海上风电单桩复合筒型基础桩筒共同承载机制研究

刘 润，李宝仁,，练继建，丁红岩

海上风电单桩复合筒型基础桩筒共同承载机制研究

刘 润1，李宝仁1,2，练继建1，丁红岩1

(1. 天津大学水利工程仿真与安全国家重点实验室，天津 300072；2. 天津市勘察院，天津 300191)

海上风电单桩复合筒型基础(PBCF)可同时具有桩基础和筒型基础的承载优势，荷载在基桩与基础筒间的传递是桩筒协同承载的关键．运用数值分析方法，以3,MW海上风机为研究对象，分析了单桩复合筒型基础结构的桩筒结构尺寸与入土深度对地基承载力及变形的影响．分析结果表明，在上部荷载作用下，基桩承担了竖向荷载和大部分弯矩，而基础筒分担了由于桩身变位传递的水平向荷载和部分弯矩，基础结构整体具有较好的协同承载模式；合理设计基础筒与基桩的直径比能有效控制荷载分担和基础的水平变位，减小沉降差；正交试验结果表明，影响基础水平变位及差异沉降的因素按敏感度排序依次为：基础筒直径＞基桩直径＞筒裙长度＞基桩桩长．

单桩复合筒型基础；协同承载；极限承载能力；数值模拟；正交试验设计

风能作为一种清洁的可再生能源，越来越受到世界各国的重视．由于发展海上风电不占用陆上土地，而且海上风能资源丰富，适宜于大规模开发，因而海上风电已成为未来风电发展的必然趋势．欧洲是世界发展海上风力发电的先驱，拥有先进的核心技术，海上风电场正朝着大规模、深水化、离岸化方向发展．我国拥有十分丰富的近海风能资源，可开发风能资源估计在10×108,kW以上，其中海上风电资源占7.5×108,kW，具有很大的商业化、规模化发展的潜力[1]，东部沿海特别是江苏等沿海滩涂及近海具有开发风电的良好条件．但我国海上风电产业还处于准备和探索阶段，如果能够充分利用这些资源，将会有效缓解我国东部电力供应紧张的现状．

海上风机载荷特性不同于岸上风机和常规海上结构，作用载荷十分复杂．海上风机整体结构高，承受更大的风载荷，具有更多的动态响应和非线性响应．海上风电场的基础结构形式有不同的划分方法，综合考虑结构的外形特征和材料性能以及施工安装方式等因素可分为：单桩基础、三脚架式基础、导管架基础、重力式基础、负压筒基和浮动式基础结构等[2-4]．

风电结构荷载特点导致基础结构将承担较大的偏心荷载，从而产生不易控制的差异沉降，拟设计提出单桩复合筒型基础(pile-bucket composite foundation，PBCF)形式[5]，同时发挥桩基础能有效控制竖向变形与筒型基础能有效控制水平向变形的优势．在海上风电中，竖向荷载相对两者而言较小，故对于PBCF，拟研究桩-筒水平荷载与弯矩荷载的分担特性，并对比分析不同基桩直径与基础筒直径比下的荷载-位移(P-S)曲线，与单桩基础和宽浅式筒型基础[6]进行对比，建立起新型PBCF的优化设计方法．

1 基础水平向承载机制研究

1.1 计算模型及参数选取

本文设计的PBCF有限元模型如图1所示．本文的研究基于通用的有限元软件ABAQUS[7]进行．参照实际情况及以往的研究经验[8-11]，分别建立钢管桩单桩基础、钢质宽浅式筒型基础与PBCF模型及模型荷载加载方式，见图2．基桩总长L＝30,m，筒顶面以上基桩长l＝10,m，外径d＝2.5,m，壁厚tp＝40,mm，基桩直径及壁厚沿桩长不变．基础筒模型筒裙长度Lr＝1.95,m，顶盖厚tbs＝50,mm，基础筒总长Lb＝2,m，外径D＝10,m，壁厚tb＝100,mm，基础筒直径及壁厚沿筒长不变．PBCF模型中的基桩上部长度与单桩基础相同．PBCF中的基桩与基础筒接触部分通过相关工艺处理，增加了基桩与基础筒接触部分的摩擦，摩擦系数取0.3．土体容重为20,kN/m3，弹性模量为30,MPa，泊松比为0.28，内摩擦角为30°；钢材密度为7,850,kg/m3，弹性模量为2.1×105,MPa，屈服应力为448,MPa．

