林毅峰,周 旋,黃 俊,姜 娟,樂治濟

(上?？睖y設(shè)計研究院有限公司,上海200434)

海上風電機組高承臺群樁基礎(chǔ)整體協(xié)同作用下極限承載特性分析

林毅峰,周 旋,黃 俊,姜 娟,樂治濟

(上?？睖y設(shè)計研究院有限公司,上海200434)

高承臺群樁基礎(chǔ)是我國首次提出并獲得廣泛應(yīng)用的新型海上風電機組基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)型式。建立了高承臺群樁基礎(chǔ)數(shù)值模型,通過t-z、q-z和p-y曲線模擬樁土相互作用,以承臺轉(zhuǎn)角θ與力矩M關(guān)系曲線代表基礎(chǔ)整體承載狀態(tài),采用基樁現(xiàn)場抗拔承載力測試數(shù)據(jù)對數(shù)值模型進行了驗證。并基于上海東海大橋海上風電場示范工程風電機組基礎(chǔ)結(jié)構(gòu),對不同加載方式、壓拔承載力比值的基礎(chǔ)進行了極限承載性能數(shù)值模擬,分析了基礎(chǔ)的荷載傳遞、分配和整體協(xié)同作用,揭示了群樁中基樁極限承載性能與群樁基礎(chǔ)整體極限承載性能的關(guān)系,提出了海上風電機組高樁混凝土承臺群樁基礎(chǔ)承載力控制標準的建議。

海上風電機組；高承臺群樁基礎(chǔ)；基樁極限承載力；整體協(xié)同作用

0 引 言

圖1 海上風電機組高承臺群樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)示意

高承臺群樁基礎(chǔ)是我國針對深厚軟土和淺覆蓋層巖石海床地基條件,結(jié)合近海工程施工經(jīng)驗和設(shè)備而首次提出的一種新型海上風電機組基礎(chǔ)形式[1],其結(jié)構(gòu)形式如圖1所示,主要由群樁、混凝土承臺和過渡段構(gòu)成,上部風電機組荷載和波浪、水流荷載通過承臺傳遞轉(zhuǎn)換為基樁的軸向和側(cè)向荷載,并利用基樁巖土的軸向和側(cè)向抗力抵抗外部荷載。該基礎(chǔ)類型在我國東海大橋海上風電場、上海臨港海上風電場、福建南日島、平海灣等近海風電項目中獲得了廣泛應(yīng)用。

對于以承受壓力為主且受力比較均勻的群樁,相關(guān)設(shè)計規(guī)范通過控制群樁的平均軸力小于基樁的允許承載力來控制結(jié)構(gòu)整體承載性能,同時允許偏心狀態(tài)下最大基樁壓力適當超過基樁允許承載力來考慮荷載偏心的影響[2-3]。海上風電機組基礎(chǔ)受力表現(xiàn)出非常顯著的大偏心特性,導致群樁基礎(chǔ)同時出現(xiàn)受壓和受拔且軸向受力極端不均勻[4-5],基樁軸向承載通常受到拔力控制。在大偏心載荷作用下,單根基樁達到抗拔承載力極限以后,在承臺和其他基樁,尤其是受壓基樁的整體協(xié)同作用下,基礎(chǔ)整體并不會立即喪失承載能力,荷載會重新分配調(diào)整,因此以單樁達到抗拔極限狀態(tài)來控制群樁基礎(chǔ)的整體承載極限狀態(tài)是不合理的,往往低估了基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的整體承載性能。為此應(yīng)根據(jù)海上風電機組的荷載特性,考慮承臺和群樁在整體協(xié)同作用下荷載傳遞、分配才能合理分析判斷基礎(chǔ)的承載性能。國內(nèi)針對碼頭、海洋平臺和輸變電塔等樁基礎(chǔ),在偏心水平力、扭矩和豎向荷載共同作用下群樁基礎(chǔ)的承載和變形特性進行了分析,在這些研究中主要關(guān)注水平偏心荷載和基礎(chǔ)水平承載性能[6-8],而針對海上風電機組基礎(chǔ)在大偏心傾覆力矩和側(cè)向水平荷載、自重耦聯(lián)作用下群樁豎向抗壓和抗拔承載性能的研究成果很少。

