邢占清，高季章，張金接，符 平

（中國水利水電科學研究院 北京中水科水電科技開發(fā)有限公司，北京 100038）

黏土地基近海風機桶形基礎(chǔ)累積變形研究

邢占清，高季章，張金接，符 平

（中國水利水電科學研究院 北京中水科水電科技開發(fā)有限公司，北京 100038）

基于黏土循環(huán)累積變形的半經(jīng)驗公式，將土體循環(huán)累積變形等效為蠕變，形成了近海風機桶形基礎(chǔ)累積變形的有限元計算方法。在長期實測響水近海海域風、浪數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上，以已建2 MW風機參數(shù)進行分析，得到了不同循環(huán)作用次數(shù)下桶形基礎(chǔ)中心沉降量、不均勻沉降量和傾斜率。計算結(jié)果表明，風機運行期內(nèi)桶形基礎(chǔ)變形可滿足風機運行要求。

近海風機；桶形基礎(chǔ)；累積變形；循環(huán)荷載

1 研究背景

風力發(fā)電是目前技術(shù)最成熟、最具規(guī)?；_發(fā)條件和商業(yè)化發(fā)展前景的可再生能源發(fā)電方式之一。根據(jù)中國氣象局風能資源詳查成果，我國近海風電開發(fā)潛力巨大：5～25 m水深線以內(nèi)近海區(qū)域、海平面以上70 m高度風電可裝機容量約5億kW［1-2］。東部沿海的經(jīng)濟發(fā)展和電網(wǎng)特點與歐洲類似，適于優(yōu)先大規(guī)模發(fā)展海上風電，但該區(qū)域海床普遍分布有較厚的海洋性黏土（厚度通常大于10 m）［3］。與常用的樁基礎(chǔ)相比，桶形基礎(chǔ)安裝簡單、海上工期短、造價低，且一般不需進入物性較好的深部持力層，對深厚黏土地基適應(yīng)性較好。

近年來許多學者圍繞海上風機桶形基礎(chǔ)的極限承載特性做了大量研究工作，如劉喜珠［4］對飽和粉砂土地基上的海上風機桶形基礎(chǔ)破壞模式及安全性進行了研究；孫曦源［5］采用三維有限元分析方法就杭州灣近海風機桶形基礎(chǔ)穩(wěn)定性進行了研究，但針對風機運行期內(nèi)桶形基礎(chǔ)累積變形的研究并不多見。相對于其他海上構(gòu)筑物而言，海上風機屬高聳結(jié)構(gòu)，基礎(chǔ)承受的水平荷載和彎矩較大；風機運行對基礎(chǔ)傾斜率要求較高，基礎(chǔ)設(shè)計通常由變形控制。因此，研究長期風浪作用下黏土地基桶形基礎(chǔ)累積變形具有重要意義。本文基于黏土循環(huán)累積變形的半經(jīng)驗公式，將土體循環(huán)累積變形等效為蠕變，形成了近海風機桶形基礎(chǔ)累積變形的有限元計算方法，并根據(jù)響水近海海域長期實測風、浪數(shù)據(jù)，對風機運行期內(nèi)桶形基礎(chǔ)變形進行了預測研究。

2 風浪作用下黏土的變形特性

風浪等循環(huán)荷載作用下黏土會發(fā)生軟化，變形具有明顯的時效性，原因大致可以分為3類：（1）循環(huán)荷載作用下飽和黏土產(chǎn)生孔壓；（2）循環(huán)荷載作用下主應(yīng)力方向不斷改變導致土體結(jié)構(gòu)重塑；（3）較高的循環(huán)應(yīng)力作用不僅產(chǎn)生較高的孔壓，且影響土體的原有結(jié)構(gòu)［6］。土體的循環(huán)累積變形是一個復雜的過程，目前主要有兩種研究思路［6-9］：（1）詳細跟蹤每一次動荷載作用過程，建立相應(yīng)的動應(yīng)力-動應(yīng)變關(guān)系，從而求得土體的累積變形，該法計算量大，對于循環(huán)次數(shù)幾千次以上的情況，可能會造成較大的計算累積誤差，有時計算收斂性也是一個難以克服的問題；（2）只考慮每一次循環(huán)后的累積變形，通過建立循環(huán)累積應(yīng)變關(guān)系式計算土體累積變形。研究風浪長期作用下桶形基礎(chǔ)變形特性時，需考慮的作用時間長、循環(huán)次數(shù)多，本文基于第（2）種思路進行研究。