图1 PBCF有限元模型Fig.1 FE model of PBCF

计算中，土体和基础均采用六面体八节点减缩积分格式的三维实体单元建立有限元模型．单桩基础及筒型基础钢材均采用弹性本构模型．地基土体采用Mohr-Coulomb弹塑性本构模型．

图2 不同基础的有限元模型Fig.2 FE models of different foundations

1.2 3种基础形式的P-S曲线

基础的水平向极限承载力[12]可采用P-S曲线法确定，在数值分析中运用位移控制方法，分别在单桩基础、筒型基础与PBCF中基桩的顶面施加水平位移荷载，从而获得P-S曲线．鉴于目前对PBCF达到极限状态的破坏模式鲜见报道，基于塑性极限分析原理，水平极限位移一般在砂土中进行水平承载力试验，达到极限荷载时的水平位移往往超过建筑物的容许水平位移，通常通过等效塑性变形条件来确定极限荷载，所以本文借鉴基础等效塑性破坏云图辅助判断基础是否达到极限荷载破坏状态．图3给出了单桩基础、筒型基础与PBCF的P-S曲线．

图3 3种基础的P-S曲线Fig.3 P-S curves of three kinds of foundations

由图3可知，当地表处水平位移S为-87.6,mm时，筒型基础的水平位移-荷载曲线出现明显拐点，此位置对应的水平力荷载作为筒型基础的水平极限承载力，即P＝5,274.8,kN；根据P-S曲线及单桩基础的等效塑性应变云图(见图4(a))可以判断，当地表处水平位移S为-157,mm时，单桩基础在桩底形成半圆形破坏区域，桩顶一侧与地基土接触区域也产生较大的剪切破坏，从而导致桩体外侧与土体分离，此时的水平力荷载作为单桩基础的水平极限承载力，即P＝1,448.9,kN；应用与分析单桩基础相似的方法可以得出，地表处水平位移S为-90.1,mm时，PBCF的等效塑性应变云图中，基础筒两侧和基桩桩身均有很明显的塑性贯通破坏区域，此时的水平荷载即PBCF的水平极限承载力为P＝5,912.1,kN．

水平荷载作用下3种基础的有限元计算模型等效塑性应变云图如图4所示．图4中，当基础达到水平极限荷载时，单桩基础在桩底形成半圆形破坏区域，桩顶背向施力一侧与地基土接触区域也产生较大的剪切破坏，桩的上下端部所受到的力相对集中且较大；筒型基础在筒顶背向施力一侧与地基土接触区域产生较大的塑性贯通破坏，筒型基础对周围土体所产生的扰动范围较大；PBCF中由于筒型基础的约束作用，使得基桩的受力及塑性变形区域与单桩基础存在较大差异，基础筒部分的受力及变形状态与筒型基础相似．

由以上分析可知，PBCF充分发挥了筒型基础抵抗水平向变形的优势，有效控制了单桩产生的过大水平变形．P-S曲线及等效塑性应变云图表明，PBCF的水平极限承载力明显大于筒型基础与单桩基础，且地表处的水平位移明显减小．

图4 水平荷载作用下3种基础有限元计算模型的等效塑性应变云图Fig.4Equivalent plastic strain nephogram of FE model of three kinds of foundations under horizontal load

1.3 不同桩筒直径比下水平荷载的分担

为了研究PBCF中基桩和基础筒共同承担水平荷载的机制，在数值模拟中，分别取基桩直径d＝3.5～5.0,m、基础筒直径D＝12～30,m进行组合计算.本文中风机基础所施加的荷载均取自华锐风电公司SL3000型风力发电机组塔筒底部所承受的极限荷载，故以下模型所施加的荷载全部施加于基础结构顶部．在基桩顶施加水平荷载1,500,kN，研究各个模型中基桩与基础筒对水平荷载的分担情况．

图5(a)～(d)给出了典型不同直径组合的PBCF结构应力云图．由图5(a)和5(b)可以看出，当基桩直径一定时，增加基础筒直径可以有效降低复合结构的最大应力. 由图5(b)和5(d)可以看出，当基础筒直径一定时，增加基桩直径可以使整体结构的应力分布更为均匀．

