海上風電四樁導管架基礎承載特性數值模擬研究

孫煥鋒，葛 暢，許海波，陳鳳云

(1.中國電建集團華東勘測設計研究院有限公司，浙江 杭州 311122；2.浙江華東工程咨詢有限公司，浙江 杭州 311122；3.浙江大學海洋學院，浙江 舟山 316021)

0 引 言

近年來，我國海上風電事業發展十分迅猛，到2019年底，全國海上風電累計裝機593萬kW，風電裝機占全部發電裝機的10.4%[1]。隨著海上風電大力發展，海上風電基礎形式也越來越豐富。目前，國內外較為常見的海上風電基礎形式有單樁基礎、重力式基礎、高承臺群樁基礎、三腳架基礎、吸力桶式基礎、導管架基礎等。其中，導管架基礎是一種由上部導管架結構與四根角樁兩部分構成的三維框架結構，因其剛度大、結構質量輕、適用水深范圍廣、對場地土體依賴性小等優點，近年來逐漸應用于海上風電領域中[2]。

海上風電基礎主要受到上部風機荷載和風浪流等環境荷載作用，由于其為高聳結構，其荷載形式表現為彎矩和水平力較大，受到的豎向力相對較小[3]。目前國內外對單樁基礎的承載特性已經進行了大量研究[4-7]，而關于導管架基礎承載特性的研究相對較少[8-13]。數值模擬方面，袁志林等[8]采用ABAQUS建立了四樁導管架樁基水平承載特性的有限元模型，分析了水平土壓力系數對承載性能的影響。李光鑾等[9]通過ABAQUS建立了飽和粘土中的樁土模型，研究了導管架基礎的水平承載性能。Wen等[10]采用數值模擬的方法對沙土中的四樁導管架基礎承載特性開展了研究。室內試驗方面，朱斌等[11]采用離心機模型試驗研究四樁導管架基礎在飽和砂土中的承載性能。鐘超等[12]建立導管架平臺縮尺模型，通過現場試驗加載不同幅值與次數的循環荷載，研究了樁基弱化對導管架平臺水平承載性能的影響。祝周杰等[13]通過離心機模型試驗，研究了導管架基礎的p-y曲線并對其進行修正。

四樁導管架基礎因其開展海上現場試驗非常困難而且需要大量的人力物力，成本高昂。本文以江蘇某海上風電項目為研究背景，采用ABAQUS數值模擬方法，開展四樁導管架基礎承載特性分析研究，確定導管架基礎的水平承載力，分析樁基受力變形特性，研究結果可為海上風電工程的導管架基礎設計提供參考。

1 工程概況

江蘇某海上風電場的海上升壓站導管架基礎采用上部導管架結構與四根角樁結合。上部導管架結構長寬均為24 m，導管分兩種，一種直徑為1.1 m，壁厚為0.032 m，共有16根，另一種直徑為0.8 m，壁厚為0.024 m，共有8根。導管架基礎角樁采用4根直徑為3.0 m，樁長75 m，壁厚36 mm的鋼管直樁，角樁埋深約為49.4 m。導管架結構示意如圖1所示。

圖1 導管架基礎結構示意

2 導管架基礎數值模型

2.1 數值模型參數設置

四樁導管架基礎由上部導管架結構和4根角樁兩部分構成。其中，上部導管架機構的主要作用是將海上升壓站所承受的風、浪、波流等水平荷載傳遞給下部的4根角樁。采用ABAQUS建立四樁導管架基礎數值模型，將上部導管架結構簡化為空間桁架，如圖2所示。

圖2 導管架基礎ABAQUS數值模型

角樁為鋼管樁，Q235材質，上部導管架與下部樁基均選用線彈性本構關系。將上部導管架結構與下部樁基視為整體，不考慮下部樁基與上部結構的滑移及摩擦。因為角樁剛度與土體差別較大，計算中容易發生不收斂現象，所以采用等效抗彎剛度法，將鋼管樁轉化為實心樁，對其密度以及楊氏模量進行折減，折減后抗彎剛度不變，導管架與樁基參數見表1。土地基模型假設為長方體，土體模型長寬高分別為160、60、80 m，樁與邊界距離遠大于10D，因此可忽略邊界效應的影響。土體本構模型選擇Mohr-Coulomb模型，為彈塑性體，為便于計算收斂，在對水平承載性能影響不大的情況下對土層進行簡化，土層數值模擬參數見表2。

表1 導管架基礎模型的材料參數

表2 土體物理力學參數

2.2 樁-土接觸面接觸設置及邊界約束條件

在ABAQUS中，設置樁周土體與樁基的接觸模型時，采用通用接觸，選擇主-從表面接觸算法，為了確保計算能夠收斂，將剛度較大的樁基表面設為主面，土體接觸面設為從面。接觸面切向接觸采用“罰”函數設置相應摩擦系數，摩擦系數設為0.36，為了防止主-從接觸面對應的網格發生入侵現象，對法向接觸采用硬接觸，即樁基與土體僅在完全壓密時才會傳遞法向應力，當樁基與土體間存在間隙時則不會傳遞法向應力。同時，允許樁-土接觸面在接觸后分離。數值模型底部施加3個方向上的位移約束，使土體底部固定，對4個側面施加兩個方向的位移約束，僅讓土體在豎直方向發生變形，頂面則為自由面。