循環(huán)累積變形特性不僅與土體的物性指標、固結(jié)狀態(tài)有關(guān)，且與靜荷載、循環(huán)荷載、循環(huán)振次有密切的關(guān)系。當土的物性指標、固結(jié)狀態(tài)確定后，影響土體變形特性的主要因素有3個方面：（1）循環(huán)荷載作用前土體單元初始應(yīng)力狀態(tài)；（2）循環(huán)荷載的大小及作用方式；（3）循環(huán)荷載作用次數(shù)。

Monismith［8］于1975年提出了循環(huán)荷載作用下黏土累積變形的指數(shù)模型，如下式：

式中：εp為累積塑性應(yīng)變；A和b為常數(shù)；N為循環(huán)荷載的作用次數(shù)。

考慮動應(yīng)力的影響，Li等［9］于1996年對式（1）常數(shù)A進行了修正，如下式：

式中：a和m為常數(shù)，并給出了不同土體的參數(shù)建議值，見表1；qd為動應(yīng)力幅值、qf為土體靜強度。

考慮土體初始靜應(yīng)力的影響，Jin-Chun Chai等［10］于2002年對式（2）進行了發(fā)展，如下式：

式中：qs為土體初始靜應(yīng)力，n為常數(shù)；建議常數(shù) a、b、m仍按表1取值，常數(shù)n取1，并給出了多個黏土變形計算值與實測值較為吻合的案例。本文基于式（3）開展研究。

表1 Li和Selig提出的不同土體參數(shù)建議值

3 桶形基礎(chǔ)累積變形分析模型

3.1 計算方法與步驟風機運行期間桶形基礎(chǔ)受結(jié)構(gòu)自重和風浪引起荷載的共同作用，其中自重和平均風壓引起的荷載將較長時間保持不變，地基土單元產(chǎn)生大小不同的靜應(yīng)力qs；脈動風壓和波浪產(chǎn)生的荷載通過基礎(chǔ)傳至地基土體中，又使土單元受到了隨時間而變化的循環(huán)應(yīng)力作用，不同土單元動應(yīng)力的幅值為qd。土單元的累積應(yīng)變隨著循環(huán)次數(shù)的增加而增加，循環(huán)次數(shù)可看作是時間過程，將循環(huán)累積應(yīng)變增量等效為蠕變增量，土單元的應(yīng)變增量可分為彈性應(yīng)變增量dεe、塑性應(yīng)變增量dεp和蠕變應(yīng)變增量dεc，即dε=dεe+dεp+dεc。因而，可通過增量彈塑性有限元計算，確定地基土單元的靜應(yīng)力qs、動應(yīng)力幅值qd，進而利用式（3）計算蠕變應(yīng)變增量dεc，再通過增量彈塑性有限元計算，就可以求得桶形基礎(chǔ)受到靜荷載和經(jīng)過一定循環(huán)次數(shù)共同作用的累積變形。

為了計算蠕變應(yīng)變增量dεc，本文對ANSYS有限元軟件進行了二次開發(fā)：將式（3）寫成自定義蠕變子程序，并定義了一個確定土體動應(yīng)力的場變量，與ANSYS主程序進行重新編譯鏈接后進行計算。具體分析步驟如下。

（1）建立有限元分析模型，施加靜荷載，計算結(jié)束后輸出土單元的應(yīng)力，并根據(jù)式（4）計算各單元廣義剪應(yīng)力q，將其作為初始靜應(yīng)力qs；