图5 水平荷载作用下PBCF应力云图Fig.5 MISES stress nephogram of PBCF under horizontal load

PBCF不同桩筒直径比d/D下水平荷载的分担情况如图6所示．

图6 不同桩筒直径比下水平荷载的分担情况Fig.6 Horizontal load distribution under different diameter ratios of pile and bucket

式中：KFP为基桩水平力分担比；FP为基桩所承担的水平向合力，MN；FB为基础筒所承担的水平向合力，MN．

由图6可以看出，PBCF中，当d/D≤0.2时，d/D的变化对基桩水平力分担比的影响较小；d/D＞0.2时，对于不同的基桩直径，基桩水平力分担比KFP随d/D的增加呈指数衰减．

1.4 不同筒桩直径比下的水平变形规律

图7(a)～(d)给出了不同直径组合的PBCF地基变形矢量云图．由图7(a)、7(b)可以看出，当基桩直径一定、基础筒直径较小时，变形主要集中在基桩桩身上侧，下部变形较小；增加基础筒直径可以使地基的变形更加均匀，变形最大值减小，充分发挥基础筒对于水平变形的约束作用．由图7(b)、7(d)可以看出，当基础筒直径一定时，增加基桩直径可以减小地基变形，并使得地基变形更加均匀．增加基础筒直径对减小基础的水平向变形更为有效．

水平荷载作用时单PBCF在基桩顶面的水平变形情况如图8所示．

图7 水平荷载作用下PBCF位移矢量云图Fig.7Displacement vector nephogram of PBCF under horizontal load

图8 水平荷载作用时不同筒直径下PBCF的水平变形Fig.8Horizontal deformation of PBCF for different bucket diameters under horizontal load

由图8可以看出，在PBCF结构中，增加基桩直径d与基础筒直径D都可以减小地表处基础的水平变形，当基础筒直径超过22,m后，直径的增加对整个基础水平变形的影响减弱．当基桩直径小于2,m时，增加基础筒直径对控制位移更为有效．

筒桩直径比与基桩自由段倾斜率的关系如图9所示．

式中：ε 为筒顶面以上基桩自由段倾斜率；S为基桩顶端水平向变形，m；H为地表处水平向变形，m；l为基桩自由段长度，m．

由图9可以看出，D/d＜10且d＞2.0,m时，ε值相对较小，变化幅值小于0.3%，表明筒桩直径比对桩身的倾斜程度影响不明显；而D/d＞10且d＜2.0,m时，ε值随着D/d的增大逐渐减小．

图9 筒桩直径比与基桩自由段倾斜率的关系Fig.9 Relationship between diameter ratio of bucket and pile and inclination rate of pile

2 基础抗弯承载机制

2.1 3种基础的M-θ曲线

采用位移控制方法，分别在单桩基础、筒型基础与PBCF中基桩的顶面施加转角位移荷载，从而获得M-θ曲线，并通过M-θ曲线法得出基础的抗弯极限承载力．图10给出了单桩基础、筒型基础与PBCF的M-θ曲线．弯矩荷载作用下3种基础结构的有限元计算模型等效塑性应变云图如图11所示．

图10 3种基础的M-θ 曲线Fig.10 M-θ curves of three kinds of foundations

由图10和图11可知，筒型基础的M-θ曲线存在明显拐点，即此时基础筒转角位移θ＝0.013,rad，对应的弯矩荷载作为筒型基础的抗弯极限承载力，即M＝8.5,MN·m；单桩基础M-θ曲线拐点对应的转角位移θ＝0.021,rad，在桩底及桩顶一侧形成较大的剪切破坏区域，此时的弯矩荷载作为单桩基础的抗弯极限承载力，即M＝33.6,MN·m；PBCF的M-θ曲线为缓变型曲线，当基础转角θ＝0.016,rad时，基础筒底部两侧和基桩桩身上下端部均有明显的塑性贯通破坏区域，此时的弯矩荷载即PBCF的抗弯极限承载力为M＝134.1,MN·m．

