海上風(fēng)電三筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)復(fù)合加載模式下承載特性分析

丁紅巖，閆瑞洋，張浦陽(yáng)，甘 毅，賀正興

（1.天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院，天津 300072；2.福建省水利水電勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司，福建 福州 350001）

0 引言

深水風(fēng)電三筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)適用于40m左右的深海區(qū)域，具有受波浪力小、承載能力強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)。三筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)在位狀態(tài)下的承載特性研究對(duì)于海上風(fēng)電工程具有重大意義，筒型基礎(chǔ)有望成 為 深 海 風(fēng) 機(jī) 主 要 基 礎(chǔ) 形 式[1]～[4]。

多筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)的承載性能是最受關(guān)注的結(jié)構(gòu)性問(wèn)題，它受到多種因素的影響，如筒的長(zhǎng)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(chǔ)長(zhǎng)徑比有關(guān)的承載力計(jì)算公式。Tran N X[6]分析了不同參數(shù)對(duì)中密砂及密實(shí)砂中三筒基礎(chǔ)承載力的影響。朱斌[7]進(jìn)行了多筒基礎(chǔ)的縮尺模型試驗(yàn)，給出了不同排水條件下四筒基礎(chǔ)傾覆彎矩承載力的計(jì)算方法。Houlsby G[8]的研究表明，安裝過(guò)程中未消散的孔隙水壓力值對(duì)基礎(chǔ)的荷載-位移響應(yīng)有著顯著的影響。丁紅巖[9]開(kāi)展了淤泥質(zhì)黏土中復(fù)合筒型基礎(chǔ)的大比尺承載力試驗(yàn)，得到了水平荷載作用下復(fù)合筒型基礎(chǔ)旋轉(zhuǎn)中心的變化以及基礎(chǔ)的極限承載力。Wang L Z[10]的研究表明，在單調(diào)橫向荷載作用下，三筒基礎(chǔ)較單筒基礎(chǔ)有更高的初始剛度。

海上風(fēng)機(jī)在位過(guò)程中，基礎(chǔ)會(huì)受到風(fēng)、浪、流的作用以及來(lái)自上部結(jié)構(gòu)的荷載，所受到的荷載情況是復(fù)雜多變的。針對(duì)不同海況、不同地質(zhì)條件下的不同兆瓦數(shù)的風(fēng)機(jī)進(jìn)行參數(shù)化結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的目的是在保證基礎(chǔ)抗壓、抗拔、抗傾覆的前提下，盡可能降低風(fēng)電機(jī)組的經(jīng)濟(jì)成本，因此在復(fù)合加載模式下對(duì)基礎(chǔ)各項(xiàng)承載力進(jìn)行全面研究具有重大意義。

1 有限元模型

1.1 計(jì)算參數(shù)

本文運(yùn)用ABAQUS有限元軟件建立了兩種不同直徑和高度的三筒導(dǎo)管架有限元模型A和B，基 礎(chǔ)A（圖1）筒 直 徑 為10m，高 為20m；基 礎(chǔ)B（圖2）筒直徑為17m，高為17m?，F(xiàn)假設(shè)兩基礎(chǔ)筒壁厚均為0.04m。在ABAQUS中采用殼單元對(duì)筒壁進(jìn)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(qiáng)度f(wàn)y=345 MPa。

圖1 基礎(chǔ)AFig.1 Foundation A

圖2 基礎(chǔ)BFig.2 Foundation B

以長(zhǎng)方體土體模型模擬實(shí)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(guān)土質(zhì)參數(shù)如表1所示。

表1 土質(zhì)參數(shù)Table1 Soil parameters

1.2 邊界條件

筒型基礎(chǔ)的承載性能取決于結(jié)構(gòu)自身的剛度，而結(jié)構(gòu)的剛度又與邊界條件及結(jié)構(gòu)的自身型式有關(guān)，因此邊界條件的選取至關(guān)重要。邊界條件設(shè)置見(jiàn)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(chǔ)頂部法蘭盤(pán)位置處選取參考點(diǎn)，指定一固定大小及方向的位移，對(duì)基礎(chǔ)的承載特性進(jìn)行研究?；A(chǔ)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(diǎn)，可將該拐點(diǎn)對(duì)應(yīng)的荷載作為極限承載力，因此基礎(chǔ)A的豎向極限承載力為197.94 MN，對(duì)應(yīng)的豎向位移為0.80m，基礎(chǔ)B的豎向極限承載力為193.80MN；基礎(chǔ)B與基礎(chǔ)A相比，兩者的極限承載力較為接近，但基礎(chǔ)B的豎向位移較小。

圖4 基礎(chǔ)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(chǔ)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(diǎn)，可以確定基礎(chǔ)A的水平極限承載力為19.35MN，基礎(chǔ)B的水平極限承載力為24.83MN。

