上覆软土层对海上风电四筒基础承载特性影响

2020-02-08丁红岩张超张浦阳1翟汉波

哈尔滨工程大学学报 2020年1期

丁红岩，张超，张浦阳1,，翟汉波

(1.天津大学水利工程仿真与安全国家重点实验室，天津 300072； 2.天津大学滨海土木工程与安全教育部重点实验室，天津 300072； 3.天津大学建筑工程学院，天津 300072)

风能是一种可再生清洁能源，近十几年全球海洋风电产业迅速发展，同时风机的基础形式也得到了丰富和发展。风机基础结构形式的选择对风机建设成本具有重要影响，合理的基础形式能够大大降低设计施工费用。筒型基础具有设计施工简单、节约成本和适用条件广泛的优点，近年来被广泛地应用于海洋风电设施建设当中，其中宽浅式四筒基础具有抵抗超大水平荷载和自身稳定性强的优势，因此宽浅式四筒基础被应用于风机基础。

在筒型基础应用研究中，国内外学者进行了大量研究。1994年挪威EUROPIPE16/11E大型导管架生产平台的基础首次采用筒型基础[1]，2012丹麦腓特烈港建成首台风机筒型基础，开创海上风电领域应用先河[2]，随后筒型风机基础的研究逐渐兴起。丁红岩等[3]、李大勇等[4]、Koh等[5]对筒型基础安装、拖航和基础上部导管架连接结构等进行了研究，对筒型基础的推广和应用具有重要作用。Kim等[6]通过有限元ABAQUS软件对三筒基础的承载特性进行了研究。Huang等[7]和Tran等[8]通过有限元法对水平荷载和弯矩联合作用下的三筒基础的承载特性进行了研究，对饱和粘土和砂土中三筒承载特性进行了分析。武科等[9]和刘树杰等[10]对饱和粘土中多筒基础和单筒基础的承载特性进行了三维数值分析，阐述了筒型基础的承载能力、破坏特征和破坏机制。闫澍旺等[11]和金书成等[12]通过数值分析方法对均质地基中单筒基础的承载特性、破坏机制和理论计算等进行了研究。练继建等[13]和刘润等[14]对多层土和均质土地基中的宽浅式单筒基础进行了三维数值分析，研究了将多层土均质化的承载计算方法、基础的失效模式和承载特性。张浦阳等[15]对三筒基础和四筒基础的承载特性和上部支撑结构的受力性能进行了数值分析，研究了三筒基础和四筒基础承载特性。丁红岩等[16]通过有限元法对复合式筒型基础承载特性进行了研究，分析了复合筒型基础在单向荷载作用和复合加载作用下基础的承载能力和承载特征。

筒型基础承载特性方面的研究理论不断发展和完善，推动了筒型基础在实际工程中的应用。但筒型基础承载能力的研究主要在均质土中进行，复杂土质条件下高径比较小的宽浅式四筒基础承载特性研究较少。然而，我国部分海域粉质砂土地基表面存在不同厚度的淤泥质粘土层，势必会对宽浅式四筒基础的承载特性造成影响，因此有必要对含有上覆软弱土层的砂土地基中宽浅式四筒基础的承载能力及承载特征进行研究，文中采用单向荷载研究方法，对上覆软土层地基中宽浅式四筒基础的承载能力、极限状态时的破坏特征和筒侧的土体压力进行研究，更加清楚的区分了单向荷载作用下上覆软土层对宽浅式四筒基础承载特性的影响。

1 有限元模型

1.1 计算模型

文中采用通用有限元软件ABAQUS建立海上风机四筒基础原尺寸模型[15]，四筒基础间刚性连接，如图1(a)所示。四筒基础模型采用钢制线弹性本构模型，密度为7 800 kg/m3，弹性模量为2.1×105MPa，泊松比为0.3。风机四筒基础塔架底部距筒体顶面距离为22 m，采用塔架底座作为加载控制点时，在水平加载工况研究中因加载点高度会产生弯矩，水平荷载和弯矩在研究中相互影响。为了得到纯单向荷载作用下四筒基础在上覆软土地基中的承载规律，模型中抑制筒体上部结构，选择四筒基础模型筒顶几何中心作为加载控制点，采用位移控制法分别施加竖向、水平和弯矩荷载，四筒计算模型和加载方法如图1(b)所示。