本文對我國首個海上風電場上海東海大橋海上風電示范項目風電機組高承臺群樁基礎(chǔ)進行了承臺和群樁整體協(xié)同作用下基礎(chǔ)極限承載狀態(tài)的數(shù)值仿真分析。首先建立基礎(chǔ)整體有限元數(shù)值模型,通過現(xiàn)場足尺基樁抗拔承載力測試數(shù)據(jù)對模型參數(shù)進行驗證；然后分析荷載類型、基樁壓拔承載力差異等因素對整體協(xié)調(diào)作用的影響,并據(jù)此擬定仿真方案；分別對不同仿真方案的基礎(chǔ)極限承載狀態(tài)進行計算,分析荷載傳遞、分配和整體協(xié)同作用,揭示群樁中基樁極限承載性能與群樁基礎(chǔ)整體極限承載性能的關(guān)系；最后根據(jù)分析成果提出了高樁混凝土承臺群樁基礎(chǔ)承載力控制標準的建議。

1 有限元模型與現(xiàn)場承載力試驗驗證

1.1 工程概況與地基基礎(chǔ)參數(shù)

上海東海大橋海上風電示范項目位于上海市洋山海域東海大橋東側(cè),離岸距離8～13 km,平均水深12 m,安裝34臺單機容量3.0 MW的風電機組。場地地基為深厚軟土地基,風電機組下部支撐結(jié)構(gòu)及基礎(chǔ)采用高承臺群樁基礎(chǔ),基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)布置如圖2所示。混凝土承臺直徑14 m,設(shè)置8根直徑1.70 m、斜度5.5∶1、壁厚30～22 mm的鋼管基樁,基樁入土深度65 m。承臺頂部通過一個直徑4.5 m,厚度60 mm的過渡段鋼筒與風電機組塔筒連接。上部風電機組傳遞到基礎(chǔ)頂部的力矩12×104kN·m,豎向力3 500 kN,水平力2 000 kN。作用在承臺上的最大波浪水流力4 000 kN。海床地基各土層及主要力學參數(shù)見表1。

圖2 東海大橋海上風電場風電機組基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)布置(單位：m)

表1 東海大橋海上風電場海床地基數(shù)據(jù)

1.2 有限元模型

有限元模型包括承臺、基樁、過渡段和樁周土體,分析目標是整體協(xié)同作用下地基基礎(chǔ)承載特性,僅關(guān)注地基、地基與結(jié)構(gòu)相互作用的承載極限狀態(tài),不考慮結(jié)構(gòu)承載極限狀態(tài)。對承臺、基樁和過渡段結(jié)構(gòu)分別采用厚板和管梁單元,結(jié)構(gòu)材料按線彈性考慮?；鶚逗蜆吨芡馏w相互作用是本分析模型的核心,為突出分析重點,避免復雜土體本構(gòu)模型、樁土接觸等復雜參數(shù)和邊界對分析的干擾,本仿真模型采用海洋平臺樁基分析中常用的t-z、q-z和p-y曲線模型分別模擬樁周軸向、樁端和側(cè)向樁土相互作用,如圖3所示。該力學模型是在軸周設(shè)置一系列離散非線性彈簧模擬樁土相互作用,以彈簧剛度曲線來描述樁土相互作用下的荷載-變形關(guān)系。3條曲線的具體表達式見API規(guī)范[9]。采用ANSYS軟件建立了上海東海大橋海上風電場高承臺群樁基礎(chǔ)整體有限元模型如圖4所示。