圖5 基礎(chǔ)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(guò)V向荷載-H向位移的加載方法，根據(jù)本文單調(diào)荷載作用下基礎(chǔ)A，B的豎向極限承載力，作出不同豎向荷載作用下基礎(chǔ)的荷載-位移曲線，得到相應(yīng)控制點(diǎn)，繪制基礎(chǔ)的V-H破壞包絡(luò)線，結(jié)果如圖6所示。

圖6 V-H包絡(luò)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(nèi)，豎向荷載能夠提高基礎(chǔ)A，B的水平承載力；對(duì)比基礎(chǔ)A，B的V-H包絡(luò)線，當(dāng)豎向荷載較小時(shí)，其對(duì)于基礎(chǔ)A的承載力提升更大，當(dāng)豎向荷載達(dá)到約80MN時(shí)，兩基礎(chǔ)的水平承載力相當(dāng)。

當(dāng)豎向荷載不同時(shí)，將在極限水平荷載作用下的基礎(chǔ)A，B筒基各部分水平方向力分量進(jìn)行對(duì)比，以進(jìn)一步分析兩基礎(chǔ)承載模式的異同，結(jié)果如圖7所示。

圖7 極限承載狀態(tài)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(chǔ)A，B筒基各部分水平力分量變化趨勢(shì)相同；1#筒（即臨載側(cè)筒）外水平合力方向始終為X軸負(fù)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(chǔ)水平承載力減小，雖在一定范圍內(nèi)水平承載力有增大的趨勢(shì)，但該部分的增長(zhǎng)是由于前述增強(qiáng)抗壓與抗拔承載力，故在水平承載力增大的范圍內(nèi)，1#筒外水平方向合力也無(wú)明顯增長(zhǎng)；隨著豎向荷載的增大，2#筒與3#筒（即背載側(cè)筒）外水平方向合力由最初的X軸負(fù)向逐漸減小，減小至0后，方向又變?yōu)閄軸正向，而2#筒與3#筒內(nèi)水平方向合力則恰恰相反，由最開(kāi)始的沿X軸正向逐漸變小，最終變?yōu)樨?fù)值；1#筒內(nèi)水平方向合力幾乎為定值，這是由于基礎(chǔ)達(dá)到極限承載狀態(tài)時(shí)，1#筒端部均已發(fā)生貫通的塑性破壞，此時(shí)筒內(nèi)土體土壓力分布基本一致。

對(duì)比基礎(chǔ)A，B在不同豎向荷載下極限水平承載狀態(tài)時(shí)筒基各部分豎向力的分量，結(jié)果如圖8所示。

由圖8可知：在不同豎向荷載下，基礎(chǔ)A始終受壓，側(cè)筒壁內(nèi)側(cè)承載占比最高，基礎(chǔ)B受壓側(cè)筒頂承載占比最高；隨著豎向荷載的不斷增大，兩基礎(chǔ)上拔側(cè)筒頂蓋受力由0開(kāi)始增大，筒內(nèi)摩阻力方向也隨之由最初的向下變?yōu)橄蛏?，這也進(jìn)一步說(shuō)明了基礎(chǔ)由最初的水平承載逐漸變?yōu)樨Q向承載；豎向荷載的改變對(duì)1#筒基各部分受力的影響不大。

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

當(dāng)基礎(chǔ)達(dá)到極限承載力，筒基周?chē)鼗馏w處于極限平衡狀態(tài)。圖9為豎向荷載V分別為19.8，99MN和158.4MN時(shí)，基礎(chǔ)A在水平極限承載狀態(tài)下的土體等效塑性應(yīng)變圖。

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

由圖9可知：當(dāng)豎向荷載較小時(shí)，基礎(chǔ)主要靠受壓側(cè)筒端部以及筒壁外部承載，此時(shí)土體的塑性破壞主要出現(xiàn)在上述位置；隨著豎向荷載的逐漸增大，基礎(chǔ)由最初的水平承載為主變?yōu)榱素Q向承載為主，因此在受壓筒臨載側(cè)土體的塑性破壞范圍相對(duì)于豎向荷載較小時(shí)有所減小，而當(dāng)豎向荷載進(jìn)一步增大，背載側(cè)兩筒體端部也出現(xiàn)了塑性破壞。

3.2 V-M荷載空間承載特性

基礎(chǔ)A，B的V-M二維破壞包絡(luò)線如圖10所示。

圖10 基礎(chǔ)A，B的V-M包絡(luò)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(luò)線與V-H包絡(luò)線趨勢(shì)相同，即在一定范圍內(nèi)，豎向荷載能夠提高基礎(chǔ)的彎矩承載力；盡管基礎(chǔ)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(chǔ)A，B的抗彎承載力幾乎相等。

