土质对三筒吸力桩导管架基础水平承载特性的影响_张浦阳.pdf

第44卷第4期2023年4月太阳能学报ACTA ENERGIAE SOLARIS SINICAVol.44,No.4Apr.,2023收稿日期：2022-03-07基金项目：国家自然科学基金（52171274）通信作者：张浦阳（1978），男，博士、副教授，主要从事海上风电方面的研究。zpy_DOI：10.19912/j.0254-0096.tynxb.2022-0270文章编号：0254-0096（2023）04-0189-06土质对三筒吸力桩导管架基础水平承载特性的影响张浦阳1，冯嘉成1，李响亮2，张金福2，乐丛欢1，丁红岩1（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.福建省水利水电勘测设计研究院，福州 350001）摘要：针对三筒吸力式导管架基础在粉砂质土、淤泥质土中的承载特性进行一系列的数值研究。选取不同厚度的粉砂质土和淤泥质土组合，利用ABAQUS有限元软件对不同土质组合下基础单向的水平承载能力、破坏特性和吸力筒的临侧土压力进行分析。研究发现：三筒吸力式导管架基础在不同土质组合下的水平承载能力呈规律性的变化，且随粉砂质土厚度的增加而增大。结构承载力在吸力筒侧壁的粉砂质土厚度为36 m时表现出最大的增长能力，研究结果可为实际工程中三筒导管架基础设计提供建议和参考。关键词：海上风电；吸力式筒型基础；承载力；粉砂质土；淤泥质土中图分类号：TK513.5文献标志码：A0引言海上风电筒型基础是目前开始规模化应用的基础型式，该基础的下沉原理是利用抽吸海水在筒内形成的吸力使周围海水将基础压入土壤中，可做到快速下沉、节省成本。海上风电基础主要受上部风力机荷载和风浪流等环境荷载作用，其受力特点主要表现为，受水平方向荷载和弯矩的影响显著，而竖向荷载对其影响不明显。因此，基础承载性能和稳定性问题是风电基础设计中最需要关注的问题之一1。近年来各国学者针对三筒吸力式导管架基础开展了一系列水平、竖向和弯矩极限承载力的研究。Kim 等2利用有限元法研究了三筒基础在粘土不排水条件下筒群效应对承载性能的影响。Hung 等3利用三维有限元分析了多筒基础在水平弯矩荷载作用下饱和粘土与砂土组合的承载能力。Vicent 等4对饱和砂土下的筒型基础进行水平荷载的长期循环加载，研究了循环荷载和饱和砂土对结构水平承载力的影响。刘永刚等5对淤泥质黏土中复合筒型基础的水平承载力进行了研究，得到复合筒型基础在水平荷载作用下的土压力分布规律、位移变化机制和极限承载能力。张浦阳等6对多筒基础的承载能力和上部结构的受力性能进行有限元模拟，研究了多筒基础结构周围土体的破坏特性和传力特点。丁红岩等7研究了上方覆盖的软土层厚度对砂土地基处多筒基础承载特性的影响。研究结果表明，随着上覆软土层厚度的增加，基础的竖向、水平以及抗弯承载力呈线性减小的趋势，但软土层厚度对于极限弯矩荷载作用下的基础旋转中心位置影响很小。1有限元模型概况1.1计算模型结构共分为上部过渡段、中间导管架和下部吸力筒基础3 部分。下部基础为三筒结构，各筒分别通过加强段和上部导管架相连。导管架部分分为上中下 3 部分，各部分由 X 型斜撑支撑连接。上部法兰用于连接上部风力机和导管架结构。吸力桩筒直径为 12 m，高度为 15 m，各筒间隔为 35 m。导管架结构的各段连接和斜撑交错的位置需进行加厚处理。模型设计水深为 41.5 m，三筒导管架采用钢结构设计，弹性模量为 210 GPa，泊松比为 0.3，水上部分容重为 78.5 kN/m3，水下部分的浮容重为 68.5 kN/m3。风力机荷载作用于过渡段顶部位置，法兰结构的中心点处，距离吸力筒顶（水平面）67.5 m。结构与土体的接触形式选用绑定接触和摩擦接触，吸力筒和土体的接触部分采用摩擦接触，其余各部分导管架、过渡段和接头段均采用绑定接触。钢结构材料属性如表 1 所示。