图1 有限元模型及加载方法Fig.1 Finite element model and loading method

选取粉质砂土层为四筒基础主体土层，淤泥质粘土为上覆软土层，设定淤泥质粘土层厚度h分别为0、1、2、3和4 m。地基土体采用直径为300 m、高度为90 m的圆柱体，可以消除边界条件对四筒基础受力性能的影响，土体底面采用固端约束，侧面采用水平约束，土体和筒型基础接触面建立接触对模拟筒土接触关系，土体采用Mohr-Coulomb本构模型，具体参数如表1所示。

表1 土体参数Table 1 Parameters of specimens

1.2 计算方案

具体研究方案如下表2所示。表中规定：F代表四筒，V、H和M分别代表竖向、水平和转角加载，0、1、2、3和4代表淤泥质粘土层厚度，0°和45°加载时分别用末位数字0和45代表。例如，F-M-2-45代表上覆软土层厚度为2 m时四筒基础在对角弯矩作用下承载特性研究方案。

表2 计算方案Table 2 Calculation scheme

2 宽浅式四筒型基础竖向承载特性

2.1 竖向极限承载能力

在粉质砂土和上覆不同厚度软土层地基中，宽浅式四筒基础的竖向荷载-位移曲线和上覆软土层对竖向承载力影响分别如图2、图3所示。

图2 竖向荷载-位移曲线Fig.2 Vertical load-displacement curve

图3 上覆软土层对竖向承载力影响Fig.3 Influence of soft soil layer on vertical bearing capacit

取筒型基础沉降量0.07D时所对应的荷载值作为竖向极限承载力[16]。由图2和图3可知，软弱土层厚度为0、1、2、3和4 m时，宽浅式四筒基础竖向极限承载力为300、290、270、262和250 MN，软土层厚度1、2、3和4 m条件下竖向极限承载力比软土层厚度0 m时分别降低3%、10%、14%和19%。对极限承载能力降低幅度与软土层厚度关系进行公式拟合，发现宽浅式四筒基础竖向承载力降低幅度随软土层厚度近似线性增长。

2.2 竖向荷载作用下四筒基础破坏特征

竖向荷载作用下，以0°加载时上覆软土层厚度为0、2和4 m方案为例，对极限状态时宽浅式四筒基础的土体等效塑性应变进行研究，如图4所示。竖向荷载极限状态时宽浅式四筒基础的等效塑性应变主要分布在筒体底部区域，筒体发生竖向沉降，筒底端部刺入下部土体，因此沉降量大且土体产生的塑性应变也最大，从而四筒基础发生竖向冲剪破坏。受上覆软土层影响，筒体沉降变形增大，筒底端部刺入沉降量增大，极限状态时竖向冲剪破坏特征更明显。

2.3 上覆软土层对四筒基础土压力影响

竖向荷载作用下，对筒顶接触面土压力进行研究，考虑到相同土质条件下宽浅式四筒基础每个筒体顶面土压力分布相同，以筒体A为研究对象，沿四筒基础对角A-C方向提取筒土接触面节点土体压力进行研究，节点编号由外至内按1～13排列。不同土质条件下筒顶接触面土压力分布如图5。

图4 竖向荷载作用下土体等效塑性应变Fig.4 Equivalent plastic strain of soil under vertical load

图5 筒顶土压力分布曲线Fig.5 Soil pressure distribution curve at top of bucket

由图5可知，竖向极限荷载作用下，砂土地基中筒顶面土压力呈现中心大，筒壁边缘处小的凸形分布规律，含上覆软土层的地基中筒顶面土压力呈现沿筒体径向均匀的分布规律，并且随着软土层厚度的增加土压力沿径向分布更加均匀。上覆软土层使筒体顶面土压力降低，且降低幅度在随软土层厚度的增加而增长。上覆软土层的存在降低了砂土地基中筒体顶面承担竖向荷载的能力，但也使接触面土压力在筒顶分布更加均匀，能够减小筒型基础顶面应力集中程度，设计中地基上覆软土层对竖向承载造成的影响应综合考虑，合理取舍。