圖3 樁土相互作用模型

圖4 基礎(chǔ)整體有限元模型

1.3 基樁抗拔有限元模型現(xiàn)場承載力試驗驗證

在工程現(xiàn)場采用錨樁反力法完成了一根足尺基樁抗拔承載力測試,得到樁頂荷載和位移關(guān)系曲線。為了驗證后續(xù)分析參數(shù)的合理性,首先對單樁抗拔數(shù)值分析結(jié)果與現(xiàn)場承載測試結(jié)果進行對比驗證。數(shù)值分析和現(xiàn)場測試的樁頂拔力q和上拔位移s曲線如圖5所示。數(shù)值分析結(jié)果表明,當q達到9 400 kN時q-s曲線斜率出現(xiàn)突變,計算不收斂,此時樁基達到了抗拔承載極限狀態(tài),該計算結(jié)果與現(xiàn)場承載力測試所得的9 600 kN抗拔極限承載力非常接近。雖然在8 000～9 600 kN上拔力區(qū)間,數(shù)值模擬和實測位移數(shù)值有一定的偏差,數(shù)值計算小于實測值,這種差別是由于在該荷載區(qū)間內(nèi)試驗加載步只有一步,直接從8 000 kN增加到了9 600 kN,沒有采用更小的荷載增量來詳細測量該荷載區(qū)間內(nèi)的位移變化,而數(shù)值模擬通過細分加載增量更準確了模擬了該荷載區(qū)間內(nèi)荷載-位移變化過程。

圖5 單樁受拔數(shù)值分析與現(xiàn)場實測對比

2 數(shù)值分析方案

首先需要確定一個合理反映基礎(chǔ)整體承載性能的指標。承臺在大偏心傾覆力矩作用下的整體傾斜可以合理反映基礎(chǔ)整體受力變形的狀態(tài),因此選擇承臺中心轉(zhuǎn)角θ與基礎(chǔ)所承受的外力矩M的比值λ=θ/M作為代表基礎(chǔ)整體承載性能的指標,λ即θ～M曲線的斜率,λ值增大意味著結(jié)構(gòu)整體承載性能降低,當θ～M曲線出現(xiàn)明顯拐點時,表示基礎(chǔ)整體承載性能達到極限狀態(tài),取相應(yīng)的力矩為基礎(chǔ)極限承載力Mmax。

基礎(chǔ)受力方式是影響承載特性的重要因素。根據(jù)風電機組基礎(chǔ)受力特點,選擇純彎、壓-彎和壓-彎-側(cè)向水平力三種受力狀態(tài)進行模擬,逐級加載至整體極限承載狀態(tài)。為了分析基樁軸向拔力和基礎(chǔ)整體承載性能隨荷載的變化規(guī)律,定義幾個特征力矩指標如下： 隨著力矩的增加當首根(批次)基樁上拔力達到其抗拔承載力極限的0.5倍(即抗拔承載力特征)時相應(yīng)的力矩為Mt0；首根(批次)基樁上拔力達到其抗拔承載力極限值時相應(yīng)的力矩為Mt1,第2根(批次)為Mt2,依次類推。通過Mmax與上述各種特征力矩的對比,可以分析基樁軸向受拔和承載性狀與基礎(chǔ)整體承載性狀的關(guān)系。定義K0=Mmax/Mt0和K1=Mmax/Mt1分別表示以基樁最大拔力不超過受拔承載力特征值和極限值作為設(shè)計控制指標時相應(yīng)的基礎(chǔ)整體極限承載安全系數(shù),K1代表基礎(chǔ)整體協(xié)同作用的發(fā)揮程度,K1=1表示單根基樁達到極限抗拔拔承載力的同時基礎(chǔ)整體即喪失承載能力,K1>1意味著存在整體協(xié)同作用,其數(shù)值越大表示整體協(xié)同作用越強。

