李 虎，陳 實，岳 琦，王 懿，顧雨晨

［1.湛江南海西部石油勘察設計有限公司，廣東 湛江 524057；2.中國石油大學（北京），北京102200］

0 引言

在“碳達峰”與“碳中和”的戰(zhàn)略背景下，我國正在提倡清潔可再生能源技術，海上風電節(jié)省了土地資源，有很大的開發(fā)利用空間，開發(fā)利用海上風電已經成為未來綠色電力產業(yè)發(fā)展的必然趨勢，國內外眾多高校和企業(yè)已投身于海上風電技術的研究之中。據統(tǒng)計，我國可開發(fā)的風能資源預計在7.5×108kW以上[1]，具有商業(yè)化、規(guī)?；陌l(fā)展?jié)摿Α?/p>

吸力桶基礎是一種垂直向下插入土體并在端部與土體留有一定空間，用來產生壓差的桶形結構[2]，頂部帶有裙壁增加穩(wěn)定性，上部封閉，下部開口，與海底土壤接觸，海上風機通過利用吸力桶桶體，自重下沉、負壓插入海床，利用桶體內外壓差錨固在海床上，起到穩(wěn)定的效果。與單樁風機基礎相比，吸力桶基礎免去了打樁的過程，負壓安裝更加便捷，減少了安裝過程中的噪聲，對工作人員的工作環(huán)境有所改善，同時減少了安裝資金的投入，縮短了安裝周期。海上風機在結構上具有高聳的特點，所以在工作過程中會受到多種環(huán)境的共同作用，這些荷載大多作用在風機上并順著塔架結構向下傳遞至吸力桶等基礎結構，經分析，海上風機在運行過程中的主控荷載是其所受的水平荷載。吸力桶式風機基礎2002年首次在丹麥的海洋工程中使用，德國和中國分別在2005年和2010年設計了吸力桶式海上風機樣機[3-5]。

目前學者研究的內容主要包括對其安裝過程的分析和承載特性的分析，研究方法主要是物理實驗和數值模擬，其中基礎結構的側向承載性能是其設計的主要關注點，另外，在水平荷載的作用下風機基礎和土體存在相互作用，研究方法有m法，以及本文用到的P-S曲線法和基于ABAQUS軟件的有限元法。李大勇等[6]通過數值模擬的方法，研究了砂土地基中吸力桶基礎的承載特性，并結合實際工程進行了對比分析，發(fā)現(xiàn)隨著水平荷載的持續(xù)作用，作用在吸力桶風機基礎上的力最終會通過裙壁和桶體傳遞到土體中，使其產生塑性變形。

上述對吸力桶基礎的研究主要關于結構與安裝，而對于基礎在水平荷載的作用下，結合樁土相互作用檢驗土體承載力的研究較少[7-8]。在實際工程的應用中，風機基礎的失效往往不是結構失效問題，而是與樁基接觸的土體發(fā)生了擠壓破壞從而失去了穩(wěn)定性。因此，本文重點研究樁土相互作用下吸力桶結構的水平極限承載力，并分析在計算承載力的過程中桶身受到的應力與彎矩分布情況。結合工程中經常使用的3種兆瓦級別的風機，計算出每種級別的風機適用的最小吸力桶桶身，計算結果為海上風電場的設計與應用提供了一定的參考。

1 有限元模型建立

本文以目前作為海上風電主力的5 MW風機為例開展有限元模擬，設置吸力桶基礎直徑為16 m，高15 m。在建立模型的過程中，如果土體的深度和高度過小，會影響計算精度，所以將土體直徑設置為至少128 m，高度為至少45 m。

在有限元模型中沿著y軸負方向施加重力荷載，沿著x軸正方向施加位移荷載。有限元模型中土體采用Mohr-Coulomb彈塑性本構模型，在不排水條件下，取摩擦角為25°，膨脹角為0.1°，泊松比v=0.25，建立網格屬性為C3D8R（八節(jié)點六面體）有限元模型，這種網格屬性對位移的求解相對精確，并且在網格受到荷載作用發(fā)生扭曲的情況下對精度的影響較小。吸力桶基礎結構采用線彈性本構模型，彈性模量E=2.1 GPa，泊松比v=0.3，接觸面分別為桶體內外側與土體和桶體下邊緣與土體。在將土體和基礎裝配起來分析之前，需要先結合土體形狀計算出地應力大小，再將計算結果賦予承載力計算有限元模型。土壤水平承載力與桶體橫向位移的關系計算根據向模型加載位移荷載后得到。當曲線斜率接近零時的荷載可以確定為吸力基礎結構在該土壤條件下的土體極限承載力。為了使研究具有廣泛性，本文選用砂土和黏土兩種土質參數分別進行分析。

2 計算結果分析

2.1 吸力桶基礎水平極限承載力分析

風機基礎的水平極限承載力求解方法為：向基礎耦合點添加位移荷載，得到荷載-位移（P-S）曲線，根據水平位移對應的水平荷載拐點值求得水平極限承載力，計算曲線如圖1所示。