2.3 劃分網格及平衡地應力

上部導管架結構采用兩結點線性三維桁架單元(T3D2)。為了防止計算結果出現交替的梯形網格等嚴重的網格畸變，即出現“沙漏模式”導致結果失真，下部樁基和地基模型采用八結點六面體線性減縮積分單元(C3D8R)。樁周10D范圍內對土體網格進行加密。平衡地應力的方法采用循環迭代導入odb文件法，在施加水平荷載之前，將重力賦加在數值模型，得到模型的初始地應力。

2.4 加載方式

常規試樁試驗中水平靜載試驗一般采取水平維持荷載法，采用荷載加載方式，每隔一定時間測量水平位移[3]。數值模擬加載方式若采用水平力加載方式，結果只有該特定荷載下的水平位移，得到的是離散的水平荷載-位移(Q-s)點。因此，本數值模擬加載方式采取位移加載，能夠得到連續的連續的水平荷載-位移(Q-s)曲線。

3 導管架基礎承載力特性分析結果

3.1 水平荷載-水平位移特性曲線

通過對四樁導管架頂部兩點進行水平位移加載進行模擬分析，得到了導管架頂部水平荷載-水平位移曲線(Q-s)曲線，如圖3所示。從圖3可以看出，A點之前，水平位移隨著荷載的增加而線性增加；B點以后，水平位移隨著荷載的增加緩慢增加；C點(水平位移為0.2 m)以后，水平承載力曲線基本保持不變，承載力基本不再增長，說明C點處對應的水平承載力即為該四樁導管架基礎的極限水平承載力，為17 MN。

圖3 承臺水平荷載-位移(Q-s)

圖4為四樁導管架基礎的水平方向上的樁土位移，為了便于觀察，將變形系數設為10倍。從圖4可以看出，靠近加載點一側的兩根樁有明顯的向上移動現象，遠離加載點一側的兩根樁有明顯的向下移動現象，分別為上拔樁與下壓樁。

圖4 水平方向上位移(放大10倍)

3.2 水平荷載-豎向位移特性曲線

由于導管架基礎結構較高，受到水平荷載時容易出現較大的傾覆彎矩。上拔樁及下壓樁頂部豎向位移隨著水平荷載的變化趨勢，如圖5所示。當水平荷載較小時，上拔樁及下壓樁的豎向位移與水平荷載呈線性變化；隨著水平荷載逐漸增大，上拔樁開始出現上拔效應，當荷載逐漸接近導管架基礎的極限承載力時，上拔樁豎向位移發生陡增現象，說明此時導管架基礎已經發生失穩破壞。由于上拔樁的豎向位移對導管架基礎的穩定性影響較大，在進行導管架基礎設計時要注意上拔效應，從而避免上拔樁被拔出引起的基礎破壞。

圖5 水平荷載-豎向位移曲線

3.3 樁身變形和受力分析

對C點(導管架頂部位移為0.2 m時)樁身撓度以及樁身應力進行分析。在導管架基礎達到極限荷載時，上拔樁和下壓樁的樁身撓度曲線基本一致，如圖6a所示。兩種樁的變形主要發生在泥面下深度7D的范圍內，深部樁基本不發生變形，這是因為樁基礎的樁徑比約為17，均屬于柔性樁。通過樁身應力圖發現導管架基礎上拔樁和下壓樁出現最大樁身應力的位置大約在泥面下3D處，上拔樁應力約為下壓樁的1.5倍，該處為樁最有可能發生破壞，如圖6b所示。

圖6 樁身受力變形

4 結 論

采用ABAQUS對江蘇某海域海上升壓站四樁導管架基礎水平承載性能進行數值模擬研究，得到如下結論：

(1)導管架基礎水平荷載-水平位移(Q-s)特性曲線顯示水平位移為0.2 m(C點)以后，水平承載力曲線基本保持不變，該四樁導管架基礎的極限水平承載力為17 MN。

(2)在導管架基礎達到極限荷載時，上拔樁和下壓樁的樁身撓度曲線基本一致，兩種樁的變形主要發生在泥面下深度7D的范圍內，深部樁基本不發生變形。上拔樁和下壓樁出現最大樁身應力的位置大約在泥面下3D處，該處樁最有可能發生破壞。

(3)當水平荷載較小時，上拔樁及下壓樁的豎向位移與水平荷載呈線性變化；隨著水平荷載逐漸增大，上拔樁開始出現上拔效應，當荷載逐漸接近導管架基礎的極限承載力時，上拔樁豎向位移發生陡增現象，說明此時導管架基礎已經發生失穩破壞。