黏土地基桶形基础承载特性与参数敏感性分析

邢占清，黄立维，张金接，符　平

(1.中国水利水电科学研究院， 北京 100044； 2.北京中水科工程总公司， 北京 100044)



黏土地基桶形基础承载特性与参数敏感性分析

邢占清1,2，黄立维1,2，张金接1,2，符平1,2

(1.中国水利水电科学研究院， 北京 100044； 2.北京中水科工程总公司， 北京 100044)

为了研究黏土地基桶形基础的承载特性，开展了离心模型试验和数值分析研究，得到了荷载位移曲线，揭示了其主要破坏模式，分析了土体参数、基础尺寸对其承载特性的影响规律。结果表明，海上风机桶形基础的破坏模式主要为转动；土体修正剑桥模型参数回弹曲线斜率、泊松比、孔隙比、有效重度对承载特性影响较大，研究条件下桶形基础的最优高径比约为0.57。

近海风机；桶形基础；承载特性；敏感性分析

风力发电是目前技术最成熟、最具规模化开发条件和商业化发展前景的可再生能源发电方式之一[1]，近年来我国海上风电发展迎来了新机遇。我国东部沿海电网特点、经济发展模式与欧洲类似，具有适宜大规模开发的基础条件；国产化的海上专用机组研发成功，单机容量不断增大，机组单位造价持续下降；基础造价不断下降，单桩、导管架和桶形基础等结构型式逐渐被工程界认可接受，建设工期缩短、工程投资降低。桶形基础为顶端封闭、下端开口的倒置桶状结构，水深适应范围较广，是近20年来应用于海洋工程有较好发展前景的基础型式[2]。丹麦Frederi kshavn风电场首次将桶形基础应用到海上风机，充分说明了类似条件下其作为海上风机基础的可行性，且体现出了较多的优势，如易于拆除、安装工期短、费用低等。限于国外技术保密，加上近海受台风影响、淤泥较为深厚的客观条件，桶形基础在我国海上风电中的研究和应用较为缓慢，截止目前仅道达重工在江苏启东某码头边距岸不足20 m处安装了一台采用复合桶形基础的2.5 MW海上风电样机，但运行条件与真正的海洋环境存在较大的差异。

国内外许多学者围绕桶形基础承载特性开展了大量的研究工作，主要包括模型实验、极限平衡分析、有限元模拟等[3-7]，但针对水平荷载、竖向荷载、弯矩荷载共同作用下承载力较差的饱和黏土地层承载特性研究并不多见。另外，风机运行对桶形基础水平向变形要求严格，需综合运用现场监测、模型试验和数值模拟等多种手段开展研究[8]。为此，本文采用离心模型试验结合三维弹塑性有限元分析的手段，对近海风机桶形基础承载特性与参数敏感性进行分析，以期为其结构设计提供必要的参考。

1　离心模型试验

1.1试验设备

本文采用清华大学土工离心机进行试验，有效旋转半径2 m，容量50 g·t，最大离心加速度250g。模型箱的有效内部尺寸为600 mm×200 mm×535 mm(长×高×宽)，一侧为透明有机玻璃板，以方便观测土体的变形。

1.2试验方案

设计了2组离心模型试验，研究饱和黏土地基桶形基础承载变形特性，试验方案见表1。

表1　离心模型试验方案

1.3模型制作与布置

土样取自江苏响水近海，塑限ωp=27.8%、字母格式刷以后，看不全角标液限ωL=47.4%、含水率ω=36.8%；室内固结试验得到的不同固结压力下干密度、孔隙比见图1。

图1不同固结压力下土体干密度、孔隙比变化图

方案1地基土为欠固结土，方案2地基土为28 kPa围压下固结土。采用铝制圆桶模拟桶形基础，试验模型取对称的一半，模型壁厚0.8 mm、质量800 g。根据模型箱尺寸和桶形基础的高度，确定模型比尺为50。

取土及足量水置于搅拌机中，浸泡1 d，在85 kPa真空度条件下搅拌约4 h，再浸泡1 d[9]。预先在模型箱中放入一定深度水，将搅拌饱和后的土样缓慢移入模型箱中，放置土样时保证土样始终位于液面以下。移入土样后加塑料排水垫层，上压荷载板，分层分级进行预压固结。制备好地基后，将桶形基础模型嵌到地基中。离心加速度加至50g后，分级施加水平静载荷，直至破坏，折算至原型的水平荷载时程曲线见图2。

图2水平荷载时程曲线

水平荷载作用下，桶形基础发生转动并倾斜。荷载较小时，土体处于弹性阶段，变形逐渐增大但增幅较小；荷载大于临界荷载时土体进入塑形阶段，基础水平变形较大；荷载大于极限荷载后，土体变形较弹性阶段变形增速达数倍，水平力迅速下降，变形远超海上风机正常发电时的限制要求，图3为试验结束后的照片。