3 宽浅式四筒型基础水平承载特性

3.1 水平极限承载能力

在粉质砂土和上覆不同厚度软土层地基中，水平荷载作用下宽浅式四筒基础的荷载-位移曲线和上覆软土层对水平承载力影响分别如图6、图7所示。

图6 水平荷载-位移曲线Fig.6 Horizontal-load displacement curve

图7 水平承载能力降低幅度-软土层厚度关系曲线Fig.7 Reduction of horizontal bearing capacity-relationship curve of soft soil thickness

四筒基础水平极限承载能力控制点采用0.02倍的筒高加0.02倍的加载点到筒顶面距离作为宽浅式四筒基础的极限承载力控制点[16]，模型加载点距筒面距离为零，筒型基础高度6 m，因此取水平位移达到0.12 m的水平荷载作为四筒基础的水平极限承载力。由图6可知，在粉质砂土地基中，四筒基础平行加载和对角加载的水平极限承载力分别为46和38 MN。平行加载方式时四筒基础水平极限承载力分别为44、40、35和33 MN，对角加载方式时四筒基础水平极限承载力分别为36、33、31和28 MN。由图7可知，上覆软土层厚度为1、2、3和4 m的条件下，四筒基础水平极限承载力平行加载方式时分别降低5%、13%、24%和28%，对角加载方式时分别降低5%、13%、18%和26%。对极限承载能力降低幅度与软土层厚度关系进行公式拟合，可知四筒基础水平极限承载力降低幅度随软土层厚度近似线性增长。

3.2 水平荷载作用下四筒基础破坏特征

3.2.1 四筒基础转动中心位置分析

水平荷载作用下，砂土地基和上覆软土层地基中的宽浅式四筒基础位移模式相同。以方案F-H-0-0的基础位移为例，对0°加载条件下四筒基础转动中心位置进行研究，四筒基础位移如图8所示。

由图8可知，水平加载初期，水平荷载很小时四筒基础竖向位移均向下，水平位移与荷载方向相同，四筒基础位移模式表现为平动。极限状态时四筒基础临载侧筒体竖向位移沿加载方向发生变向，背载方向竖向位移为正值，临载方向竖向位移为负值，可见四筒基础围绕临载侧筒体的某条轴线发生旋转破坏。同时，极限状态下水平位移方向仍保持与荷载方向一致，可以断定四筒基础旋转中心位于临载侧筒底部某一深度处。

图8 四筒基础位移Fig.8 Displacement of four bucket foundation

为进一步确定旋转中心的位置，分析上覆软土层对旋转中心位置的影响，以临载侧最外部筒体B为研究对象，沿水平荷载方向提取筒体径向两端点的竖向位移，规定背载侧端点x坐标为0，临载侧端点x坐标为10，得到不同土质条件下筒体径向端点竖向位移分布，如图9所示。

图9 筒径方向上竖向位移分布Fig.9 Vertical displacement distribution in bucket diameter direction

由图9知，取竖向位移为零的位置为转动中心在水平方向上的位置。水平极限荷载作用下，四筒基础转动中心位于临载侧筒体内部，0°加载时转动中心距背载侧筒壁约4 m，45°加载时距背载侧筒壁约0.3 m。砂土地基和上覆软土层地基中的宽浅式四筒基础转动中心水平方向上位置大致相同，软土层对极限状态下四筒基础转动中心水平位置无影响。

3.2.2 四筒基础土体破坏特征

水平荷载作用下，以F-H-0-0、F-H-2-0和F-H-4-0方案为例，对上覆软土层对基础土体塑性破坏特征的影响进行研究，土体等效塑性应变如图10。

由图10可知，水平承载极限状态下四筒基础土体塑性破坏区主要分布在筒体前侧和筒体端部位置。受软土层影响，临载侧筒体外壁软土层的土体等效应变数值降低，甚至出现等效塑性应变区域退化现象，表明水平极限承载状态时上部软土层土体未发生破坏。基础土体塑性区下移，下部土体等效塑性应变增大，水平荷载承担增加，下部砂土层在抵抗外部水平荷载其决定性作用。