整體協(xié)同作用顯然與基樁的抗壓承載性能高于抗拔承載性能直接相關(guān),壓、拔承載特性的差異導致在部分基樁達到抗拔極限后,通過荷載的調(diào)整分配可以由抗壓基樁繼續(xù)發(fā)揮承載作用。為此通過改變基樁的抗壓抗拔承載性能的比值,分析抗壓抗拔承載力差異程度對整體協(xié)同作用的影響。

3 計算結(jié)果及分析

3.1 不同加載方式結(jié)果

3.1.1 純彎加載(工況1)

在繞Y軸的力矩作用下,1號和5號基樁位于主彎平面內(nèi),分別承受最大壓力和拔力。各基樁和承臺變形隨力矩變化曲線如圖6所示。隨著力矩的增加,5號基樁軸力首先分別達到抗拔承載力特征值和極限值,對應(yīng)的Mt0和Mt1分別為13×104、27×104kN·m。在Mt1點,θ-M關(guān)系曲線斜率沒有發(fā)生改變,維持在2.6×10-8rad/(kN·m),這表明5號基樁到達抗拔極限狀態(tài)并沒有對基礎(chǔ)整體承載性狀產(chǎn)生影響。隨后增加的荷載很快轉(zhuǎn)移到4號和6號基樁,當力矩增加到Mt2=32×104kN·m時,4號和6號基樁達到抗拔承載力極限值,對應(yīng)的θ-M曲線的斜率增加到4.97×10-8rad/(kN·m),表明三根基樁達到極限狀態(tài)導致基礎(chǔ)整體承載性能發(fā)生了較大改變,但此時受壓樁的軸力尚未達到極限狀態(tài)。當Mt3=41×104kN·m時,3號和7號基樁達到抗拔承載極限狀態(tài),此時θ-M曲線出現(xiàn)明顯上拐,其斜率增加到2.8×10-7rad/(kN·m),基礎(chǔ)整體達到承載極限狀態(tài)。當Mmax=41×104kN·m時,1號基樁軸力為-19 880 kN,未達到抗壓承載極限狀態(tài)。據(jù)此求得K0=3.15、K1=1.52。上述分析結(jié)果表明在純受彎加載狀態(tài)下,基礎(chǔ)喪失整體承載能力是由受拉側(cè)的3號～7號共5根基樁達到抗拔承載力極限導致的,此時基樁抗壓承載能力并沒有得到完全發(fā)揮。

圖6 純力矩作用下力矩-基樁軸力-承臺轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線

3.1.2 彎-壓加載(工況2)

風電機組基礎(chǔ)承受的主要豎向荷載為機組、塔架和基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的自重恒載,豎向荷載為23 500 kN。在豎向恒載和力矩共同作用下,各基樁和承臺變形隨力矩變化情況如圖7所示。當力矩達到Mt0=20×104kN·m和Mt1=35×104kN·m時,5號基樁先后達到抗拔承載力特征值和極限值,在這個過程中,θ-M曲線斜率保持為2.1×10-8rad/(kN·m),隨后當Mt2=42×104kN·m時,4號和6號基樁達到抗拔極限狀態(tài),θ-M曲線斜率增大到7.0×10-8rad/ (kN·m),此時受壓基樁仍未達到極限狀態(tài),基礎(chǔ)繼續(xù)保持整體承載能力,但是3號、7號基樁上拔力呈現(xiàn)急劇增長,此后θ-M曲線與純彎加載相比呈現(xiàn)較緩變的形態(tài),在力矩等于50×104kN·m時,產(chǎn)生一個小幅上拐點,取該力矩為基礎(chǔ)整體極限承載力Mmax=50×104kN·m,此時3號、7號受拔基樁和1號、2號、8號受壓基樁雖然都未到達極限承載狀態(tài),但是軸力都出現(xiàn)較大增長。該加載狀態(tài)下,K0=2.50、K1=1.43,基礎(chǔ)達到整體極限承載狀態(tài)時,4號～6號共3根基樁達到抗拔承載極限,其余基樁未達到承載力極限狀態(tài)。