表1材料参数Table 1Main parameters of three-bucket jackets材料参数密度/（kg/m3）弹性模量/MPa剪切模量/MPa泊松比屈服强度/MPa数值7850（水下6850）206000790000.3355190太阳能学报44卷计算过程中，以法兰顶部的中心作为加载点，采用位移控制法逐步施加水平位移，确定相应的荷载，由此得到位移-荷载曲线。1.2计算土体参数和模型组合吸力筒导管架基础布置的海域下方土质以粘土、淤泥质土和粉砂质土为主，吸力筒基础需要深入海泥面以下来保证结构稳定性，水下部分考虑浮容重。土质条件如表 2 所示。表2计算土体参数Table 2Soil parameters for tripod suction jacket calculation层序123土层名称淤泥质土粉砂质土砂土弹性模量/MPa205025容重/（kN/m3）19.620.020.5砂性土有效内摩擦角/()03310不排水抗剪强度/kPa20645本文主要研究吸力筒深入部分土体性质对筒型基础水平承载力的影响，采用归一化的处理方式，变量仅为筒内外土体性质。对筒体接触部分的土体进行 11 种方式的组合，从全淤泥质土到全粉砂质土，得出不同土质组合下的基础承载能力。具体研究和计算方案参考表 3。结构整体施加水平荷载，0、3、6、9、12 和 15 代表土体的厚度，字母代表土体性质，SC 代表淤泥质土，SS 代表粉砂质土。例如 SC-6 则代表淤泥质土底部位于吸力筒筒裙底下侧 6 m 处，SS-9 代表粉砂质土最高处位于吸力筒筒裙底部向上 9 m，如图 1 所示。“0”代表筒裙底部正好位于淤泥质土和粉砂质土的结合部位。地基土体采用 100 m100 m60 m 的正方体，可消除边界条件对三筒基础受力性能的影响2，土体采用 Mohr-Coulomb 模型。加载方向的规定如图 2b 箭头所示。表3计算方案Table 3Calculation scheme编号SC-15SC-12SC-9SC-6SC-30SS-3SS-6SS-9SS-12SS-15淤泥质土厚度/m302724211815129630粉砂质土厚度/m036912151821242730砂土粉砂质土淤泥质土6 mm5 1m5 1m0 3砂土粉砂质土淤泥质土9 mm0 3a.淤泥质土厚6 mb.粉砂质土厚9 m图1土体组合情况示意图Fig.1Schematic diagram of soil compositiona.网格划分b.荷载作用点图2三筒导管架模型示意图Fig.2Schematic diagram of tripod jacket model1.3承载力的确定基础进入塑性区和达到破坏的临界值是通过位移-荷载曲线决定的。当曲线出现第一拐点时，基础被认为进入塑性区；当位移-荷载曲线出现第一个极值点时，则被认为达到临界破坏点。两处相对应的荷载分别为地基临塑荷载和基础极限承载力1。如果位移-荷载曲线无明显拐点，则需要利用切线相交法找到结构发生临界破坏时所对应的荷载和位移，如图 3 所示。位移荷载图3切线相交法Fig.3Tangent intersection method2计算结果与分析如图 4 所示，淤泥质土的承载能力远远小于粉砂质土。当吸力筒筒裙恰好位于两种土层的交界处时，承载力相较于4期张浦阳等：土质对三筒吸力桩导管架基础水平承载特性的影响191全淤泥质土覆盖的情况表现更好。如图 5a 所示，对比不同深度的淤泥质土，在 1215 m 后土层的承载能力变化不再明显，二者的位移也相差不大。同时随着淤泥质土层厚度的增加，土体的水平承载能力呈类线性增长。