郭夢圓 范麗嬋

(中交第四航務(wù)工程勘察設(shè)計院有限公司，廣東 廣州 510230)

導(dǎo)管架基礎(chǔ)日常受到風(fēng)、浪、流荷載，樁周土抗力承擔(dān)水平荷載，在荷載的循環(huán)往復(fù)作用下，樁周土將發(fā)生彈性甚至塑性變形，基礎(chǔ)位移進一步增大，從而威脅海上風(fēng)機的安全和穩(wěn)定。因此有必要考慮樁土相互作用。

本研究針對海上風(fēng)電導(dǎo)管架基礎(chǔ)，運用大型通用有限元軟件ANSYS，對受到風(fēng)浪流荷載作用的導(dǎo)管架基礎(chǔ)進行強度校核，采用API規(guī)范推薦的P—Y曲線法考慮樁土相互作用[1]，得到基礎(chǔ)的轉(zhuǎn)角、位移、強度，判斷結(jié)構(gòu)的安全性和穩(wěn)定性。

1 工程概況

陽江某海上風(fēng)電項目，工程場址海域水深為25 m～28 m，海床表層為厚度不均的淤泥。采用22 m根開的四樁導(dǎo)管架基礎(chǔ)方案，嵌巖樁直徑2.4 m，樁頂標(biāo)高-23 m，樁底標(biāo)高-53 m，原泥面-26 m，樁基入土深度為27 m。上部風(fēng)機采用MySE5.5-155機型，額定容量5.5 MW，機艙、齒輪箱、發(fā)電機、葉片、輪轂總重量為553 t。預(yù)裝輪轂高度為105.7 m，導(dǎo)管架基礎(chǔ)塔筒長度為78.03 m。根據(jù)陽江氣象站資料，設(shè)計最大波浪為50年重現(xiàn)期H1%波高取13.95 m，波周期T取14.2 s，波長L=228.7 m。最大10 min平均風(fēng)速34.6 m/s。海流表層流速為1.5 m/s，中層流速為1.0 m/s，底層流速為0.65 m/s。

2 荷載介紹

海上風(fēng)電導(dǎo)管架基礎(chǔ)處于海洋環(huán)境中，主要承受的循環(huán)荷載有風(fēng)、浪、流荷載，以及風(fēng)機轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動引起的氣動荷載，可能遭受地震荷載、船舶或海冰等漂浮物的撞擊荷載。本工程位于陽江海域，該海域無冰凍情況，地震烈度在六級以下，故不需要考慮冰荷載和地震荷載，主要受到風(fēng)機氣動荷載、塔筒風(fēng)荷載、水面以下基礎(chǔ)部分受到的波浪荷載、海流荷載，以及重力荷載，現(xiàn)簡要介紹如下。

2.1 風(fēng)機氣動荷載

根據(jù)風(fēng)機制造商提供的MySE5.5-155機型下部基礎(chǔ)初步風(fēng)機荷載資料，工程所在區(qū)域的最大平均風(fēng)速下，法蘭面風(fēng)機荷載標(biāo)準(zhǔn)值如表1所示。

2.2 風(fēng)荷載

表1 法蘭面風(fēng)機荷載標(biāo)準(zhǔn)值

風(fēng)速沿高度的剖面的變化規(guī)律可用指數(shù)模型或?qū)?shù)模型近似表示，本文選取指數(shù)模型進行計算，公式如下：

(1)

根據(jù)API規(guī)范，單位長度塔筒上的風(fēng)荷載可按式(2)計算：

(2)

2.3 波浪荷載

根據(jù)中國船級社規(guī)范，對于小尺度細長柱體的波浪力計算通常采用Morison方程。垂直于軸線方向單位長度的波浪力計算公式如下：

(3)

2.4 海流荷載

海流可視為一種較穩(wěn)定的水流運動，它主要是由于風(fēng)的拖曳、潮流的作用等引起的。對于小尺度結(jié)構(gòu)物上的海流荷載計算，公式同Morison方程中對于拖曳力的計算方法。單位長度海流力的表達式為：

(4)

其中，fc為單位長度海流力，kN；CD為阻力系數(shù)；vmax為海流最大可能流速，m/s；D為樁徑，m。

3 P—Y曲線簡介及計算結(jié)果

目前P—Y曲線法是海洋工程廣泛采用的樁基設(shè)計方法，它是在水平力H的作用下，泥面以下深度Z處的土反力P與該點樁的撓度Y之間的關(guān)系曲線，綜合反映了樁周土的非線性、樁的剛度和外荷作用性質(zhì)等特點[3]。

陽江海域地質(zhì)資料及P—Y曲線計算所需參數(shù)見表2。將土層每隔1 m分為一系列離散的非線性彈簧，通過P—Y曲線法描述其受荷性質(zhì)。第②層粘土和第④層砂土的P—Y曲線示例見圖1，圖2。

表2 地質(zhì)參數(shù)

由圖1,圖2可見，在產(chǎn)生相同位移時，砂土中樁的土反力遠大于粘土中樁的土反力,且砂土中樁的土反力到達穩(wěn)定水平時，發(fā)生位移較小。

4 模型參數(shù)

