(shù)

1.1 計算模型

作為海上風電加翼樁研究的一部分[5-6]，為便于對比分析，以江蘇某5 MW 級海上風電機組的單樁和以此改進的加翼樁為對象進行有限元建模計算。鋼管樁樁長73 m，入土深度55 m，樁徑5.0 m，壁厚80 mm，翼板對稱布置，翼板尺寸5 m×5 m（1D×1D，D 為樁基直徑），厚度80 mm，翼板與樁身焊接，鋼材等級為Q345 級，翼板頂面與泥面平齊，土層為軟黏土。

為分析荷載方向對加翼樁水平承載性能的影響，以對稱布置的二、三和四翼板加翼樁為對象，二翼板加翼樁選擇0°、22.50°、45.00°、67.50°和90.00°，三翼板加翼樁選擇0°、15.00°、30.00°、45.00°和60.00°，四翼板加翼樁選擇0°、11.25°、22.50°、33.75°和45.00°施加水平荷載，荷載距泥面18.0 m。加翼樁翼板布置與荷載方向如圖1 所示。

圖1 荷載方向示意Fig.1 Schematic diagram of load directions

1.2 模型參數(shù)及假定

采用ABAQUS 有限元軟件建立加翼樁與土體三維有限元模型，鋼管樁和翼板采用線彈性本構模型，地基土采用Mohr-Coulomb 彈塑性本構模型，樁-土接觸面采用主面-從面接觸對算法計算，摩擦系數(shù)μ 按罰剛度法計算。樁周土體寬度取25 倍樁徑，土層厚度取1.3 倍樁基入土深度，單元均采用C3D8R 單元[7]。加翼樁和土體主要參數(shù)見表1。

表1 加翼樁和地基土體主要參數(shù)Tab.1 Summary table of main parameters of wing-monopile and foundation soil

風、浪、流等荷載按50 年一遇進行組合，計算時將水平荷載簡化為集中力作用在泥面上18 m 處的樁頂橫截面中心。

1.3 加翼樁水平極限承載能力判別標準

海上風電機組運行時對基礎變形要求較高，一般按風機制造商提供的風機控制要求為準，也可參照挪威船級社《Design of offshore wind turbine structures》（DNV-OS-J101）[8]中相關規(guī)定綜合考慮。

綜合考慮相關規(guī)范及文獻[9-11]，以當水平荷載作用下樁身傾斜率超過4‰，或最大應力達到材料允許強度250 MPa，或樁身泥面處水平位移達到L/500（L 為樁體入土深度）時的荷載作為加翼樁的極限承載力的控制標準（取三者中最小值）。

2 樁身泥面處位移與傾斜率

2.1 泥面處水平位移

根據(jù)對稱布置二、三和四翼板加翼樁在各級荷載、各荷載方向下加翼樁泥面處水平位移計算結果，繪制樁身泥面處位移隨荷載變化曲線（圖2）。由圖2 可見：

（1）單樁泥面最大位移出現(xiàn)在荷載方向，而對于加翼樁，受樁身前側翼板抗力影響，泥面最大位移的位置有小角度偏移，最大偏移不大于10.00°，最大位移與荷載方向位移量值相差不超過2%。

（2）隨著荷載逐漸增加，單樁和加翼樁荷載-泥面最大位移曲線斜率隨之增大，且單樁位移曲線斜率大于加翼樁。

圖2 加翼樁荷載-樁身泥面最大位移曲線Fig.2 Curve of load-maximum displacement of pile at mud surface

（3）在同級荷載作用下，與單樁相比，四翼板加翼樁荷載方向0°時泥面最大位移下降最顯著，荷載12.0 MN時最大位移89.06 mm，下降了21.26%；二翼板加翼樁荷載方向45.00°時在荷載12.0 MN 作用下泥面最大位移107.11 mm，與單樁相比降低了5.31%，下降幅度最小。

（4）12.0 MN 荷載級時，二、三和四翼板不同荷載方向加翼樁泥面處最大位移分別為95.36～107.11 mm、91.86～102.33 mm 和89.06～102.23 mm，分別比單樁降低5.31%～15.69%、9.53%～18.79%和9.62%～21.26%，說明隨著翼板數(shù)量增加，加翼樁泥面最大位移下降趨勢明顯。

2.2 樁身傾斜率

為反映加翼樁上部整體傾斜狀況，以位移零點至泥面的樁身段平均傾斜度作為樁身傾斜率。圖3 為各荷載級加翼樁樁身傾斜率隨加載方向的變化。

圖3 各荷載級加翼樁樁身傾斜率隨加載方向變化曲線Fig.3 Curve of tilt rate of wing-monopile at different load levels as a function of loading direction