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

圖11 極限承載狀態(tài)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(chǔ)A，B筒基各部分水平力分量變化趨勢(shì)相同；與水平荷載極限承載狀態(tài)不同，在彎矩荷載極限承載狀態(tài)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(fù)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(shí)，基礎(chǔ)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(tài)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(nèi)外側(cè)摩阻力方向也由最初的向下變?yōu)橄蛏?；在彎矩極限荷載下，基礎(chǔ)A主要由筒內(nèi)壁承受下壓荷載，基礎(chǔ)B主要由筒頂蓋來(lái)承受下壓荷載；上拔筒基各部分受力對(duì)于豎向荷載的變化最為敏感。

當(dāng)豎向荷載V分別為19.8，99MN和158.4 MN時(shí)，基礎(chǔ)A在荷載彎矩極限承載狀態(tài)下的土體等效塑性應(yīng)變?nèi)鐖D13所示。

圖13 不同豎向荷載彎矩極限承載狀態(tài)下的土體等效塑性應(yīng)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(xiàn)了些許塑性破壞，但未形成貫通的塑性破壞區(qū)，在筒體內(nèi)部靠近頂蓋位置，土體也發(fā)生了塑性破壞；隨著豎向荷載的不斷增大，筒體端部臨載側(cè)土體的塑性破壞范圍進(jìn)一步增大，而當(dāng)豎向荷載達(dá)到158.4MN時(shí)，背載側(cè)筒體端部也出現(xiàn)了塑性破壞。

3.3 H-M荷載空間承載特性

對(duì)于海上風(fēng)電基礎(chǔ)來(lái)說(shuō)，水平荷載與彎矩荷載應(yīng)具有相同的方向，這種情況對(duì)于風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)承載力來(lái)說(shuō)屬于最不利的工況[11]，因此本節(jié)選取第一象限的H-M包絡(luò)線進(jìn)行研究?；A(chǔ)A，B在第一象限的H-M破壞包絡(luò)線如圖14所示。由圖14可知：隨著水平荷載的不斷增加，基礎(chǔ)A，B的彎矩極限承載力基本呈線性降低的趨勢(shì)；基礎(chǔ)B在H-M復(fù)合加載狀態(tài)下的承載能力高于基礎(chǔ)A。

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

4 基礎(chǔ)A，B三維荷載空間承載特性

以基礎(chǔ)A，B為例，對(duì)比兩基礎(chǔ)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(dǎo)管架基礎(chǔ)與三吸力筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)的復(fù)合承載能力。圖15為分別對(duì)豎向荷載分量Vi=0.1Vult，0.3Vult，0.5Vult，0.7Vult和0.9Vult下 的H-M包絡(luò)線進(jìn)行搜尋，結(jié)合V=0時(shí)的H-M破壞包絡(luò)線，得到的基礎(chǔ)A和基礎(chǔ)B的V-H-M破壞包絡(luò)面。

圖15 V-H-M荷載作用下三筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)破壞包絡(luò)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(duì)于三筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)水平、彎矩極限承載力具有明顯的提升效果；對(duì)比兩包絡(luò)面可知，基礎(chǔ)B的復(fù)合承載性能要略高于基礎(chǔ)A。

5 復(fù)合加載模式下承載性能對(duì)比

5.1 荷載選取

為了進(jìn)一步對(duì)比三吸力樁導(dǎo)管架基礎(chǔ)與三吸力筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)在復(fù)合加載模式下的承載特性，根據(jù)風(fēng)機(jī)廠家提供的荷載，并考慮基礎(chǔ)在位狀態(tài)下所受到的波流力，研究在相同土質(zhì)條件下基礎(chǔ)A與基礎(chǔ)B的承載性能?；A(chǔ)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(jié)果

由于三筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的特殊性，本文分別對(duì)基礎(chǔ)A，B在極限荷載下的單筒受壓及單筒受拉兩種工況進(jìn)行了有限元計(jì)算，得到基礎(chǔ)在法蘭及導(dǎo)管架底部的傾斜率（表4）。

表4 基礎(chǔ)法蘭及導(dǎo)管架底部?jī)A斜率Table4 Inclination ratio of foundation flange and jacket bottom

在風(fēng)機(jī)荷載作用下，基礎(chǔ)A，B的法蘭傾斜率均小于5‰，滿(mǎn)足規(guī)范要求。相同荷載下，基礎(chǔ)B的整體變形小于基礎(chǔ)A。相同荷載作用下，單筒抗拉時(shí)的基礎(chǔ)變形要小于單筒抗壓工況。

圖16為不同工況下基礎(chǔ)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(chǔ)B的整體位移要小于基礎(chǔ)A。

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

6 結(jié)論

本文運(yùn)用有限元模型對(duì)兩種長(zhǎng)徑比的三筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)在復(fù)合加載模式下的承載特性進(jìn)行了研究，得到以下結(jié)論。

①隨著水平荷載的增大，基礎(chǔ)A，B的彎矩承載能力均線性降低。

②基礎(chǔ)B的復(fù)合承載性能要優(yōu)于基礎(chǔ)A。

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