海上风电三筒导管架基础复合加载模式下承载特性分析

丁红岩，闫瑞洋，张浦阳，甘 毅，贺正兴

（1.天津大学 建筑工程学院，天津 300072；2.福建省水利水电勘测设计研究院有限公司，福建 福州 350001）

0 引言

深水风电三筒导管架基础适用于40m左右的深海区域，具有受波浪力小、承载能力强等优点。三筒导管架基础在位状态下的承载特性研究对于海上风电工程具有重大意义，筒型基础有望成 为 深 海 风 机 主 要 基 础 形 式[1]～[4]。

多筒导管架基础的承载性能是最受关注的结构性问题，它受到多种因素的影响，如筒的长径比、筒间距、分舱形式、土体排水条件、竖向荷载大小等。Kim S R[5]给出了排水条件下与三筒基础长径比有关的承载力计算公式。Tran N X[6]分析了不同参数对中密砂及密实砂中三筒基础承载力的影响。朱斌[7]进行了多筒基础的缩尺模型试验，给出了不同排水条件下四筒基础倾覆弯矩承载力的计算方法。Houlsby G[8]的研究表明，安装过程中未消散的孔隙水压力值对基础的荷载-位移响应有着显著的影响。丁红岩[9]开展了淤泥质黏土中复合筒型基础的大比尺承载力试验，得到了水平荷载作用下复合筒型基础旋转中心的变化以及基础的极限承载力。Wang L Z[10]的研究表明，在单调横向荷载作用下，三筒基础较单筒基础有更高的初始刚度。

海上风机在位过程中，基础会受到风、浪、流的作用以及来自上部结构的荷载，所受到的荷载情况是复杂多变的。针对不同海况、不同地质条件下的不同兆瓦数的风机进行参数化结构设计的目的是在保证基础抗压、抗拔、抗倾覆的前提下，尽可能降低风电机组的经济成本，因此在复合加载模式下对基础各项承载力进行全面研究具有重大意义。

1 有限元模型

1.1 计算参数

本文运用ABAQUS有限元软件建立了两种不同直径和高度的三筒导管架有限元模型A和B，基 础A（图1）筒 直 径 为10m，高 为20m；基 础B（图2）筒直径为17m，高为17m。现假设两基础筒壁厚均为0.04m。在ABAQUS中采用壳单元对筒壁进行建模，定义材料为理想弹塑性模型，弹性模量E=206GPa，泊松比v=0.3，屈服强度fy=345 MPa。

图1 基础AFig.1 Foundation A

图2 基础BFig.2 Foundation B

以长方体土体模型模拟实际工况中的海洋土体，如图3所示。

图3 土体模型Fig.3 Soil model

相关土质参数如表1所示。

表1 土质参数Table1 Soil parameters

1.2 边界条件

筒型基础的承载性能取决于结构自身的刚度，而结构的刚度又与边界条件及结构的自身型式有关，因此边界条件的选取至关重要。边界条件设置见表2。

表2 边界条件Table2 Boundary conditions

2 一维荷载空间承载特性

2.1 竖向荷载空间承载特性

本文选用位移加载方法，在基础顶部法兰盘位置处选取参考点，指定一固定大小及方向的位移，对基础的承载特性进行研究。基础竖向荷载位移曲线如图4所示。由图4可知：图中P-S曲线有明显的拐点，可将该拐点对应的荷载作为极限承载力，因此基础A的竖向极限承载力为197.94 MN，对应的竖向位移为0.80m，基础B的竖向极限承载力为193.80MN；基础B与基础A相比，两者的极限承载力较为接近，但基础B的竖向位移较小。

图4 基础竖向荷载-位移曲线Fig.4 Vertical load-displacement relationship curves of fundations

2.2 水平荷载空间承载特性

采用相同的加载方法得到如图5所示的基础水平荷载-位移曲线，加载方向沿X轴正向，曲线中有较为明显的拐点，可以确定基础A的水平极限承载力为19.35MN，基础B的水平极限承载力为24.83MN。

图5 基础水平荷载-位移曲线Fig.5 Horizontal load-displacement relationship curves of fundations

3 二维荷载空间承载特性

3.1 V-H荷载空间承载特性

在V-H空间中，通过V向荷载-H向位移的加载方法，根据本文单调荷载作用下基础A，B的竖向极限承载力，作出不同竖向荷载作用下基础的荷载-位移曲线，得到相应控制点，绘制基础的V-H破坏包络线，结果如图6所示。