由圖3 可見：

（1）同級水平荷載作用下，二翼板和四翼板加翼樁樁身傾斜率隨著荷載方向增加（二翼板0°～90.00°，四翼板0°～45.00°）而逐漸增加，三翼板加翼樁樁身傾斜率隨荷載方向增加（0°～60.00°）而逐漸下降。

（2）加翼樁受載后樁身傾斜率比單樁明顯下降，其中四翼板加翼樁在荷載方向0°時樁身傾斜率下降最為顯著，二翼板加翼樁荷載方向45.00°時樁身傾斜率下降幅度最小。

（3）接近水平極限承載力，荷載為12.0 MN 時，二翼板、三翼板和四翼板加翼樁樁身傾斜率分別為4.15‰～4.66‰，4.06‰～4.53‰和3.96‰～4.52‰，與單樁相比分別降低了3.25%～13.86%，5.93%～15.55%和6.02%～17.76%。

3 樁身內力

3.1 樁身彎矩

圖4 為單樁及四翼板加翼樁在12.0 MN 荷載作用下的樁身彎矩，圖5 為12.0 MN 荷載作用下翼板附近樁身彎矩。

圖4 單樁及四翼板加翼樁樁身彎矩（H=12.0 MN）Fig.4 Moment of monopile and four wing plates wingmonopile （H=12.0 MN）

圖5 12.0 MN 作用時翼板附近樁身彎矩Fig.5 Moment of the wing-monopile near the wings (H=12.0 MN)

由圖4 和5 可見：

（1）受翼板影響，加翼樁樁身彎矩在翼板底面位置處存在明顯突變，其突變程度與受壓側翼板底部土體性質和翼板尺度有關。

（2）單樁和加翼樁樁身最大彎矩位置均隨荷載增加而逐漸下移，相同受載狀況下加翼樁樁身最大彎矩位置高于單樁。

（3）荷載方向對加翼樁樁身最大彎矩的影響相對較小，相同荷載級時二翼板加翼樁荷載方向對最大彎矩的影響不大于3.11%，三翼板加翼樁不大于0.39%，四翼板加翼樁不大于0.81%。

（4）與單樁相比，四翼板加翼樁荷載方向0°時彎矩降幅最大，二翼板加翼樁荷載方向90.00°時彎矩降幅最小。

（5）12.0 MN 荷載作用下，二、三和四翼板加翼樁彎矩比單樁分別下降2.45%～4.81%，4.26%～4.59%和5.51%～5.71%。

3.2 樁身剪力

圖6 為四翼板加翼樁在水平荷載作用下剪力沿樁身分布曲線，計算結果表明：

（1）水平荷載作用下泥面及其上部具有最大正剪力，隨著入土深度增加，剪力值逐漸減小至最大負剪力后再逐漸趨向零。

圖6 對稱布置四翼板加翼樁剪力分布（H =12.0 MN）Fig.6 Shear force distribution of four wing plates wingmonopile (H=12.0 MN)

（2）由于翼板加大了上部土抗力，因此加翼樁入土后上部樁身剪力比單樁大，樁身負剪力峰值比單樁有所提高，12.0 MN 時單樁和二、三、四翼板加翼樁負剪力約為水平荷載的91.27%、85.07%～87.60%、83.13%～84.07%和82.67%～82.73%，說明加翼樁隨著翼板數(shù)量增加，其樁身最大負剪力有下降趨勢，荷載方向對樁身最大負剪力的影響相對較小。

（3）加翼樁負剪力峰值點位置要略高于單樁，12.0 MN 荷載時單樁最大負剪力出現(xiàn)在?19.53 m 處，加翼樁最大負剪力位于?18.96～?19.12 m 處。

4 樁身應力與翼板應力

計算分析各荷載級單樁和二翼板、三翼板、四翼板加翼樁樁身最大Mises 應力，由應力計算結果可知：

（1）同級荷載作用下加翼樁最大應力比單樁有不同程度提高，12.0 MN 荷載時二、三和四翼板加翼樁最大應力分別為184.01～228.72 MPa、196.73～230.29 MPa 和182.06～226.86 MPa，分別比單樁增加了1.74%～26.46%、8.78%～27.33%和0.66%～25.43%。

（2）荷載方向對加翼樁最大應力的影響相對較大，12.0 MN 荷載時二、三和四翼板加翼樁最大應力受荷載方向影響的變幅分別為19.55%、14.57%和19.75%。