在极限弯矩荷载作用下，3种基础的地基中表现出不同的塑性应变特征．对于单桩基础，在桩的顶部和底部受力集中，桩底土体中形成半圆形破坏区域，桩顶背向施力一侧的地基土中产生了较大的剪切破坏区；对于筒型基础，背向施力一端底部受力较大且对周围土体所产生的扰动范围较广，在筒顶背向施力一侧地基中产生较大的塑性贯通破坏区；对于PBCF，由于桩筒的共同作用，达到了共同抵抗弯矩荷载的效果，表现为单桩基础与筒型基础地基中的塑性应变集中区域减小，变形发生了重新分布．

图11 弯矩荷载作用下3种基础有限元计算模型的等效塑性应变云图Fig.11Equivalent plastic strain nephogram of FE model of three kinds of foundations under moment load

因此，PBCF达到了海上风电高耸结构对抗倾覆及沉降差异的要求，地表处结构的倾斜率与筒型基础相近，远低于单桩基础，且抗弯极限承载力显著提高. 2.2 不同桩筒直径比下弯矩荷载的分担

为了研究PBCF中基桩和基础筒共同承担水平荷载的机制，在数值模拟中，分别取基桩直径d为1～5,m、基础筒直径D为12～30,m进行组合计算，在基桩顶施加弯矩120,MN·m，研究各个模型中基桩与基础筒对弯矩的分担情况．

图12(a)～(d)给出了不同直径组合的PBCF结构应力云图．从图12中可以看出，增加基桩直径d及基础筒直径D可以使整体结构的应力分布更为均匀．

图12 弯矩荷载作用下PBCF应力云图Fig.12 MISES stress nephogram of PBCF under moment load

PBCF不同桩筒直径比下弯矩的分担情况如图13所示．

式中：KMP为基桩弯矩分担比；MP为基桩所承担的弯矩，MN·m；MB为基础筒所承担的弯矩，MN·m.

PBCF结构中，在基础筒直径D一定的情况下，随着基桩直径d的增加，基桩所承担的弯矩逐渐增大；随着基础筒直径D的增加，基桩所承担的弯矩逐渐减小；基桩弯矩分担比KMP随着d/D的增加而增大，即基桩所承担的弯矩增大．d/D在0.1～0.4以内时，基桩弯矩分担比值较为稳定，均在97%～99%之间．由此可以确定，当d/D在一定范围内，更改基桩直径或基础筒直径对单桩复合筒型基础中弯矩的分担影响不明显．

图13 不同桩筒直径比下弯矩荷载的分担情况Fig.13Moment load distribution under different diameter ratios of pile and bucket

2.3 不同直径比下的水平变形规律

图14(a)～(d)给出了典型不同直径组合的PBCF位移矢量云图．

图14 PBCF位移矢量云图Fig.14Displacement vector nephogram of PBCF under moment load

由图14可知，由于海上风电基础受到巨大的弯矩作用，在基础下部土体中形成了明显的球形旋转破坏面．这一现象与竺存宏[13]、Zhang等[14]、刘润等[15]关于筒型基础筒体转动中心处于基础底面以下假设的试验结果和数值分析结论相符，即当筒体长径比控制在一定范围内时，转动中心应位于地表与基底之间的某点上．由图14(a)、(b)可以看出，球形旋转破坏面旋转中心位于筒顶面以下基桩上部土体中，当增加基础筒直径时，旋转中心上移．由图14(b)、(d)可以看出，在基础筒直径相同时，增大基桩直径，基础结构整体刚度变大，球形旋转破坏面旋转中心明显向施力反方向一侧移动，并且使得地基土体的变形分布更加均匀．

弯矩荷载作用时PBCF在地表的水平变形情况如图15所示．

由图15可知，当D＜22,m时，基桩直径d为2.5,m、3.5,m的PBCF在地表处的水平变形随筒径的增加明显减小；当D≥22,m时，不同基桩直径的复合结构在地表处的水平变形趋于稳定；可以看出，对基桩直径较小的PBCF结构，基础筒直径的变化对地表处的水平变形影响较大．

图15 弯矩荷载作用时不同筒直径下PBCF的水平变形Fig.15 Horizontal deformation of PBCF for different bucket diameters under moment load

不同筒桩直径比与基桩自由段倾斜率的关系曲线如图16所示．由图16可以看出，D/d在3～6之间且基桩直径较大时，ε 值较小且稳定，表明当基桩直径d一定时，基础筒直径D的变化对桩身的倾斜程度影响不明显；而基桩直径较小，D/d在一定范围内时，ε 值随D/d的增大逐渐减小，且变化较大．