圖7 彎-壓作用下的力矩-基樁軸力-承臺轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線

3.1.3 彎-壓-側(cè)向加載(工況3)

設(shè)計控制工況的水平側(cè)向荷載為6 000 kN,力矩為12×104kN·m,這兩個荷載屬于相關(guān)性較大的荷載,因此在彎-壓-水平側(cè)向加載中,按設(shè)計控制工況力矩和側(cè)向荷載比值0.05控制不同加載步的力矩和側(cè)向力。豎向受壓荷載為自重恒載,取為23 500 kN。彎-壓-水平側(cè)向加載下基樁和承臺變形隨力矩變化關(guān)系如圖8所示。由于側(cè)向荷載的作用,與純彎和彎-壓加載工況相比,彎-壓-水平側(cè)向加載下基樁更快到達抗拔極限狀態(tài)。當力矩達到Mt0=12×104kN·m和Mt1=20×104kN·m時,5號基樁先后達到抗拔承載力特征值和極限值,在這個過程中θ-M曲線保持線性增長,斜率為1.60×10-8rad/(kN·m),當Mt2=24×104kN·m時,4號和6號基樁達到抗拔極限狀態(tài),此時受壓基樁仍然具有很大的承壓能力,但是θ-M曲線開始呈現(xiàn)緩慢上拐狀態(tài),此后3號、7號基樁上拔力呈現(xiàn)急劇增長,θ-M曲線也明顯上拐,當力矩達到29×104kN·m時出現(xiàn)比較明顯的拐點,斜率增加到5.1×10-7rad/(kN·m),基礎(chǔ)整體達到極限承載狀態(tài),取Mmax=29×104kN·m。此時3號、7號受拔基樁和1號、2號、8號受壓基樁軸力都未達到極限值,但是軸力都出現(xiàn)較大增長。該加載狀態(tài)下,K0=2.42、K1=1.45。與承受彎-壓加載類似,彎-壓-側(cè)向加載狀態(tài)下基礎(chǔ)整體喪失極限承載能力是由受拉側(cè)4號～6號共3根基樁達到抗拔承載極限,其余基樁皆未承載力極限狀態(tài)所導致的,但是由于水平推力的作用,極限承載力矩Mmax明顯小于彎-壓加載狀態(tài)。

圖8 彎-壓-側(cè)向作用下的荷載-基樁軸力-承臺轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線

3.2 基樁抗壓抗拔承載力比值的影響

保持基樁抗拔側(cè)阻值不變,分別將抗壓側(cè)阻和端阻在表1的基礎(chǔ)上增加1.25倍(工況4)和1.50倍(工況5)進行彎-壓-側(cè)向加載,計算結(jié)果顯示基樁壓拔承載力比值加大以后,極限力矩Mmax由工況3的29×104kN·m增加到31×104kN·m,這是由于受壓基樁抗壓承載力增大以后對維持抗拔基樁極限狀態(tài)協(xié)同作用的增加引起的。由于基樁抗壓性能的提高,在基礎(chǔ)喪失整體極限承載能力前,3號和7號基樁可以進一步承受荷載達到抗拔極限狀態(tài)。但是4號～6號受拔基樁的Mt1、Mt2并不會隨著基樁壓拔承載力比值的增加而變化。同時可以發(fā)現(xiàn),在工況4和工況5兩種不同壓拔承載力比值下Mmax均為31×104kN·m,這是由于當基樁的壓拔承載力比值達到一定程度后,受壓基樁在基礎(chǔ)喪失整體極限承載力的時候并不能充分發(fā)揮其抗壓承載力所致。壓拔承載力比值相對表1數(shù)值為1.00、1.25和1.50倍時對應(yīng)的K分別為K0=2.42、2.58、2.58,K1=1.45、1.55、1.55,計算結(jié)果顯示,在一定的壓拔承載力比值范圍內(nèi),K0、K1隨著基樁壓拔承載力比值的增加而增加,這表明加大基樁的抗壓承載性能有助于整體協(xié)同作用的發(fā)揮。