图10 土体等效塑性应变Fig.10 Equivalent plastic strain of soil under horizontal load

3.3 水平荷载作用下四筒基础土压力分布

水平极限状态下，四筒基础围绕临载侧筒体底部某一深度处的旋转中心发生转动，背载侧筒体顶面斜向上拔出，临载侧筒体顶面斜向下压入土体，以F-i-0(i=0，1，2，3，4)为例，沿水平荷载作用方向提取临载侧基础埋深范围内的土压力，分析土压力分布和软土层厚度的关系。水平荷载作用下四筒基础土压力分布如图11所示，沿荷载作用方向筒壁分别用1，2表示。

由图11可知，水平荷载作用下四筒基础筒壁土体抗力主要由临载方向的被动土压力提供，且同一筒体临载方向被动土压力大于背载方向被动土压力，同一筒体临载方向土体受挤压程度较大。被动土压力随埋深的增加而增长，在埋深5～6 m的范围内被动土压力增长幅度最大，主动区土压力因筒土分离而很小并且趋近于零。受上覆软土层影响，基础埋深0～5 m范围内的主被土压力随软土层厚度增加而减小，在埋深5～6 m范围，土压力分布受四筒基础运动形式影响，极限状态下临载侧筒体B的临载方向，筒壁沿埋深方向水平位移相差较小，以平动为主；而对应背载侧筒体A因距转动中心较远筒壁竖向水平位移分布相差较大，以转动为主；筒体B内部左侧的底部土体和筒体A内部右侧的底部土体受筒体水平和竖向挤压程度较大，被动土压力较大。因此，筒体B内部左侧底部土压力比筒体A内部左侧底部土压力大，相反侧土压力则小。

4 宽浅式四筒型基础抗弯承载特性

4.1 抗弯承载能力

在粉质砂土和上覆不同厚度软土层地基中，在弯矩作用下宽浅式四筒基础的弯矩-转角曲线和上覆软土层对抗弯承载力影响分别如图12、图13所示。

取转角为0.01弧度时所对应的弯矩值为四筒基础抗弯极限承载力控制点[16]。由图12和图13可知，在粉质砂土地基中，四筒基础平行加载方式和对角加载的抗弯极限承载力分别为196和170 MN·m。在软土层厚度为1、2、3和4 m的条件下，平行加载时四筒基础抗弯极限承载力分别为185、70、158和154 MN·m，对角加载时抗弯极限承载力分别为160、153、140和138 MN·m，四筒基础平行加载时抗弯极限承载力分别降低6%、13%、19%和21%，对角加载时抗弯极限承载力分别降低6%、10%、18%和19%。对极限承载能力降低幅度与软土层厚度关系进行公式拟合，发现四筒基础抗弯极限承载力降低幅度随软土层厚度近似线性增长。

图11 水平荷载作用下四筒基础埋深-土压力分布曲线Fig.11 Depth-earth pressure distribution curve of four bucket foundation under horizontal load

图12 弯矩-转角曲线Fig.12 Moment rotation curve

图13 抗弯承载能力降低幅度-软土层厚度关系曲线Fig.13 Reduction of bending bearing capacity-relationship curve of soft soil thickness

4.2 弯距荷载作用下四筒基础破坏特征

4.2.1 四筒基础转动中心位置分析

弯矩荷载作用下，砂土地基和上覆软土层地基中的宽浅式四筒基础位移模式相同。以方案F-M-0-0的基础位移为例，对弯矩加载条件下四筒基础转动中心位置进行研究，四筒基础位移如图14所示。