试验得到的特征荷载值见表2。由表2可以看出，相同土性的地基，干密度不同，极限承载力相差较大。

表2　特征荷载值

2　承载变形特性数值模拟

利用ABAQUS有限元软件对离心模型试验进行数值模拟，在分析验证的基础上，对近海风机桶形基础承载变形特性开展研究。

图3试验结束后基础图

2.1离心模型试验数值模拟

对2组离心模型试验进行数值模拟，桶形基础采用线弹性模型，参数见表3。地基土体采用修正剑桥模型，取制备完成后的地基土样进行等向固结试验和三轴压缩试验，得到土体参数见表4。

表3　桶形基础参数

表4　地基土体参数

选取具有代表意义的桶形基础顶部中心点水平位移进行对比分析，结果见图4。

由图4可以看出：

(1) 离心模型试验和数值分析得到的桶形基础中心点水平位移随荷载的变化规律基本一致。

图4桶顶中心荷载位移图

(2) 方案1：水平荷载26 kN～56 kN离心模型试验荷载-位移曲线出现扭曲，可能是由位移测量误差造成；不考虑该荷载范围时，相同水平位移条件下离心模型试验的水平荷载和三维模拟得到的水平荷载相对误差在16%以内(误差最大值15.75%发生在荷载较小的阶段，离心模型与三维模拟荷载差值仅为0.79 kN)；呈现水平位移小相对误差大、水平位移大相对误差小的规律。离心模型试验极限荷载为71 kN，有限元计算得到的极限荷载为60 kN。

(3) 方案2：不同水平位移条件下离心模型试验和有限元分析得到的桶形基础水平荷载差值最大为11 kN，相对误差最大值为15.38%；基本呈现水平位移小相对误差大、水平位移大相对误差小的规律。离心模型试验极限荷载为142 kN，有限元计算得到的极限荷载为137 kN。

考虑到极端荷载作用下近海风机桶形基础顶部中心点水平位移在10 cm以内，该范围内两个方案极限荷载相对误差均在15%左右。根据工程实践，可以认为桶形基础中心点水平位移离心模型试验和三维有限元模拟互相验证、结果吻合较好。

2.2承载变形特性数值分析

以江苏响水2 MW近海试验风机参数及水文资料进行分析，试验风机离岸约3.5 km，水深约4 m，海床以下19 m深度内以黏土为主。参考江苏响水2 MW近海试验风机厂家提供的资料，风机轮毂中心距离塔筒底部61.5 m时，作用在塔筒底部的最大风机荷载见表5。

表5　作用在塔筒底部的最大风机荷载

计算波浪荷载、潮流荷载后，承载能力极限工况下作用在桶形基础顶部的最大荷载为：竖向荷载3 040 kN，水平荷载782 kN，弯矩荷载60 523 kN·m。取直径30 m、高17 m的钢质桶形基础进行分析，桶体采用线弹性本构模型，地基土体采用修正剑桥模型，并考虑土体受荷后的排水特性，具体桶土参数见表6、表7。海上风机桶形基础直径较大、入土深度相对较小、桶体抗弯刚度远大于地基刚度，水平荷载作用下桶基与无承台短桩受力特性相似[10]。海上风机对基础变形要求较为严格，极限承载力的确定还须满足基础变形要求。以黏土地基70 m机组高度的近海风机为例，根据《风电机组地基基础设计规定》[11](FD 003-2007)取基础沉降量允许值200 mm、倾斜率允许值5‰为变形限制条件。

表6　桶形参数

表7　土体参数

经试算，地基土体水平向取6倍桶径，竖向取3倍桶高；模型及荷载均具对称性，采用1/2模型进行分析，见图5。对称面上施加对称约束，土体底部施加固定约束，土体外周施加水平向位移约束，土体自重平衡后在表面施加排水边界[12]。桶体采用C3D8单元，土体采用C3D8P单元。桶土间作用采用摩尔库伦摩擦定理描述，摩擦系数由式M=6sinφ/(3-sinφ)、μ=tan(0.75φ)推求内摩擦角后确定。

图5　有限元计算模型图

图6　竖向位移图(单位：m；位移放大比例：200)

图7合位移等值线图(单位：m)

据图6、图7分析结果可以得出：(1) 承载能力极限工况下靠近主动侧顶面桶土发生了脱离，右侧土体有隆起现象；桶体中心点沉降量为3.5 mm，桶体水平位移为9.2 mm，桶体不均匀沉降量为19.1 mm，倾斜率为0.6‰；(2) 转动破坏是较大水平荷载、弯矩荷载共同作用下的桶形基础的主要破坏模式，这与离心模型试验得到的结果一致；(3) 研究条件下桶体转动点距桶底3.19 m，为桶体入泥深度的0.81倍，这与孙曦源[13]对水平荷载作用下软土中桶形基础的研究结果较为接近；(4) 最大合位移出现在桶形基础的右侧，右侧合位移变化梯度较大，转动点与中心的距离约为0.11倍桶径。