图16 弯矩荷载作用下筒桩直径比与基桩自由段倾斜率的关系Fig.16 Relationship between diameter ratio of bucket and pile and inclination rate of pile under moment load

3 桩长与筒长对基础水平变位的影响

Andersen等[16]和陈福全等[17]根据模型试验一致认为，埋深是地基上筒型基础结构的一个主要设计参数．在PBCF中，基桩埋深和基础筒埋深毫无疑问也是研究桩筒传力机制的必要因素，故以基桩直径d＝3.5,m、上部基桩桩长l＝10,m、基础筒直径D＝20,m为基础条件，分别研究基桩桩长L＝30～70,m，即基桩入土深度Lpr＝20～60,m和基础筒入土深度(即筒裙长度)Lr＝2～6,m的情况．采用位移控制方法，分别对PBCF基桩桩顶施加100,MN·m的弯矩进行分析，得到不同筒裙长度时PBCF在地表处的水平变形，如图17所示．

图17 不同筒裙长度时PBCF的水平变形Fig.17Horizontal deformation of PBCF for different bucket lengths

由图17可以看出，随Lr的增加，PBCF在地表处的水平变位减小，当Lr＞5,m时，基础的水平变位趋于稳定．基桩入土深度与Lr相比较，对PBCF在地表处的水平变位影响较小．与Andersen等[16]和陈福全等[17]根据模型试验得出增大埋深能提高筒型基础结构抗水平倾覆能力的结论一致．

4 对各影响因素的正交试验分析

正交试验设计是利用正交表来安排与分析多因素试验的一种设计方法．它是从试验因素的全部组合中，挑选部分有代表性的组合进行试验，通过对这部分试验结果的分析了解全面试验的情况，找出最优的组合[18-19]．

对于海上风电的PBCF形式，将基桩桩长L、基桩直径d、基础筒直径D、筒裙长度Lr等主要参数的变化进行对比分析，以控制基础结构在地表处的水平变形及差异沉降量为目标，得出以上各个设计参数对地基承载力的影响程度，从而指导设计．对此，制作正交试验设计与结果的数据分析如表1所示．

表1中的d共3个水平值，第1、第2、第3水平值分别是3,m、4,m、5,m；依此类推，L的第1、第2、第3水平值分别是30,m、50,m、70,m，D的第1、第2、第3水平值分别是10,m、20,m、30,m，Lr的第1、第2、第3水平值分别是2,m、4,m、6,m．K1表示在d、L、D、Lr各因素分别在各自因素第1水平值尺寸时基础在地表处水平向位移S的总和，如d的第1个水平值即d＝3,m时所对应的K1为155.5＋20.8＋7.8＝184.1,mm；依此类推，L、D、Lr每个因素的第1个水平值即L＝30,m、D＝10,m、Lr＝2,m时所对应的K1为169.7,mm、187.0,mm、175.8,mm；仿照K1的计算的方法得出d、L、D、Lr每个因素的第2个水平值，即d＝4,m、L＝50,m、D＝20,m、Lr＝4,m时所对应的K2为28.2,mm、49.8,mm、40.2,mm、38.5,mm；d、L、D、Lr每个因素的第3个水平值，即d＝5,m、L＝70,m、D＝30,m、Lr＝6,m时所对应的K3为37.8,mm、30.6,mm、22.9,mm、35.9,mm．k1表示d、L、D、Lr各因素分别在各自因素第1水平值尺寸时基础在地表处水平位移S的平均值，因d、L、D、Lr均有3个水平值，故以d的第1个水平值即d＝3,m时所对应的k1为例，即k1＝K1/3＝184.1/3＝61.4,mm；依此类推，L、D、Lr每个因素的第1个水平值即L＝30,m、D＝10,m、Lr＝2,m时所对应的k1为56.6,mm、62.3,mm、58.6,mm；仿照k1的计算的方法可得出d、L、D、Lr每个因素的第2个水平值即d＝4,m、L＝50,m、D＝20,m、Lr＝4,m，第3个水平值即d＝5,m、L＝70,m、D＝30,m、Lr＝6时所对应的k2及k3值．参照上述方法可以得出d、L、D、Lr各因素分别在各自3个水平值尺寸下基础在地表处差异沉降量δ的总和E1、E2、E3及差异沉降量δ变化的平均值e1、e2、e3．