（3）當翼板位于樁前時，樁身最大應力出現(xiàn)在樁身與翼板連接處上部。當荷載方向的樁前無翼板或荷載與翼板夾角較大時，樁身應力分布與單樁彎矩分布規(guī)律相似，最大應力位置隨荷載增加逐漸下移。

（4）加翼樁翼板最大應力受荷載方向的影響隨著翼板數(shù)量增加而下降。12.0 MN 荷載時，二、三和四翼板加翼樁的翼板最大應力分別為26.81～184.15 MPa、163.16～193.35 MPa 和136.35～182.77 MPa，翼板最大應力均位于翼板與樁身連接處。

（5）水平荷載作用下樁身傾斜率到達4‰時，單樁樁身最大應力為154.60 MPa，二、三和四翼板加翼樁的最大應力分別為161.90～222.68 MPa、175.92～227.47 MPa 和164.17～228.58 MPa。最大應力分別為材料允許強度（250 MPa）的61.84%、64.76%～89.07%、70.37%～90.99%和65.67%～91.43%，因此加翼樁比單樁更有效發(fā)揮材料強度。

5 加翼樁水平極限承載力

依據(jù)海上風電基礎的變形和結構應力控制標準，計算單樁及二、三、四翼板加翼樁的極限承載力（表2），根據(jù)計算結果繪制的加翼樁荷載方向與極限承載力的關系曲線見圖7。

表2 加翼樁極限承載力Tab.2 Ultimate bearing capacity of wing-monopile

海上風電基礎變形和結構應力的三大控制標準中，主要控制標準是樁身傾斜率不超過4‰，較少情況由樁身應力是否達到材料強度控制。而對于大直徑鋼管樁，樁身泥面處的水平位移不超過L/500 的標準較為寬松，一般不作為極限承載力的判斷標準。

由表2 可見，翼板明顯提高了鋼管樁基礎的極限承載能力，二、三、四翼板加翼樁的水平極限承載能力比單樁提高了12.67%～16.80%。對于二、三、四翼板加翼樁，當荷載方向與翼板分別呈0°、60.00°和0°時極限承載力最大，最大承載力分別為11.67、11.85 和12.10 MN。

根據(jù)計算結果分析二翼板加翼樁的承載機理，當荷載方向為0°時，通過翼板對樁身抗彎剛度和翼板底面端承力、翼板側面摩擦阻力的增加，提升了加翼樁的水平承載性能；當翼板與荷載方向90.00°時，翼板通過增加水平向土體抗力達到提升加翼樁水平承載性能。

二翼板加翼樁荷載方向0°時比90.00°時翼板的影響作用更大，三翼板和四翼板加翼樁隨著荷載方向的變化各翼板同時或交替承受部分的土抗力、端承力與摩阻力，以達到降低樁身傾斜率、提高加翼樁極限承載力的目的。

根據(jù)計算結果擬合了荷載方向與二翼板、三翼板、四翼板加翼樁水平極限承載力的關系式（θ 以角度計），其周期分別為180°、120°和90°。

圖7 荷載方向與加翼樁極限承載力比值關系曲線Fig.7 Curve of load direction and ultimate bearing capacity ratio of wing-monopile

其中：H(θ)為荷載方向θ 時加翼樁水平極限承載力；H0為荷載方向0°時加翼樁水平極限承載力。

6 結 語

基于ABAQUS 有限元軟件建立了海上風電單樁及對稱布置二、三和四翼板加翼樁基礎模型，計算了軟黏土地基下單樁和加翼樁在不同荷載方向下的泥面處位移、樁身傾斜率、樁身內力、樁身應力及極限承載力，對比分析了翼板數(shù)量和荷載方向對加翼樁極限承載力的提升效果，得到以下結論：

（1）加翼樁在承受不同方向水平荷載時，翼板通過同時或交替承擔水平土抗力、底面端承力、側面摩擦阻力和增加樁身抗彎剛度，以提高其水平承載性能。

（2）與單樁相比，相同荷載時加翼樁泥面處位移和傾斜率下降明顯，但樁身應力有不同程度增加。12.0 MN 荷載時，加翼樁泥面處位移、傾斜率和彎矩最大下降了21.26%、17.76%和5.71%，樁身應力增加27.33%。

（3）加翼樁有效降低了樁身泥面處位移和傾斜率，在樁身傾斜率達到4‰時樁身應力雖然比單樁有所增加，但仍遠小于材料允許強度，因此加翼樁比單樁受力更合理。