3　参数敏感性分析

岩土工程中土体参数对计算结果有着显著的影响，由土体参数造成的误差有时很大。修正剑桥模型参数通常由室内试验获取，但其结果受取样的代表性、试样的扰动、试验的误差等因素影响，试验得到的参数可能会与实际情况有一定的差别。另外，桶形基础尺寸对风机基础运行限制指标影响显著，且直接影响风机运行安全性和投资经济性，故分析时一并讨论。

3.1剑桥模型参数的影响

张庆山等[14]对杭州淤泥质黏土做了大量试验，认为该地区黏土修正剑桥模型参数范围为：M在0.6～0.9之间、λ在0.05～0.15之间、κ在0.01～0.03之间，依据其建议参数范围进行分析。为了比较各参数对桶形基础变形的影响，分别取各参数中间值及其对应的变形量作为基准值，计算参数变化率和基础变形变化率，将参数变化率和相应桶顶水平位移变化率、桶基倾斜率变化率绘制在图8、图9中。

图8　桶顶水平位移和剑桥模型参数间关系图

图9桶基倾斜率和剑桥模型参数间关系图

由图8、图9可以看出：(1)M、λ、κ增减时，桶顶水平位移和桶基倾斜率也随之增减；(2)κ影响最大，变化-50%、50%时水平位移变化率分别为-32%、31%，倾斜率变化率分别为-36%、30%；(3)λ影响次之，变化-50%、50%时水平位移变化率分别为-7%、11%，倾斜率分别为-8%、12%；(4)M影响最小，在-20%～20%范围内变化时，水平位移和倾斜率均小于2%。

3.2泊松比、初始孔隙比、浮重度的影响

图10　桶顶水平位移和泊松比、初始孔隙比、浮重度间关系图

图11桶基倾斜率和泊松比、初始孔隙比、浮重度间关系图

由图10、图11可以看出：①γ′、e0增减时水平位移和倾斜率呈反向增减，e0影响较大，变化-30%、30%时水平位移变化率分别为14%、-10%，倾斜率变化率分别为16%、-11%；②ν对水平位移和倾斜率影响较为复杂，变化-38%、20%时水平位移变化率分别为2%、17%，倾斜率变化率分别为-3%、20%。

3.3桶形基础尺寸的影响

桶形基础尺寸主要包括桶径和桶高，其对桶顶水平位移变化率、桶基倾斜率的影响见图12、图13。

由图12、图13可以看出：(1) 桶径增减时水平位移大致随之增减；桶高增减时顶水平位移变化较为复杂；(2) 桶径对水平位移影响显著，其变化-27%、25%时水平位移变化率分别为121%、-37%；(3) 桶高对水平位移具有一定影响，其变化-35%、12%时水平位移变化率分别为23%、-15%；(4) 高径比大于0.57时倾斜率降速明显变小，从工程投资及承载角度而言高径比0.57是本文研究条件下的最优高径比。

图12　桶顶水平位移和基础尺寸间关系图

图13桶基倾斜率和基础尺寸间关系图

4　结　论

(1) 以江苏响水2 MW近海试验风机参数进行分析，结果表明淤泥质黏土地基采用桶形基础建设风机是可行的。

(2) 黏土地基上桶形基础的破坏形式为转动，破坏时基础桶壁与主动侧土体会产生裂缝。

(3) 相同土性黏土地基土体干密度对基础承载特性影响较大，桶形基础沉放前若对地基土体进行预压固结会极大地提高基础承载能力。

(4) 回弹曲线斜率、泊松比、土体孔隙比、土体有效重度对计算结果影响较大，应慎重选用。

(5) 从工程投资及承载角度而言，研究条件下的桶形基础最优高径比为0.57。

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Bearing Capacity and Parameter Sensitivity Analysis of Soft Clay Bucket Foundation

XING Zhanqing1,2, HUANG Liwei1,2, ZHANG Jinjie1,2, FU Ping1,2

(1.ChinaInstituteofWaterResourcesandHydropowerResearch，Beijing100044,China; 2.BeijingIWHREngineeringCorporation，Beijing100044,China)

In order to study the bearing capacity of the soft clay bucket foundation, centrifugal model and numerical analysis tests were carried out in this research. The load-displacement curve, main failure mode and the influence of the soil parameters and the basic dimensions were obtained. The main conclusions are: the main parameters affect the failure mode of the bucket foundation of off shore wind turbine areκ,ν,e0,γ, Under the research condition, the optimal bucket foundation height to diameter ratio is about 0.57.

offshore wind turbine; bucket foundation; bearing capacity; parameter sensitivity analysis

10.3969/j.issn.1672-1144.2016.04.003

2016-03-01

2016-03-29

中国水利水电科学研究院科研专项“黏土地基近海风机桶形基础承载变形特性研究”(EM0145B17201500000)

邢占清(1981—)，男，内蒙古卓资人，博士，高级工程师，主要从事近海风电及地基处理方面的研究工作。

E-mail：xingzhq@iwhr.com。

TU442

A

1672—1144(2016)04—0011—06