图6 V-H包络线Fig.6 The failure envelopes in two-dimensional space under V-H load

由图6可知：在一定范围内，竖向荷载能够提高基础A，B的水平承载力；对比基础A，B的V-H包络线，当竖向荷载较小时，其对于基础A的承载力提升更大，当竖向荷载达到约80MN时，两基础的水平承载力相当。

当竖向荷载不同时，将在极限水平荷载作用下的基础A，B筒基各部分水平方向力分量进行对比，以进一步分析两基础承载模式的异同，结果如图7所示。

图7 极限承载状态下水平方向合力分量Fig.7 Horizontal resultant force component under ultimate bearing state

由图7可知：随着竖向荷载的增大，基础A，B筒基各部分水平力分量变化趋势相同；1#筒（即临载侧筒）外水平合力方向始终为X轴负向，且随着竖向荷载的增大几乎线性减小，这是由于随竖向荷载的增大基础水平承载力减小，虽在一定范围内水平承载力有增大的趋势，但该部分的增长是由于前述增强抗压与抗拔承载力，故在水平承载力增大的范围内，1#筒外水平方向合力也无明显增长；随着竖向荷载的增大，2#筒与3#筒（即背载侧筒）外水平方向合力由最初的X轴负向逐渐减小，减小至0后，方向又变为X轴正向，而2#筒与3#筒内水平方向合力则恰恰相反，由最开始的沿X轴正向逐渐变小，最终变为负值；1#筒内水平方向合力几乎为定值，这是由于基础达到极限承载状态时，1#筒端部均已发生贯通的塑性破坏，此时筒内土体土压力分布基本一致。

对比基础A，B在不同竖向荷载下极限水平承载状态时筒基各部分竖向力的分量，结果如图8所示。

由图8可知：在不同竖向荷载下，基础A始终受压，侧筒壁内侧承载占比最高，基础B受压侧筒顶承载占比最高；随着竖向荷载的不断增大，两基础上拔侧筒顶盖受力由0开始增大，筒内摩阻力方向也随之由最初的向下变为向上，这也进一步说明了基础由最初的水平承载逐渐变为竖向承载；竖向荷载的改变对1#筒基各部分受力的影响不大。

图8 极限承载状态竖向力分量Fig.8 Vertical force component in ultimate bearing state

当基础达到极限承载力，筒基周围地基土体处于极限平衡状态。图9为竖向荷载V分别为19.8，99MN和158.4MN时，基础A在水平极限承载状态下的土体等效塑性应变图。

图9 不同竖向荷载水平极限承载状态土体等效塑性应变Fig.9 Equivalent plastic strain of soil under ultimate bearing state of different vertical load levels

由图9可知：当竖向荷载较小时，基础主要靠受压侧筒端部以及筒壁外部承载，此时土体的塑性破坏主要出现在上述位置；随着竖向荷载的逐渐增大，基础由最初的水平承载为主变为了竖向承载为主，因此在受压筒临载侧土体的塑性破坏范围相对于竖向荷载较小时有所减小，而当竖向荷载进一步增大，背载侧两筒体端部也出现了塑性破坏。

3.2 V-M荷载空间承载特性

基础A，B的V-M二维破坏包络线如图10所示。

图10 基础A，B的V-M包络线Fig.10 The failure envelopes in two-dimensional space under V-M load of foundation A and founation B

由图10可知：V-M荷载空间的破坏包络线与V-H包络线趋势相同，即在一定范围内，竖向荷载能够提高基础的弯矩承载力；尽管基础A，B的筒径与筒高均不相同，但在相同竖向荷载作用下，基础A，B的抗弯承载力几乎相等。

提取图10中各点对应的极限弯矩承载状态下的筒基各部分水平方向力分量（图11），包括各筒内、外水平方向合力以及筒顶盖摩擦力。

图11 极限承载状态下水平方向合力分量Fig.11 Horizontal resultant force component under ultimate bearing state

由图11可知：随着竖向荷载的增大，基础A，B筒基各部分水平力分量变化趋势相同；与水平荷载极限承载状态不同，在弯矩荷载极限承载状态下，1#筒外水平方向合力随竖向荷载的增大而增大，且方向始终为X轴负向，2#筒与3#筒外水平方向合力的方向则始终为X轴正向。