由图14(a)可知，弯矩加载初期，弯矩荷载较小时背载侧筒型基础竖向位移为正值，临载侧筒型基础竖向位移为负值，四筒基础围绕四筒基础中心旋转，四筒基础水平向位移以筒体某高度为分界线，分界线上部筒体水平位移为正值，下部位移为负值，因此可判断出弯矩荷载较小时转动中心位于四筒基础几何中心筒底面以上某一深度处。弯矩极限荷载作用下，同理依据筒型基础竖向和水平位移的关系，可以判断出弯矩极限荷载时四筒基础转动中心位于临载侧筒体内部某一高度处，如图14(b)所示，从弯矩加载初始到弯矩达到极限时，水平方向上四筒基础转动中心由四筒基础几何中心转移到临载侧筒体内部。

为进一步确定旋转中心的位置，分析上覆软土层对极限状态下旋转中心位置的影响。以临载侧最外部筒体B为研究对象，沿弯矩荷载作用下筒体旋转方向提取筒体径向两端点的竖向位移和筒体沿埋深方向的端点水平位移，得到筒体B沿径向端点x坐标0和10处的竖向位移和沿埋深方向y坐标0和6处的水平位移分布，得到筒体位移分布如图15所示，坐标规定如上图9(a)。

图14 四筒基础位移Fig.14 Displacement of four bucket foundation

图15 位移分布Fig.15 Vertical displacement distribution

由图15可知，0°加载条件下筒体径向的竖向位移为零的位置距背载侧筒壁约为3.5 m，埋深方向水平位移为零的位置约为5 m；45°加载条件下竖向位移为零的位置距背载侧筒壁约为1 m，埋深方向水平位移为零的位置约为5.5 m。水平加载条件四筒基础转动中心位于临载筒体内部，水平距背载侧筒壁3.5 m和竖向埋深5 m位置，对角加载条件下转动中心也位于临载筒体内部，水平距背载侧筒壁1 m和竖向埋深5.5 m位置。对比不同软土厚度条件下转动中心位置可以发现，软土厚度不同四筒基础转动中心位置相差很小，上覆软土层对转动中心位置无影响。

4.2.2 四筒基础土体破坏特征

弯矩荷载作用下，以方案F-H-0-0、F-H-2-0、F-H-4-0的土体等效塑性应变为例，对上覆软土层对基础土体破坏模式的影响进行研究，土体等效塑性应变如图16所示。

由图16可知，抗弯承载极限状态下，四筒基础土体塑性破坏区主要分布在筒体前侧和筒体端部位置，受软土层影响临载侧筒体外壁软土层区域等效应变数值降低。软土层厚度较小时，如F-M-2，土体塑性破坏区域在砂土层范围较大，在软土层土体塑性破坏区域范围较小，四筒基础弯矩主要由下部砂土层承担，但受上覆软土层影响，砂土等效应变数值和范围减小，砂土抗弯承载特性未能充分发挥，从而四筒基础抗弯承载能力降低。软土层厚度较大时，如F-M-4，软土层土体塑性破坏区域范围明显增大，软土层在承担弯矩起到重要作用，造成四筒基础抗弯承载能力降低程度最大。

4.3 弯矩作用下四筒基础土压力分布

弯矩荷载作用下，四筒基础围绕临载侧筒体内部一点发生旋转，弯矩达到极限承载状态，四筒基础承载失效，以F-M-i-0(i=0，1，2，3，4)方案为例，沿转动方向提取埋深范围内筒壁土压力，分析土压力分布和软土层厚度关系，土压力分布如图17所示，沿荷载作用方向筒壁分别用1、2表示。

图16 土体等效塑性应变Fig.16 Equivalent plastic strain of soil under moment

图17 弯矩作用下四筒基础埋深-土压力分布曲线Fig.17 Depth-earth pressure distribution curve of four bucket foundation under moment

由图17可知，弯矩荷载作用下四筒基础筒壁土体抗力在旋转中心高度处存在明显主被动土压力转换点，筒壁同一侧土压力性质发生变化，主被动土压力相互交换。在旋转中心下部筒壁的被动土压力明显较大，四筒基础底部被动土压力对四筒基础抗弯承载能力具有重要作用。受上覆软土层的影响，筒壁土压力随软土层厚度的增加而降低，筒壁被动土压力降低程度最为明显。四筒基础在弯矩荷载作用下背载侧筒体A外壁与土脱开而退出承载，土压减小至零。