0.00.51.01.52.0051015202530水平荷载/(MNm)位移/m SC-15 SC-12 SC-9 SC-6 SC-3 0 SS-15 SS-12 SS-9 SS-6 SS-3图4位移荷载曲线Fig.4Displacement load curves位移/m0.00.51.01.52.005101520水平荷载/MN SC-15 SC-12 SC-9 SC-6 SC-3 0a.SC工况下位移荷载曲线水平荷载/MN0369121578910111213土体交界面距离水平面(0 m)的高度b.SC工况下水平承载力变化图5淤泥质土特点下的水平承载力Fig.5Horizontal bearing capacity under silty clay characteristics当整个吸力筒都处于淤泥质土，即淤泥质土层厚度达到30 m 时，土体的水平承载能力最小，且随着粉砂质土厚度的增加，承载力逐渐提高。但由于所有 SS 组合的吸力筒附近土体都为淤泥质土，承载能力仍远小于粉砂质土覆盖的情况。比较图 5a 和图 6b 可发现，SC-3（粉砂质土层）情况下土体的承载能力较 SS-3（淤泥质土层）情况下高 31.85%。如图 6a 所示，粉砂质土体的承载能力会随筒裙附近该土体厚度的增加而近似地呈线性增长。结果表明，粉砂质土层为 18 m 时，整个结构附近的土体承载力相较于 15 m的土层厚有很大程度的提高，水平承载力增高约 18.78。图 6b 结果表明，粉砂质土层每增加 3 m，基础水平承载力依次增强 6.07%、6.45%、5.27%和 3.17%。分析结果可知，粉砂质土会明显提高土体的水平极限承载力。将吸力筒深入粉砂质土 3 m 后，土体所能承受的水平荷载可显著提高约20%。因此，实际工程中可以考虑将吸力筒底部插入相应深度的粉砂质土层中，以此更大程度地保证结构的稳定性。同时结果表明，粉砂质土厚度为 2124 m 时，土体的承载力增幅最明显。此时，吸力筒壁附近的砂土达到 69 m。随着砂质土厚度的持续增加，土体的水平承载能力增长幅度会逐渐降低。0.00.51.01.50510152025水平荷载/kN位移/m0SS-3 SS-6 SS-9 SS-12 SS-15a.SS工况下位移荷载曲线036912151112131415161718水平荷载/MN土体交界面距离水平面(0 m)的高度b.SS工况下水平承载力变化图6粉砂质土特点下的水平承载力Fig.6Horizontal bearing capacity undercharacteristics of silty sand图 7 结果显示，不同厚度的粉砂质土在横向荷载作用下呈现相似的变化规律。随着砂质土厚度的增加，整个土体的塑性变形区域逐渐变小，破坏程度也相应减弱。PEEQAvg:75%4.69010-13.90010-12.12610-12.34510-11.56310-17.81610-22.22010-16PEEQAvg:75%6.58910-15.49010-14.39210-13.29410-12.19610-11.09810-12.22010-16a.0b.SS-3192太阳能学报44卷PEEQAvg:75%5.76110-14.80110-13.84010-12.88010-11.92010-19.60110-22.22010-16PEEQAvg:75%6.37510-15.31210-14.25010-13.18710-12.12510-11.06210-12.22010-16c.SS-6d.SS-9PEEQAvg:75%5.99210-14.99410-13.99510-12.99610-11.99710-19.98710-22.22010-165.71210-14.76010-13.80810-12.85610-11.90410-19.52010-22.22010-16PEEQAvg:75%e.SS-12f.SS-15图7粉砂质土在极限水平荷载下地基塑性应变云图Fig.7Plastic strain of foundation of silty sand under ultimatehorizontal load由图 8 可看出，淤泥质土情况（SC）下，SC-3 到 SC-15 土体的塑性变形区域在逐渐变小，但不同厚度的淤泥质土在水平荷载的作用下呈现相似规律。淤泥质土厚