3.3 成果匯總分析

各種計算工況下基礎(chǔ)整體安全系數(shù)匯總?cè)绫?所示,K0均大于2.0,K1均大于1.0,這表明基樁軸力首先達到抗拔承載特征值時,基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)整體承載安全系數(shù)大于2.0；基樁首先達到抗拔承載極限值并不會導致基礎(chǔ)整體承載性能的喪失,且仍具備較大的安全儲備。對于承載性狀最不利的工況3,如果按基樁軸力達到抗拔承載特征值作為設(shè)計控制標準,則基礎(chǔ)整體極限承載安全系數(shù)為2.42,即使按基樁達到抗拔承載極限值作為設(shè)計控制標準,其整體極限承載安全系數(shù)仍達到了1.45。

表2 各工況下基礎(chǔ)整體安全系數(shù)分析成果匯總

由表2可知：①加載方式影響。對于以力矩為主導荷載的海上風電機組基礎(chǔ),隨著力矩的增加基樁首先到達抗拔承載極限狀態(tài),但是不同加載方式對基礎(chǔ)整體承載特性有顯著影響。彎-壓狀態(tài)下整體極限承載力矩Mmax最大,彎-壓-側(cè)向水平加載狀態(tài)下最小,這是由于側(cè)向水平力相對于受壓基樁而言,更傾向于弱化基樁的抗拔承載能力。三種不同加載方式下,K0均大于2.4,K1均大于1.40,這表明基樁首先達到抗拔承載極限值不會導致結(jié)構(gòu)喪失整體承載能力且尚有不低于40%的安全裕量,而基樁首先達到抗拔承載特征值的時候,基礎(chǔ)整體極限承載安全系數(shù)大于2.4。②基樁抗壓和抗拔承載力比值的影響。工況3、4、5是基樁在不同壓拔承載力比值條件下的計算結(jié)果,可以發(fā)現(xiàn),基樁壓拔承載力比值的增加有助于提高基礎(chǔ)整體承載性能,但是工況4、5與工況3相比,極限承載力增加的幅度遠小于壓拔承載力比值增加的幅度,且工況4、5的Mmax相同,這是由于在基樁壓拔承載比值達到一定程度后,基礎(chǔ)整體承載能力是由受拔基樁的破壞控制的。

4 基礎(chǔ)整體承載力設(shè)計控制標準

當前地基基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范通常采用地基基礎(chǔ)所承受的荷載標準值不大于地基基礎(chǔ)極限承載力的0.5倍(即承載力特征值)來控制基礎(chǔ)承載性能滿足2.0的安全系數(shù)。依據(jù)該設(shè)計原則,如果取0.5Mmax所對應(yīng)的基樁拔力作為承載力特征值Ra,以基樁所承受的最大拔力不大于Ra作為承載力控制標準,則基礎(chǔ)極限承載力具有2.0的安全系數(shù)。各計算工況對應(yīng)的Mmax、Ra和基樁極限抗拔承載力Rm見表3。結(jié)果表明,Ra/Rm的值均大于0.50,意味著如果按常規(guī)設(shè)計控制標準以Ra=0.5Rm作為承載力特征值進行設(shè)計時,基礎(chǔ)整體極限承載安全系數(shù)大于2.0的。對于最接近實際受力狀況的工況3,取Ra=0.67Rm作為基樁抗拔極限承載力特征值,即可確?；A(chǔ)整體極限承載安全系數(shù)達到2.0。

表3 基樁抗拔允許承載力與極限承載力

5 結(jié)論與建議

通過對上海東海大橋海上風電示范項目風電機組高承臺群樁基礎(chǔ)整體協(xié)同作用下極限承載性能的數(shù)值模擬,研究了不同加載方式和基樁壓抗承載力比值的基樁和基礎(chǔ)整體承載性能的關(guān)系,分析了基樁整體協(xié)同作用對整體承載力的影響,得到結(jié)論與建議如下：