圖1 黏土/砂土地基下吸力桶基礎P-S曲線

由圖1可知，在黏土地基下，當吸力桶頂部耦合點產生了12.2 cm的水平位移后，其水平極限承載力為4290 kN。在砂土地基下，吸力桶基礎P-S曲線的拐點出現(xiàn)在水平位移為10.4 cm時，此位置對應的基礎水平極限承載力為1862 kN。此時土體已經屈服，觀察等效塑性變形云圖，吸力桶已將上部土體破壞，破壞深度約為5.8 m，從而荷載反方向土體與桶體發(fā)生分離，水平分離長度約12.3 cm。

2.2 吸力桶結構分析

采用位移控制法設置吸力桶水平位移u分別為3 cm、6 cm、9 cm和12.2 cm四個分析步。

根據吸力桶桶體的應力分布圖可以看出，應力以桶底邊和桶頂下76 cm處兩側為中心不斷發(fā)展擴大，并且隨著位移的增加，擠壓土體一側的吸力桶頂部兩側受力相較于桶底部越來越明顯，逐漸成為受力最大的部位。吸力桶達到極限水平位移時，桶體最大應力為36.41 MPa。桶側底部上方1.5～7.6 m處應力較小，最小應力出現(xiàn)在桶側底部上方3.8 m處，約為7.51 MPa。

為了更全面展示吸力桶整體的應力變化，在后處理中沿著吸力桶受擠壓方向建立路徑，其Mises應力路徑設置如圖2a所示，對應的Mises應力分布如圖2b所示，其中圖2b中的角度表示的是圖2a中兩條路徑與x軸的夾角。如圖2可知，無論哪條路徑，當泥面下深度為0.8 m左右時，應力達到最大值，同時桶體受到擠壓作用產生的彎矩也最大，在上述位置之后應力逐漸變小，而后在桶底2 m范圍內應力再次明顯增大，因此，海床面以下5.3 m和桶底2 m這段區(qū)域在設計時需要考慮較多因素。

圖2 不同提取路徑的應力對比

2.3 土體變形分析

由于土體的強度比吸力桶的強度低，在受到位移荷載后土體先發(fā)生塑性屈服，桶內水平正向土體發(fā)生屈服，隨著桶頂水平位移增大，桶體擠壓側表面土體發(fā)生屈服，桶頂水平位移達到計算的極限值時，海床以下5.8 m均處于塑性破壞區(qū)域。

受到桶體擠壓的海床面水平位移云圖如圖3所示，幾乎2/3的區(qū)域發(fā)生水平位移，并且呈反射狀，可見土體的塑性破壞也呈放射狀分布，在距離桶體圓心3.4 m的區(qū)域內，土體位移隨徑向減小。

圖3 受到桶體擠壓的海床面水平位移云圖

2.4 不同土質下吸力基礎適應性分析

為探討不同級別的吸力桶式風機基礎所需要的最小桶深深度，本節(jié)分別在黏土和砂土兩種土體環(huán)境的地基下，對3 MW、5 MW和10 MW風機分別在桶深10 m、15 m和20 m結構參數下預計進行18組承載力分析。由于3 MW的風機基礎在桶深10 m的條件下已滿足承載力要求，為減少計算量，增大桶深的計算不再進行。對于10 MW的風機基礎，在兩種土體環(huán)境下，只有在桶深達到20 m的條件下能達到承載力的要求。通過計算可以看出，3 MW的風機需要10 m的桶深就足夠；5 MW的風機基礎至少需要15 m的桶深；10 MW的風機使用20 m深的吸力桶才相對安全。由于海上設施安裝制造過程煩瑣，成本較高，在計算后確定各兆瓦級別的風機適用吸力桶結構可以在初期設計階段降低成本。綜上所述，吸力桶基礎適應性的本質區(qū)別在于不同兆瓦級風機水平荷載、彎矩和上部風機結構的重力不同。

3 結語

本文基于海上風機單樁/吸力桶基礎有限元模型開展基礎水平極限承載力、桶體變形及土體變形研究，得到以下可以在設計中參考借鑒的結論。

（1）通過向吸力桶桶頂耦合點施加位移荷載得到的P-S曲線計算出5 MW風機吸力桶基礎的水平極限承載力為4290 kN，基礎桶頂水平位移為12.2 cm。

（2）分析吸力桶桶身彎矩和應力分布，綜合得出桶體易發(fā)生破壞區(qū)域為海床面以下5.3 m至桶底2 m的范圍內。

（3）隨著桶體頂部施加的位移載荷越來越大，相對于桶體強度更低的土體受到擠壓作用，產生的塑性屈服分布延徑向呈放射狀分布，分布形狀為半圓形，隨著泥面深度的增加，距吸力桶中心相同半徑處的水平位移逐漸減小。

（4）本文評估了3種兆瓦級別的風機對吸力基礎的適應性要求，為吸力基礎選型工程應用提供了參考依據。