汪順吉，甘 樂，劉 林，胡小康，張鳳武，韓 松

(1.長江勘測規(guī)劃設計研究有限責任公司，湖北 武漢 430010； 2.南方海上風電聯(lián)合開發(fā)有限公司，廣東 珠海 519006； 3.大連港灣工程有限公司，遼寧 大連 116600)

0 引 言

海上風電復合筒型基礎已在江蘇省多個海上風電場得到了成功應用，具有可一步式安裝到位和造價低等諸多優(yōu)點，但上部混凝土過渡段制造工藝復雜，需要大型的龍門吊且建造周期較長[1]。單樁基礎結構形式簡單，受力明確，但隨著海上風電機組單機容量的增大，大直徑單樁的應用受限于卷圓和沉樁設備[2]。單樁-筒組合基礎可以充分結合以上兩種基礎型式的特點，使各自優(yōu)點最大化。李寶仁[3]探究了單樁-筒組合基礎極限承載力的計算方法及影響承載力的關鍵因素。丁紅巖等[4]利用ABAQUS 軟件對樁-筒組合基礎單層黏土中的水平承載性能進行分析，結果表明：在一定范圍內(nèi)，樁-筒組合基礎水平承載性能隨樁入土深度、樁壁厚的增大而提高。劉潤等[5]通過單樁-筒組合基礎主要設計參數(shù)的正交試驗，得到影響基礎結構水平向變位和差異沉降因素的敏感度排序。

目前結合工程實例對海上風電單樁-筒組合基礎開展的承載特性研究較少。本文以福建漳浦海上風電場項目為例，對單樁-筒組合基礎的承載性能及其影響因素進行了比較分析。研究成果可為海上風電場設計提供參考。

1 模型建立

單樁-筒組合基礎的結構主要由鋼制筒體、貫穿整個筒體的鋼制單樁以及若干塊鋼制肋板組成，其中單樁和筒體之間采用灌漿連接，筒內(nèi)可設置鋼制分倉板。

利用大型有限元軟件ABAQUS建立單樁-筒-土體的三維有限元模型，以分析不同模型尺寸對組合基礎承載性能的影響。模型及有限元網(wǎng)格如圖1所示，其中鋼材材質為Q355C低合金高強度結構鋼，采用彈塑性本構的shell單元，彈性模量206 GPa，屈服強度355 MPa，密度7 850 kg/m3；土體采用Mohr-Coulomb理想彈塑性本構的solid單元[6]，相關參數(shù)見表1。經(jīng)試算，取土體模型的外徑為80 m、土層厚度100 m[7]。

計算中假設筒體下沉到海床面，即筒頂完全和土體頂面接觸[8]；單樁-筒與土體間、筒體與灌漿材料間、灌漿材料與單樁間均設置接觸，切向為“罰”、法向為“硬”接觸，鋼-土間的摩擦系數(shù)取結構-土體間摩擦角的正切值[9]，鋼-灌漿料間的摩擦系數(shù)取0.6[10]；約束土體外側的水平位移、豎向轉動，以及土體底部6個方向自由度。

圖1 模型及有限元網(wǎng)格

表1 土層參數(shù)

計算水深33 m，波高9.5 m，波長112 m，波周期9 s，采用JTS 145-2015《港口與航道水文規(guī)范》計算波流力。計算采用的風機塔底法蘭處極限荷載為水平力Fxy=2.09×106N，豎向力Fz=-7.70×106N，扭矩Mz=1.25×107N·m，彎矩Mxy=-1.66×108N·m，荷載作用分項系數(shù)和組合系數(shù)參考NB/T 10105-2018《海上風電場工程風電機組基礎設計規(guī)范》。

2 計算結果分析

有限元計算結果表明：變形是該結構在靜力分析階段的控制因素，結構強度和疲勞可通過增加板厚及優(yōu)化局部節(jié)點構造改善，所以在計算和分析過程中首先重點考慮減小變形，再考慮降低應力水平。

