桩靴贯入对邻近三桶导管架基础的附加变形影响_刘博.pdf

SHIP ENGINEERING 船 舶 工 程 Vol.45 No.1 2023 总第 45 卷，2023 年第 1 期 39 桩靴贯入对邻近三桶导管架基础的桩靴贯入对邻近三桶导管架基础的 附加变形影响附加变形影响 刘 博（中国能源建设集团 广东省电力设计研究院有限公司，广州 510663）摘 要：摘 要：为避免桩靴贯入过程中邻近三桶导管架基础发生倾覆破坏，利用耦合的欧拉-拉格朗日（CEL）方法，将桩靴在真实风电场地质条件下安装过程中周围土体的流动划分为浅层贯入、邻近桶中部-桶底深度及完全穿越桶底等 3 个阶段，明确在各阶段“桩靴-周围土体-邻近桶”的传力机制，模拟三桶导管架基础系统的水平、竖向和转角位移响应，结果表明，随着净间距的增加以及场地分层土强度分布的增加，三桶导管架基础将产生更大的附加倾覆量。关键词：关键词：桩靴贯入；三桶导管架基础；流动机理；传力机制；附加倾覆量 中图分类号：中图分类号：TU476 文献标志码：文献标志码：A 【DOI】10.13788/ki.cbgc.2023.01.06 Effect of Spudcan Penetration on Additional Deformation of Tripod Buckets Jacket Foundation LIU Bo(China Energy Engineering Group Guang Dong Electric Power Design Institute Co.,Ltd.,Guangzhou 510663,China)Abstract:In order to avoid the overturning failure of the tripod buckets jacket foundation in the process of spudcan penetration,a coupled Euler-Lagrange(CEL)method is used to partition the flow of soil around the spudcan installation under the geological conditions of real wind farm into 3 stages:shallow penetration,the middle to the bottom of the adjacent bucket foundation and completely passing through the bucket bottom.In each stage,the spudcan-surrounding soil-adjacent bucket force transmission mechanism is qualitatively analyzed,and the horizontal,vertical and rotational displacement for the tripod jacket bucket foundation system are simulated.The results show that with the increase of the net spacing and the strength distribution of the layered soil,the additional overturning displacement of the three bucket jacket foundation will be greater.Key words:spudcan penetration;tripod jacket buckets foundation;flow mechanism;force transmission mechanism;additional overturning displacement 0 引言引言 随着海上风电平价化时代即将到来，我国海上风电行业已经进入了冲刺阶段。截至2020年底，我国海上风电累计装机总量达到9.1 GW1，成为了全球第二大海上风电市场。与此同时，受到环境、噪声等因素的限制，近海风能资源逐渐枯竭，海上风电行业逐渐走向深海、远海。三桶导管架基础具有整体刚度大、安装方便、深海敏感性低及抗倾覆性能优越等特点2，适应我国海上风电深远海化的需求，逐渐受到了海上风电行业的重视，为此与之相关的海上风电安装技术也得到了相应的发展。相较于常规的非自航式钻井平台，移动自升式钻井平台经过海上石油行业的多年打磨，具有升降速度快，进离场操作便捷，工作效率高等优点，逐渐受到了海上风电安装领域的青睐。移动自升式平台在正常作业时需要将位于桩腿底部的桩靴基础插入土中，从而为平台提供足够的承载力。国外学者针对桩靴基础的贯入机理做了相应研究工作。HOSSAIN等3-6采用离心机试验和有限元分析 收稿日期：2021-12-06；修回日期：2022-02-08 基金项目：中国能建广东院科技项目（EV04631W）作者简介：刘 博（1989），男，高级工程师。研究方向：海上风电支撑结构、水动力载荷下海床及海床结构物失稳机理。专题：海洋可再生能源 40 的方法研究了土体回流机制和孔穴形成现象，在透明试验箱中用半桩靴模型模拟了整个桩靴贯入过程，并用粒子图像测速技术分析了土体流动破坏机制。MARTIN等7在离心模型试验的基础之上分析了浅埋桩靴基础在复合荷载作用下的失效机理和在位性能，并指出复合荷载作用下桩靴基础的屈服面为橄榄球形。ZHANG等8-9分析了在正常固结黏土中深埋桩靴基础的承载性能和失效机理，桩靴在实际贯入的过程中会排开大量土体，使相邻平台基础受到挤土荷载作用，对其安全性能造成威胁。因此，国内外学者针对桩靴基础贯入过程中对邻近结构的影响这一工程问题开展了研究。