图12为竖向荷载不同时，基础A，B筒基各部分在极限弯矩荷载作用下的竖向力分量曲线。

图12 极限承载状态竖向力分量Fig.12 Vertical force component in ultimate bearing state

由图12可知：随着竖向荷载的增大，筒基各部分竖向力分量随之增大，2#筒及3#筒内外侧摩阻力方向也由最初的向下变为向上；在弯矩极限荷载下，基础A主要由筒内壁承受下压荷载，基础B主要由筒顶盖来承受下压荷载；上拔筒基各部分受力对于竖向荷载的变化最为敏感。

当竖向荷载V分别为19.8，99MN和158.4 MN时，基础A在荷载弯矩极限承载状态下的土体等效塑性应变如图13所示。

图13 不同竖向荷载弯矩极限承载状态下的土体等效塑性应变Fig.13 Equivalent plastic strain of soil under different vertical load moment ultimate bearing state

由图13可知：在较小竖向荷载作用下，筒体端部出现了些许塑性破坏，但未形成贯通的塑性破坏区，在筒体内部靠近顶盖位置，土体也发生了塑性破坏；随着竖向荷载的不断增大，筒体端部临载侧土体的塑性破坏范围进一步增大，而当竖向荷载达到158.4MN时，背载侧筒体端部也出现了塑性破坏。

3.3 H-M荷载空间承载特性

对于海上风电基础来说，水平荷载与弯矩荷载应具有相同的方向，这种情况对于风机基础承载力来说属于最不利的工况[11]，因此本节选取第一象限的H-M包络线进行研究。基础A，B在第一象限的H-M破坏包络线如图14所示。由图14可知：随着水平荷载的不断增加，基础A，B的弯矩极限承载力基本呈线性降低的趋势；基础B在H-M复合加载状态下的承载能力高于基础A。

图14 基础A，B的H-M包络线Fig.14 The failure envelopes in two-dimensional space under H-M load of foundation A and founation B

4 基础A，B三维荷载空间承载特性

以基础A，B为例，对比两基础在竖向荷载V、水平荷载H以及弯矩荷载M共同作用下三吸力桩导管架基础与三吸力筒导管架基础的复合承载能力。图15为分别对竖向荷载分量Vi=0.1Vult，0.3Vult，0.5Vult，0.7Vult和0.9Vult下 的H-M包络线进行搜寻，结合V=0时的H-M破坏包络线，得到的基础A和基础B的V-H-M破坏包络面。

图15 V-H-M荷载作用下三筒导管架基础破坏包络面Fig.15 The failure envelope of three-bucket jacket foundation under V-H-M load

由图15可知：一定大小的竖向荷载对于三筒导管架基础水平、弯矩极限承载力具有明显的提升效果；对比两包络面可知，基础B的复合承载性能要略高于基础A。

5 复合加载模式下承载性能对比

5.1 荷载选取

为了进一步对比三吸力桩导管架基础与三吸力筒导管架基础在复合加载模式下的承载特性，根据风机厂家提供的荷载，并考虑基础在位状态下所受到的波流力，研究在相同土质条件下基础A与基础B的承载性能。基础所受等效荷载如表3所示。

表3 极限工况等效荷载Table3 Equivalent load under limit condition

5.2 有限元结果

由于三筒导管架基础结构的特殊性，本文分别对基础A，B在极限荷载下的单筒受压及单筒受拉两种工况进行了有限元计算，得到基础在法兰及导管架底部的倾斜率（表4）。

表4 基础法兰及导管架底部倾斜率Table4 Inclination ratio of foundation flange and jacket bottom

在风机荷载作用下，基础A，B的法兰倾斜率均小于5‰，满足规范要求。相同荷载下，基础B的整体变形小于基础A。相同荷载作用下，单筒抗拉时的基础变形要小于单筒抗压工况。

图16为不同工况下基础的整体位移云图。由图16可知，在单筒受压和受拉工况下，基础B的整体位移要小于基础A。

图16 整体位移云图Fig.16 Displacement nephogram

6 结论

本文运用有限元模型对两种长径比的三筒导管架基础在复合加载模式下的承载特性进行了研究，得到以下结论。

①随着水平荷载的增大，基础A，B的弯矩承载能力均线性降低。

②基础B的复合承载性能要优于基础A。

③在极限荷载工况下，两基础的倾斜率均满足规范要求，基础B的倾斜率要小于基础A；同等荷载下，单筒受拉工况下的基础倾斜率要小于单筒受压工况。