(1)海上風電機組基礎(chǔ)荷載的大偏心力矩特性,導致群樁基礎(chǔ)基樁軸力極端不均勻；同時基樁抗壓承載力通常高于抗拔承載力。因此基樁極限承載狀態(tài)不能合理代表基礎(chǔ)整體極限承載狀態(tài),在承載力設(shè)計中,宜采用整體分析模型來合理分析受壓和受拔基樁協(xié)同作用下的基礎(chǔ)承載性能。

(2)由于基樁抗壓承載力高于抗拔承載力,當受拔基樁首先達到抗拔極限承載狀態(tài)時,在受壓基樁的協(xié)同作用下,基礎(chǔ)整體承載性能并不會顯著降低,不會導致基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)立即喪失整體承載力,基礎(chǔ)表現(xiàn)出明顯的整體協(xié)同承載作用。荷載偏心程度越大,基樁承壓性能越強,整體協(xié)同作用越顯著。

(3)對于海上風電機組高承臺群樁基礎(chǔ),按常規(guī)設(shè)計規(guī)范以基樁承受的最大上拔力不大于抗拔承載力極限值的1/2倍控制基礎(chǔ)承載力設(shè)計時,基礎(chǔ)整體極限承載安全系數(shù)大于2.0。在本文所計算的最不利工況中(工況3),這種設(shè)計控制原則對應(yīng)的整體承載安全系數(shù)達到了2.42。

(4)如果按安全系數(shù)2.0控制基礎(chǔ)整體極限承載力設(shè)計,基樁抗拔承載力特征值Ra可以取為大于0.5Rm的值。在本文所計算的最不利工況中,可以取為0.67Rm。這種合理考慮大偏心作用下整體協(xié)同作用的基礎(chǔ)承載力設(shè)計控制方法,可以在確保基礎(chǔ)承載力安全儲備滿足現(xiàn)有規(guī)范規(guī)定的2.0安全技術(shù)的條件下,比常規(guī)設(shè)計方法減少樁基礎(chǔ)工程量,優(yōu)化基礎(chǔ)設(shè)計。

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(責任編輯 王 琪)

Ultimate Capacity Behavior of High-rise Cap with Multiple Piles Foundation for Offshore Wind Turbine Generator

LIN Yifeng, ZHOU Xuan, HUANG Jun, JIANG Juan, LE Zhiji

(Shanghai Investigation, Design & Research Institute Co., Ltd., Shanghai 200434, China)

The high-rise cap with multiple piles foundation for offshore wind turbine generator is first devised and widely employed in China. An integrated numerical simulation model for global foundation is established, in which thet-z,q-zandp-ycurve models are used to simulate pile-soil interaction. A curve described the relationship between cap rotation angleθand momentMis introduced to represent the global foundation capacity behavior. The numerical model is validated by field testing of single pile pulling. Based on the foundation for wind turbine in Shanghai Donghai Bridge Offshore Wind Farm Demonstration Project, the numerical simulation is carried out to study the ultimate capacity behavior for various loading type and ratio of compressive to pulling capacity. The loading transfer and distribution mechanism, integrated cooperation effect as well as the relationship of ultimate capacity behavior between single pile and global foundation are analyzed respectively. A design criterion for pulling foundation pile is also proposed herein．

offshore wind turbine generator; high-rise cap with multiple piles foundation; foundation pile ultimate capacity; integrated cooperation

2016-06-13

國家自然科學基金項目(11232012)；上海市自然科學基金項目(14ZR1427500)；上海市科委科技攻關(guān)計劃項目(11dz1200202、13dz1202204)

林毅峰(1975—),男,廣西龍州人,教授級高工,博士,注冊巖土工程師、一級注冊結(jié)構(gòu)工程師,主要從事海洋新能源和巖土、地下工程勘測設(shè)計和科研工作．

TU43；TM614

A

0559-9342(2017)02-0108-06