XIE10通过离心模型试验，对于均一黏土层以及上层黏土、下层砂土成层土中的桩靴插拔进行了研究，试验中研究了桩靴贯入深度、桩靴与邻近桩距离、受影响桩桩头条件、桩靴尺寸以及桩长等因素对桩身弯矩的影响。STEWART11通过离心模型试验分析了桩靴插拔对桩身响应和极限挤土压力的影响，试验结果表明，插拔桩这一过程会对距桩靴0.75倍桩靴直径范围内的土体造成明显的影响，使其强度大幅度降低；由于土体在受到桩靴扰动后发生重塑，其强度降低，承受荷载能力有所下降，抗力减小，这使得在桩靴拔出后桩身承受的弯矩和桩头位移有所增大；而对极限挤土压力而言，桩靴插拔的扰动会使其大幅度下降，约为未扰动状态下的40%。THO等12-14采用有限元软件LS-DYNA，使用CEL方法模拟了桩靴的连续贯入过程对邻近桩的影响以及桩靴周围土体的流动变形，并对土体弹性模量的大小、邻近桩桩身刚度、桩头的约束条件、净间距等因素进行了定量分析。郭东15通过CEL方法与模型试验相结合的方式，研究桩靴贯入土层时邻近桩桩身挤土压力，分析了桩靴贯入黏土和砂土时邻近桩桩身挤土压力的变化，发现桩身挤土压力随着桩土相对位移的增加而增加，直至达到极限压力；通过模型试验，分析了在桩头荷载与插桩挤土荷载共同作用下邻近桩的土体水平阻力p与桩身侧向位移y之间的关系，并指出了桩头荷载方向与极限挤土压力的关系，结果表明，指向桩靴方向的桩头荷载造成的极限挤土压力要大于背向桩靴方向的桩头荷载造成的极限挤土压力。吴永韧等16通过ALE算法研究了桩靴贯入过程中对土体位移和邻近桩桩身位移的影响，研究发现，由于相邻桩提供的抗力，在有相邻桩一侧产生的土体位移相对较小；同时由于数值模拟的过程中桩靴贯入速率相对较大，在惯性效应的影响下土体流动加速，产生的挤土压力有所增加，导致ALE数值模拟得到的桩身位移相对离心试验有所增加。郭绍曾等17将孔穴扩张理论引入现场工程案例中，研究了水平附加应力大小和范围，预测了桩靴贯入阻力和桩靴贯入对邻近结构的影响。综上所述，借助于移动自升式平台安装多桶导管架风电基础、塔筒及转子等相关研究鲜有报道，新型基础用于风电领域时，在安装和服役阶段均需要严格控制整个基础系统的倾覆角度（一般合计不大于0.5）。考虑到移动自升式平台的插桩位置（主要是与已就位风电基础的距离）将会影响安装的难度与精度，并可能在安装过程中造成过大的基础倾覆量，甚至导致严重的倾覆破坏，针对于施工场地特定的工程地质条件、风电基础结构及桩靴与基础的相对位置开展桩靴贯入对风电基础的影响研究是十分必要的。本文利用ABAQUS有限元软件18，采用CEL大变形仿真模拟方法，依托东南沿海某海上风电项目，系统研究复杂工程地质条件下桩靴贯入对邻近三桶导管架基础的影响机理，并定量评价净间距、土体强度和贯入深度对邻近三桶导管架基础的变形影响。1 基于基于CEL技术大变形有限元模型技术大变形有限元模型 1.1 有限元模型有限元模型 本文的桩靴基础见图1，该基础为类矩形基础，其最大截面处的长A=14.65 m，宽B=9.45 m，具体参数见表1。图1 桩靴几何形状 表1 桩靴基础尺寸 参数 数值 桩靴基础最大截面长A/m 14.650桩靴基础最大界面宽B/m 9.450桩靴基础顶部截面边长 C/m 5.600桩靴高度 1 h1/m 1.775桩靴高度 2 h2/m 0.600桩靴高度 3 h3/m 0.605桩靴高度 4 h4/m 1.200位于桩靴基础底部正八方体截面和最大 截面中间的正八边形截面对边长 I/m 1.200桩腿直径 D1/m 4.800 刘博，桩靴贯入对邻近三桶导管架基础的附加变形影响 41 考虑到桩靴基础的刚度远大于周围土体，因此将桩靴设置为拉格朗日刚体，采用C3D10M进行单元划分，网格尺寸取0.05B。三桶导管架基础各桶之间的间距为30 m，呈正三角形分布，其参考点位于形心，且与泥面等高。为提高计算效率，建立1/2模型，见图2，其中：单桶直径D=11.8 m；吸力桶高度h=11.8 m；埋深H=10.8 m；壁厚t=0.4 m；弹性模量E=210 MPa。图2 三桶导管架基础示意图 为提高计算效率以及数值收敛性，戴笑如等19建议采用等效刚度方法将桶形基础等效为实心基础，等效后弹性模量E=51.415 MPa，采用C3D8R进行单元划分，网格尺寸取0.05B。未考虑导管架结构的自身变形，故三桶顶面与形心参考点建立耦合刚性约束。1.2 土体土体 考虑到桩靴基础贯入的双轴对称特性，建立1/4土体有限元模型。为了避免边界效应对模拟结果的影响，土体区域长为12D，宽为8D，深度为56.5 m。土体区域采用EC3D8R进行单元划分，并对桩靴基础和导管架吸力桶基础周边区域进行局部加密，根据文献19中的介绍，本文采用的加密单元尺寸为0.05B，加密区域长为A+B+2D，宽为1.5D。根据原位锥形探测仪CPTu数据和钻孔取样土工试验（静三轴压、拉试验及单剪试验）相互验证分析，场地土层（土层1、土层2、土层3、土层5）主要为黏土，夹杂少量砂土土层（土层4）。对场地的黏质土层的不排水强度分布解析后，得到了黏土层不排水强度随土体深度的分布曲线（见图3，HE代表上限强度土体，LE代表下限强度土体）。基于此，表2列出了有限元建模中5层场地土层土性参数的选择。其中，黏土层的弹塑性应力-应变关系由总应力土体模型NGI-ADP模型描述，该模型遵循Tresca型屈服准则，其非线性应力-应变关系遵循式（1）所示的关系。()ppfppuf21s=+（1）式中：和 p分别为当前剪应力和当前塑性剪应变；su为土体抗剪强度；pf为破坏时的塑性剪应变。与当前剪应力相关的当前总剪应变 t表示为当前弹性剪应变 e与当前塑性剪应变p之和。teppumaxusGs=+=+（2）假定剪切模量强度比 Gmax/su保持不变，参数Gmax/su和pf根据现场土体的固结不排水单剪（Consolidated Undrain-Irect Simple Shear Test）试验数据校核。根据对试验数据的最优曲线拟合，在较浅处（土层深度z7.5 m）Gmax/su