2.1 樁體直徑影響

設置的模型尺寸如表2所示，據(jù)此計算分析不同樁徑7.0，7.5，8.0，8.5，9.0 m下組合基礎的承載性能。

表2 不同樁徑組模型尺寸

圖2反映了不同樁徑下組合基礎的承載能力變化情況：當樁體直徑從7.0 m增大到9.0 m，泥面轉角下降約44%；當樁徑增大到8.5 m時，基礎的泥面轉角降到規(guī)范或行業(yè)要求的4.36×10-3rad以下；樁體直徑的增大使基礎的剛度和抗彎性能明顯提高、結構的水平承載性能顯著增強；在實際設計時，因考慮沉樁設備限制，建議在滿足設計要求的前提下適當減小樁體直徑。

圖2 變形隨樁體直徑的變化

樁體直徑增大的過程中，自重增加比結構豎向剛度增大對沉降量的影響稍大，故樁頂?shù)某两盗恳猜晕⒃龃?，但均遠小于規(guī)范或行業(yè)要求的100 mm。

2.2 樁體入土深度影響

設置模型尺寸如表3所示，計算分析不同樁體樁長(入土深度)50，55，60，65，70 m下組合基礎的承載性能。

表3 不同樁體入土深度組模型尺寸

圖3反映了不同樁體入土深度下組合基礎的承載能力變化情況：入土深度從50 m增大到70 m，泥面轉角下降約10%，而當入土深度大于65 m時則降到規(guī)范或行業(yè)要求的4.36×10-3rad以下；入土深度的增加可在一定程度上提高基礎的水平承載性能，但隨著入土深度的增加，泥面轉角減小的速率逐漸放緩，故入土深度存在“臨界值”，即入土深度達到某一數(shù)值后，通過增加入土深度來控制泥面轉角的效果不佳，且不夠經(jīng)濟。隨入土深度的增大，樁頂沉降量呈現(xiàn)小幅增加，與增大樁徑的效果類似，說明沉降量同樣受自重增加的影響更顯著。

圖3 變形隨樁入土深度變化

2.3 筒體直徑影響

設置模型尺寸如表4所示，計算分析不同筒體直徑16，20，24，28，32 m下組合基礎的承載性能。

表4 不同筒體直徑組模型尺寸

圖4反映了不同筒體直徑下組合基礎的承載能力變化情況：當筒體直徑從16 m(2倍樁徑)增大到32 m(4倍樁徑)，泥面轉角下降約30%；當筒徑增大到24 m(3倍樁徑)時，泥面轉角即可滿足規(guī)范或行業(yè)要求；筒徑的增大使筒體與表層土體間的接觸面積增大，表層土對筒壁提供了更大的側向抗力，從而降低泥面處的轉角和水平位移。

因此，建議在實際工程設計中根據(jù)表層土質確定筒體直徑，若表層土體條件較好，則較小的筒體直徑就可以有效約束泥面處的基礎；若表層土體性狀較差、壓縮模量和剪切模量較低，則需要增大筒體直徑；考慮施工和造價因素，一般建議筒體直徑控制在5倍樁徑以內(nèi)。

圖4 變形隨筒體直徑變化

2.4 筒體高度影響

設置模型尺寸如表5所示，計算分析不同筒體高度5，6，7，8，9 m下組合基礎的承載性能。

表5 不同筒體高度組模型尺寸

圖5反映了不同筒體高度下組合基礎的承載能力變化情況：當筒高從5 m增大到9 m，泥面轉角下降約2%，減小程度很小，且下降的速率有減緩的趨勢，說明筒高5 m時，表層土體給筒體提供的水平抗力和側摩阻力足夠，因此通過增加筒高來提高承載能力的效果并不明顯，且不夠經(jīng)濟；但是，在筒體高度未能滿足所需抗側移剛度時，筒體高度改變對組合基礎承載性能產(chǎn)生的影響尚不能排除。筒型基礎高度(入土深度)對樁-筒組合基礎承載性能的影響與筒體和樁相對剛度、土質條件等因素有關，本文研究范圍內(nèi)無法做出具體的影響結論。