用同一因素各水平值下平均值的极差R(极差＝平均位移变化的最大值-平均位移变化的最小值)来反映各因素的水平变动对试验结果即位移变化量影响的程度，表1中RS、Rδ分别为地表处水平位移S和差异沉降量δ平均值的极差．极差大就表示该因素的水平变动对试验结果的影响大，反之则影响小．对表1中极差RS和极差Rδ的值进行比较可知，影响PBCF水平向位移和差异沉降量因素的主次顺序依次都是基础筒直径D、基桩直径d、筒裙长度Lr、基桩桩长L．

表1 正交试验设计与结果Tab.1 Design and results of orthogonal test

5 结 论

针对PBCF的桩筒传力机制，应用ABAQUS通用有限元软件进行计算分析．研究了水平荷载及弯矩荷载作用下PBCF的承载特性，得出的主要结论如下．

(1) 分别对单桩基础、宽浅式筒型基础与PBCF地基的P-S曲线及M-θ曲线进行分析可知，PBCF结构由于桩筒的共同作用，达到了共同抵抗水平力及弯矩的效果，并有效提高了基础的水平极限承载力及抗弯极限承载力．

(2) 通过研究PBCF中基桩与基础筒的荷载分担机制可知，d/D＞0.2时，随d/D的增加，基桩的水平力分担比呈指数衰减而弯矩分担比变化不明显．

(3) 在水平力和弯矩荷载作用下，增加PBCF中基桩直径和基础筒直径都可以减小地基变形并使应力分布更为均匀，其中增加基础筒直径对控制变形更为有效．

(4) 增加基桩和基础筒的入土深度能提高PBCF抗倾覆能力，且随着基础入土深度的增加，地表处的水平变形有所减小．

(5) 新型复合单桩基础主要设计参数的正交试验表明，影响基础结构水平向变位和差异沉降的因素按敏感度强弱排序依次为：基础筒直径D＞基桩直径d＞筒裙长度Lr＞基桩桩长L．

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(责任编辑：樊素英)

Bearing Characteristics of Pile-Bucket Composite Foundation for Offshore Wind Turbine

Liu Run1，Li Baoren1，2，Lian Jijian1，Ding Hongyan1
(1. State Key Laboratory of Hydraulic Engineering Simulation and Safety，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. Tianjin Institute of Geotechnical Investigation and Surveying，Tianjin 300191，China)

Pile-bucket composite foundation(PBCF)for offshore wind turbine has the bearing superiorities of both pipe foundation and bucket foundation. The load transmitting between the pile and bucket is the important issue of the pile-bucket composite foundation. Numerical simulation method is applied to analyzing the coupled bearing mechanism of this type foundation for a 3,MW offshore wind turbine. The foundation structure design parameters and the foundation buried depth were investigated in defining the bearing capacity and deformation of the pile-bucket composite foundation. The analyzing results show that the pile bears almost all of the vertical load and most of the moment induced by upper structure，while the bucket takes the horizontal load and part of moment due to the pile displacement. As a coupled bearing mechanism，the pile-bucket foundation has a reasonable load transfer mode. The reasonable diameter ratio of bucket and pile can effectively control the load distribution and the horizontal displacement，as well as reduce the different settlement of the foundation. The result of orthogonal test shows that the sensitivity order of the design parameters to the foundation horizontal displacement and different settlement is：bucket diameter＞pile diameter＞bucket length＞pile length.

pile-bucket composite foundation(PBCF)；coupled bearing；ultimate bearing capacity；numerical simulation；orthogonal test design

TU43

A

0493-2137(2015)05-0429-09

10.11784/tdxbz201309112

2013-09-30；

2013-11-20.

国家自然科学基金创新研究群体科学基金资助项目(51321065)；国家国际科技合作专项资助项目(2012DFA70490)；教育部新世纪优秀人才支持计划资助项目(NCET-11-0370).

刘 润（1974— ），女，博士，教授.

刘 润，liurun@tju.edu.cn.

时间：2013-12-31. 网络出版地址：http://www.cnki.net/kcms/doi/10.11784/tdxbz201309112.html.