（2）在施加靜荷載的基礎(chǔ)上施加循環(huán)荷載幅值，輸出土體各單元的應(yīng)力并利用式（4）計算廣義剪應(yīng)力，記為qj+d；

（3）根據(jù)式（5）計算各土單元動應(yīng)力幅值qd；

（4）在第（1）步的基礎(chǔ)上，將各土單元動應(yīng)力qd寫入單元場變量，重新進行計算。

3.2 計算方法驗證ANSYS二次開發(fā)后對蠕變量的計算進行了驗證。模型高、寬均為1 m，長10 m；左側(cè)施加固定約束，右側(cè)5 m范圍內(nèi)除右端面外的表面施加面荷載，如圖1所示。蠕應(yīng)變理論值與ANSYS計算值對比結(jié)果見表2，由表2可以看出二者相差較小，模型開發(fā)合理。

圖1 驗證模型

圖2 分析模型

表2 模型蠕變應(yīng)變量驗證結(jié)果

4 典型海域條件下桶形基礎(chǔ)變形研究

4.1 分析模型響水2 MW試驗風機離岸約3.5 km，水深約4 m，海床以下19 m深度內(nèi)以黏土為主，本文以該案例參數(shù)進行分析，土體采用mises屈服準則［13］。假定風、浪長期作用方向一致，桶形基礎(chǔ)及土體受到的荷載軸對稱，建立軸對稱模型進行分析，如圖2所示。土體中心軸面施加對稱約束，除中心軸面外的側(cè)面施加垂直于側(cè)面的位移約束，底面施加豎向約束；桶體中心軸處施加對稱約束。桶土間采用接觸摩擦，摩擦系數(shù)取0.32［14］，其他參數(shù)取值見表3。

表3 分析模型參數(shù)取值

4.2 實測風浪距響水近海試驗風機約5 km處設(shè)有1座70 m高的海上測風塔，測風塔附近設(shè)有波浪觀測設(shè)備。試驗風機額定風速為10.8 m/s，切出風速為 25.0 m/s。風機滿發(fā)運行對基礎(chǔ)影響最大，對2008年7月—2009年6月 70 m高度 10.8～25.0 m/s范圍內(nèi)的風速進行分析。從長期統(tǒng)計結(jié)果來看，10 min最大風速vmax、10 min平均風速vavg間差值與 10 min平均風速vavg、10 min最小風速vmin基本相當，將作為脈動風速比例，不同風速下脈動風速比例間關(guān)系見圖3，不同風速下脈動風速比例年內(nèi)均值約為20%，由此可得到不同風速條件下的vmin、vmax的長期統(tǒng)計值。將vavg對應(yīng)風壓作為靜風壓，將vmin、vmax對應(yīng)風壓與靜風壓間差值的均值作為長期脈動風壓，具體見表4。

對同期波浪觀測數(shù)據(jù)進行了統(tǒng)計，波浪參數(shù)與70 m高度10 min平均風速間關(guān)系見圖4—圖6，分析時長期條件下波浪參數(shù)取值見表5。

圖3 70 m高度10 min平均風速與脈動風速關(guān)系

表4 70 m高度處風速和風壓對照

圖4 有效波高與70 m高度10 min平均風速關(guān)系

圖5 最大波高與70 m高度10 min平均風速關(guān)系

圖6 有效周期與70 m高度10 min平均風速關(guān)系

表5 70 m高度10 min平均風速與同時段波浪參數(shù)

4.3 計算荷載塔筒和風輪為主要受風部件，塔筒承受的風壓隨高度變化，可由70 m高度的風壓和《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》（GB 50009-2012）規(guī)定的風壓高度變化系數(shù)求得，塔筒直徑與風壓乘積沿塔筒積分求得塔筒承受的風荷載；風輪承受的風荷載可由70 m高度的風壓、風輪直徑和風機廠家推薦的水平推力系數(shù)近似求得，其中響水試驗風機水平推力系數(shù)見表6。根據(jù)《海港水文規(guī)范》（JTJ 213-98）莫力森公式求得波浪荷載。豎向荷載僅為重力荷載。重力荷載和平均風壓引起的荷載作為靜荷載，脈動風壓和波浪引起的荷載作為動荷載峰值，推求的作用在桶形基礎(chǔ)頂端的荷載見表7。可以看出，10.8 m/s風速條件下力矩最大，25.0 m/s風速條件下水平力最大，故選取10.8 m/s、25.0 m/s風速條件下的荷載進行分析。