圖5 變形隨筒體高度變化

同時，隨著筒體高度的增大，樁頂沉降量小幅增加，與增大樁徑和樁長的效果類似，說明沉降量受結構自重增加的影響同樣顯著。

2.5 筒頂板厚度影響

設置模型尺寸如表6所示，計算分析不同筒頂板厚度20，40，60，80，100 mm下組合基礎的承載性能。

表6 不同筒頂板厚度組模型尺寸

圖6反映了不同頂板厚度下組合基礎的承載能力變化情況：當筒頂板從20 mm增加到100 mm，泥面處轉角下降約8%，更厚的筒頂鋼板提供了更大的水平剛度和抗彎剛度，筒體在泥面處的側向和豎向抗力也隨之增大；要將基礎的泥面轉角降到規(guī)范或行業(yè)要求的4.36×10-3rad以下，則需要厚度80 mm以上的筒頂厚鋼板，顯然經(jīng)濟性不高。在實際工程中，建議增加筒頂梁系以提高筒頂部的整體和局部剛度，充分發(fā)揮材料的力學性能，節(jié)約造價。

圖6 變形隨筒頂板厚度變化

同時，筒頂板厚度增大，基礎頂沉降量基本無變化，說明筒頂板剛度的增加對整體結構的豎向剛度影響小。

2.6 筒內(nèi)分倉板影響

設置模型尺寸如表7所示，計算分析不同筒內(nèi)分倉板數(shù)量0，2，4，6，8塊組合基礎的承載性能。

表7 不同筒內(nèi)分倉板組模型尺寸

圖7反映了不同筒內(nèi)分倉板數(shù)量下組合基礎的承載能力變化情況：當分倉板從0塊增加到8塊，泥面處轉角下降約11%，分倉板數(shù)量的增加顯著增加了筒體和土體的接觸面積，提高了筒體范圍內(nèi)結構的整體剛度，使單樁和筒體的連接更可靠、整體性更強，并促進協(xié)同受力；但分倉板數(shù)量過多會使筒體每個倉隔間面積過小、下沉時易發(fā)生土塞而不利于下沉。因此，實際工程設計時還需要根據(jù)筒體大小和土層參數(shù)合理選擇分倉板的數(shù)量。

圖7 變形隨筒內(nèi)分倉板變化

此外，分倉板數(shù)量增多使筒體的側摩阻力增大，有利于控制基礎的沉降量。

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3 優(yōu)化后樁-筒組合基礎計算分析

根據(jù)前述計算分析結果對組合基礎進行優(yōu)化，優(yōu)化后的結構三維模型如圖8所示。

優(yōu)化后的基礎單樁直徑為7 m，與塔筒底法蘭外直徑保持一致，分段壁厚自上至下分別為65，70，75，80，75，70 mm，其中樁筒連接段及泥面附近處的壁厚最大，樁入土長度為65 m。

筒體直徑設置為3倍樁徑，即21 m，泥中筒體高度為5 m，外筒壁的壁厚為25 mm，筒內(nèi)分倉板設置為8塊，壁厚16 mm。

筒頂板厚度為20 mm。為加大頂板剛度，徑向均勻設置有8根T型次梁，次梁高度1 m，翼緣板寬0.5 m，次梁板厚25 mm；環(huán)向設置徑向間隔1 m的環(huán)形T型梁，環(huán)梁高度0.5 m，翼緣板寬0.2 m，環(huán)梁板厚25 mm。

為確保傳力效果，樁-筒間的連接件布置于筒內(nèi)分倉板上方，與分倉板數(shù)量相同(即8塊)，連接件壁厚45 mm，連接件中間鏤空處理，內(nèi)側和外側均設置有翼緣板，以在保證力學性能的同時節(jié)約用鋼量。

實際施工時，需先打入單樁，再負壓下沉筒體。為保證筒體和單樁協(xié)同受力，需對二者的間隙采用灌漿連接。泥面以上筒體直徑7.2 m，其內(nèi)側與單樁外側采用水下灌漿連接；圓環(huán)狀灌漿體厚度為100 mm，內(nèi)徑等于單樁直徑，外徑等于泥面以上筒體直徑；灌漿體高度為5 m，即泥面以上筒體高度。

ABAQUS有限元模擬極端工況下(風機緊急停機時)的計算結果如圖9～12所示。水平荷載同向側的單樁在與上部筒體交接位置的上沿出現(xiàn)了應力最大值113.6 MPa；水平荷載同向的連接件與上部筒體交界處應力最大，達97.1 MPa，反向的位置相對較小；外圈T型環(huán)梁的最大應力較內(nèi)圈大，滿足設計最大應力要求。