運用ANSYS建立導(dǎo)管架基礎(chǔ)整體模型。四根樁按正方形分布，導(dǎo)管架頂部根開11 m，底部根開為22 m。斜撐以X型布置。在最頂層及最底層分別布置1層水平橫撐，導(dǎo)管架下部結(jié)構(gòu)與塔筒之間經(jīng)由過渡段連接。過渡段及過渡段斜向撐桿均為直徑上大下小的錐形筒結(jié)構(gòu)。模型參數(shù)如表3所示。

表3 導(dǎo)管架模型參數(shù)

導(dǎo)管架基礎(chǔ)及泥面上樁基礎(chǔ)采用Pipe59單元，泥面下樁基礎(chǔ)采用Pipe16單元，過渡段及塔筒采用Beam188單元，輪轂、機艙及轉(zhuǎn)子等簡化為集中質(zhì)量點，施加在塔筒頂端，用Mass21單元模擬。樁土相互作用通過Combine39單元模擬，水平向彈簧剛度按P—Y曲線法確定。

5 導(dǎo)管架基礎(chǔ)靜力計算

根據(jù)第2節(jié)荷載計算內(nèi)容，對風(fēng)機氣動荷載以靜力形式施加在風(fēng)機法蘭面處，塔筒風(fēng)荷載以集中力的形式均布施加于塔筒高度方向。波浪理論采用Stokes五階波。在采用該理論時，相位角φ的取值對于作用于結(jié)構(gòu)的波流荷載值影響較大，因此，針對波高和周期進行波浪相位角搜索，并通過Origin軟件擬合曲線，如圖3所示。

由圖3可知，相位角為53°時波流耦合力最大，2 733.361 kN。以該相位角作為靜力計算中的波流作用的最不利工況施加，在ANSYS軟件中“Water table”輸入?yún)?shù)，由軟件自行計算波浪荷載。

6 導(dǎo)管架基礎(chǔ)靜力計算結(jié)果分析

通過ANSYS軟件施加結(jié)構(gòu)所受風(fēng)、浪、流荷載及重力荷載，計算得到導(dǎo)管架基礎(chǔ)的Von mises等效應(yīng)力分布圖、位移、轉(zhuǎn)角，對基礎(chǔ)進行強度校核及位移控制。導(dǎo)管架基礎(chǔ)設(shè)計的各荷載作用分項系數(shù)如表4所示[4]。

表4 風(fēng)機基礎(chǔ)設(shè)計荷載分項系數(shù)

由圖4可見，承載能力極限工況下，導(dǎo)管架基礎(chǔ)的最大等效應(yīng)力為228 MPa，根據(jù)中國船級社《海上移動平臺建造與入級規(guī)范》[2]：[σ]=σs/S，其中,[σ]為容許應(yīng)力；σs為屈服強度，導(dǎo)管架基礎(chǔ)采用DH36鋼，屈服強度為355 MPa；S為安全系數(shù),取1.25，故風(fēng)機基礎(chǔ)的容許應(yīng)力為284 MPa。因此滿足結(jié)構(gòu)強度要求。

由圖5可見，法蘭處轉(zhuǎn)角為0.003 164 rad，即0.18°，根據(jù)DNVGL—ST—0126 Support structures for wind turbines[5]，單樁基礎(chǔ)泥面處的最大允許總轉(zhuǎn)角為0.5°，對于轉(zhuǎn)角控制，多樁基礎(chǔ)取4/1 000(塔底法蘭面)，單樁基礎(chǔ)取4.36/1 000(泥面)，即0.25°。因此滿足轉(zhuǎn)角控制要求。

由圖6可見，最大位移發(fā)生在塔筒頂端，為0.386 m。參考文獻[6]，為避免塔筒頂部位移過大，最大位移應(yīng)在塔筒高度的0.25%～1%之間，塔筒高度為78.03 m，為塔筒高度的0.49%，因此偏移量是合理的。

7 結(jié)語

1)通過ANSYS軟件，采用P—Y曲線法模擬樁土相互作用，在發(fā)生相同位移時，樁在砂土中的土抗力比在粘土中要大很多，呈現(xiàn)數(shù)量級的區(qū)別。當(dāng)樁在砂土中的土抗力達到穩(wěn)定時發(fā)生的位移遠小于在粘土中達到穩(wěn)定狀態(tài)的位移值；

2)通過波流耦合計算，得到當(dāng)相位角為39°時，波流耦合力最大，此時波流荷載共同作用是最不利的；

3)通過結(jié)構(gòu)靜力計算，導(dǎo)管架基礎(chǔ)最大等效應(yīng)力為228 MPa，小于容許應(yīng)力，結(jié)構(gòu)強度滿足要求；結(jié)構(gòu)的變形控制通過轉(zhuǎn)角控制，法蘭處轉(zhuǎn)角為0.18°，滿足轉(zhuǎn)角變形控制要求；塔頂位移為0.386 m，為塔筒高度的0.49%，滿足相關(guān)文獻中變形要求。