4.4 分析結(jié)果圖7—圖9給出了桶頂中心豎向位移、

桶基不均勻沉降和傾斜率隨循環(huán)次數(shù)的變化關(guān)系。可以看出，中心豎向位移、不均勻沉降和傾斜率與循環(huán)次數(shù)大致呈對數(shù)關(guān)系；桶基中心點發(fā)生了豎直向上的負沉降，經(jīng)108次循環(huán)后豎向位移最大增量為0.039 m；桶基發(fā)生了傾斜，經(jīng)108次循環(huán)后最大不均沉降量為0.135 m，最大傾斜率為0.449%。根據(jù)《風電機組地基基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)定》（FD 003-2007），輪轂高度70 m、高壓縮性黏性土條件下基礎(chǔ)沉降允許值為0.2 m、傾斜率允許值為0.5%，桶形基礎(chǔ)位移滿足該規(guī)定要求。

表6 響水試驗風機水平推力系數(shù)

表7 作用在桶形基礎(chǔ)頂端的荷載

圖7 桶基中心點沉降與循環(huán)次數(shù)關(guān)系

圖8 桶基不均勻沉降與循環(huán)次數(shù)關(guān)系

圖9 桶基傾斜率與循環(huán)次數(shù)關(guān)系

實測波浪有效周期基本處于2～8 s范圍之內(nèi)；根據(jù)楊鋒［15］采用Kaimal風速功率譜模型得到的本海域典型風荷載脈動時程曲線，考慮海上風況及風機結(jié)構(gòu)特性，假定順風向風脈動周期約為5 s。風浪聯(lián)合作用周期按 5 s考慮，風速 10.8～25.0 m/s范圍內(nèi) 108次循環(huán)大致可代表風機滿發(fā) 15.85年。根據(jù)可研報告，響水2 MW試驗風機預估年滿發(fā)小時數(shù)為2460，即等效滿發(fā)時間約為28%。因此，保守估計50年內(nèi)桶形基礎(chǔ)累積變形不會對風機運行造成較大的影響。

5 結(jié)論

（1）基于黏土循環(huán)累積變形的半經(jīng)驗公式，將土體循環(huán)累積變形等效為蠕變，形成了近海風機桶形基礎(chǔ)累積變形的有限元計算方法。（2）統(tǒng)計分析了響水近海風、浪實測資料，并以響水2 MW近海示范風機為例，對桶形基礎(chǔ)累積變形進行了研究，得到了設(shè)計條件下風機運行50年桶基累積變形不會對風機運行造成較大的影響的結(jié)論。（3）計算模型以場變量的形式直接指定了土單元的動應(yīng)力，計算過程中該值不隨單元變形的發(fā)展而變化，這與實際情況存在一定的差別，有待進一步開展耦合研究。

參 考 文 獻：

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Accumulative deformation of offshore wind turbine bucket foundation in clay

XING Zhan-qing，GAO Ji-zhang，ZHANG Jin-jie，F(xiàn)U Ping
（China Institute of Water Resource and Hydropower Research，Beijing IWHR technology Co.，Ltd.，Beijing 100038，China）

Based on the semi-empirical relationship of clay accumulative deformation，taking cyclic cumula?tive deformation as creep，a finite element method for calculating accumulative deformation of offshore wind turbine bucket foundation in clay is developed.The long-term observation data of Xiangshui offshore wind and wave was Analysed.Taking 2 MW demonstration wind turbine as an example，an analysis model is es?tablished.Under different cycle number，the deformation of bucket foundation including central settlement，uneven settlement and gradient of slope，is studied by this method.The result shows that the deformation of bucket foundation still meet the requirements of wind turbine operation after 50 years.

offshore wind turbine；bucket foundation；accumulative deformation；repeated load

TU753

A

10.13244/j.cnki.jiwhr.2014.02.006

1672-3031（2014）02-0149-06

（責任編輯：李 琳）

2013-09-11

中國水利水電科學研究院科研專項（監(jiān)1423）

邢占清（1981-），男，內(nèi)蒙古卓資人，高級工程師，主要從事基礎(chǔ)處理及海上風電方面的研究。E-mail：xingzhq@iwhr.com