筒體應力較大的區(qū)域主要分布在分倉板上，最大應力出現(xiàn)在水平荷載同向側的分倉板與單樁連接的頂部，這說明泥面位置處的筒體及分倉板給單樁提供了較大的抗力。Mises應力最大值為143.8 MPa，滿足設計要求。

圖9 極端工況下樁體Mises應力

圖10 極端工況下連接件及筒頂次梁與環(huán)梁Mises應力

圖11 極端工況下筒體Mises應力

連接部分灌漿體在與荷載同向的頂部出現(xiàn)最大壓應力，Tresca最大應力為16.5 MPa。在實際工程中，可以在連接區(qū)域的上部筒體內(nèi)表面和單樁外表面分別設置剪力鍵，以增強灌漿體與鋼材表面間的粘合與密閉摩擦作用，改善局部承載性能。

在正常使用工況下，有限元計算的位移變形結果如圖13～16所示?？梢钥闯?，樁-筒組合基礎在荷載作用下發(fā)生轉動。在荷載作用方向的同向，與筒體外側接觸的表層土體被擠壓隆起，最大隆起高度為14.22 mm，土體處于被動區(qū)；與荷載作用方向反向的筒體與土體發(fā)生了相對滑移，樁底部的土體對樁-筒組合基礎的轉動起支撐和束縛作用，樁底土體產(chǎn)生塑性變形區(qū)。泥面處的差異沉降為86.48 mm，泥面轉角位4.12×10-3rad；基礎頂沉降量7.31 mm，基礎頂轉角為8.10‰，均滿足設計要求。

圖12 極端工況下灌漿體Tresca應力

圖13 正常工況下基礎與土體變形

圖14 正常工況下土體塑性變形

圖15 正常工況下筒體豎向變形

參照NB/T 10105-2018《海上風電場工程風力機組基礎設計規(guī)范》校核基礎豎向承載力，得Nd/Qd=0.54<1，滿足設計要求。

圖16 正常工況下樁體豎向變形

綜上所述，結構優(yōu)化后的樁-筒組合基礎的變形及結構強度滿足設計要求，鋼材總重1 085 t，比同樣滿足設計要求的直徑9 m的單樁節(jié)約5%的用鋼量?？紤]到目前適用于9 m樁徑的沉樁設備相對匱乏，該種樁-筒基礎在造價和施工可行性方面具備一定優(yōu)勢。

4 結 論

本文結合工程實例，利用ABAQUS有限元軟件建立單樁-筒-土體的三維模型，計算分析了不同模型尺寸對組合基礎承載性能的影響，并根據(jù)分析結果對組合基礎進行了優(yōu)化，得到了如下結論。

(1) 增加樁體直徑可顯著增強結構的水平承載性能，但出于對沉樁設備因素的考慮，建議實際設計時適當減小樁體直徑。

(2) 增加樁長可在一定程度上提高基礎的水平承載性能，但樁長達到“臨界值”后，樁長增加對結構承載性能的提高效果不佳，也不夠經(jīng)濟。

(3) 若表層土體條件較好，則較小的筒體直徑就可以有效約束泥面處的基礎；若表層土體性狀較差，則需要增大筒體直徑。一般建議筒體直徑控制在5倍樁徑以內(nèi)。

(4) 更厚的筒頂鋼板可以一定程度改善基礎在泥面處的承載能力，但實際工程中建議通過增加筒頂梁系提高筒頂部的整體和局部剛度。

(5) 分倉板數(shù)量的增加，提升了筒體的承載能力，提高了筒體范圍內(nèi)結構整體剛度，促進樁-筒協(xié)同受力。但為了避免下沉時出現(xiàn)土塞，在實際工程設計時還需要根據(jù)筒體大小和土層參數(shù)合理選擇分倉板的數(shù)量。

(6) 結構優(yōu)化后的樁-筒組合基礎的變形及結構強度滿足設計要求；相比于超大直徑單樁，樁-筒基礎在造價和施工可行性方面具備一定優(yōu)勢。

(7) 在進行實際工程設計時，需在連接件與泥面上筒體相交位置處進行節(jié)點加強處理，以防止疲勞破壞。