張 旭

(1.中葡新能源技術(shù)中心(上海)有限公司, 上海 200335； 2.上海勘測設(shè)計研究院有限公司, 上海 200335)

我國“碳中和”目標(biāo)的提出，為綠色低碳、清潔能源發(fā)展指明了方向，為大力發(fā)展海上風(fēng)電奠定了基礎(chǔ)。在我國沿海海域，有大量風(fēng)資源可開發(fā)利用，根據(jù)近海地基土特點，設(shè)計一種穩(wěn)定性好且施工簡便的基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)，將有助于我國近海海上風(fēng)電的快速發(fā)展?；诮ｏL(fēng)能資源開發(fā)所面臨的問題，一種可應(yīng)用于海上風(fēng)力發(fā)電的寬淺式復(fù)合桶型基礎(chǔ)應(yīng)運而生[1]。海上結(jié)構(gòu)物在風(fēng)、浪、流作用下，承受的荷載傳遞給地基，并受到水平和豎向荷載以及彎矩的復(fù)合加載模式[2]。在復(fù)合加載模式下，通過包絡(luò)線[3]可較好地判斷地基是否從安全狀態(tài)進(jìn)入極限狀態(tài)，是計算地基極限承載力的一種方法。文獻(xiàn)[4-6]介紹了不同荷載組合作用下的基礎(chǔ)極限承載力的計算，并分析了桶型基礎(chǔ)破壞時的空間屈服包絡(luò)面。范慶來等基于Swipe試驗加載法和位移控制法，推導(dǎo)了承載力包絡(luò)線的表達(dá)式，得到了不同荷載組合下的破壞包絡(luò)面，為桶形基礎(chǔ)的極限設(shè)計提供了參考[3]。金書成等分析了桶型基礎(chǔ)的土壓力分布情況以及基礎(chǔ)的水平承載力和失穩(wěn)模式，并推導(dǎo)了適合于飽和砂土的水平極限承載力計算式[7]。Zhu等為了確定極限傾覆承載力的分析方法，開展了大比例尺室內(nèi)模型試驗，考慮桶-土相互作用特點，分析了傾覆荷載作用下，桶型基礎(chǔ)在粉土中的破壞特征和模式[8]。樂叢歡等采用有限元方法對比分析了內(nèi)置分倉板的桶型結(jié)構(gòu)對基礎(chǔ)的承載力以及作用模式的影響[9]。丁紅巖等通過數(shù)值模擬對比分析了兩種不同形式桶型基礎(chǔ)的地基破壞模式和極限承載能力[10]。于通順等基于摩爾-庫侖彈塑性模型，研究了風(fēng)、浪、流等荷載共同作用下的桶形基礎(chǔ)鄰近區(qū)域孔隙水壓力的變化特征和響應(yīng)規(guī)律[11]。

不同桶型基礎(chǔ)形式之間存在結(jié)構(gòu)差異，在海洋工程中的受荷性能和極限承載力需針對性的具體分析。因此，基于工程實際概況，將運用有限差分軟件Flac3D分析單樁復(fù)合桶型基礎(chǔ)的復(fù)合承載特性，以充分了解桶型基礎(chǔ)的極限承載力，為工程設(shè)計和桶型基礎(chǔ)的安全運行提供參考。

1 工程概況

海上風(fēng)力發(fā)電機組基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)具有質(zhì)心高、所受海洋環(huán)境荷載復(fù)雜、承受的水平風(fēng)力和傾覆彎矩較大等受力特點，因此海上風(fēng)電機組基礎(chǔ)的造價是影響海上風(fēng)電工程總造價的主要因素之一(通常占到 20%以上)?，F(xiàn)階段，重力式基礎(chǔ)、樁基礎(chǔ)以及導(dǎo)管架高樁承臺，是國內(nèi)外海上風(fēng)電工程中的幾種主要的、常見的結(jié)構(gòu)形式。漂浮式基礎(chǔ)一般適用于 50 m以上水深海域，該項目最深水深(平均海平面以下)不超過35 m，不予考慮。

在基礎(chǔ)設(shè)計過程中，創(chuàng)新設(shè)計研發(fā)了新型“單柱-復(fù)合桶”基礎(chǔ)形式，其特點是將單樁柱體與復(fù)合桶通過連接件的可靠連接形成全鋼結(jié)構(gòu)，并整體在陸上完成建造，無需嵌巖施工，實現(xiàn)海上快速安裝，如圖1所示，目前已在廣東區(qū)域完成吊裝運行。相較于預(yù)應(yīng)力復(fù)合桶結(jié)構(gòu)，單柱代替了龐大的混凝土過渡段，大幅降低了深水海域波流力對結(jié)構(gòu)的作用。

a—陸上建造；b—現(xiàn)場吊裝。圖1 單樁復(fù)合桶基礎(chǔ)Fig.1 The composite caisson foundation with a single pile

2 計算參數(shù)

根據(jù)桶型基礎(chǔ)的實際工程尺寸和海洋地質(zhì)條件，建立吸力桶-地層三維數(shù)值仿真模型，吸力桶外桶直徑為36 m，內(nèi)桶直徑為10 m，內(nèi)設(shè)6塊分倉板，泥面以上塔桶高為45 m，桶嵌入地層約13 m。建立的地層模型，長度為外桶徑的10倍即360 m、高度為54 m。采用有限差分Flac3D軟件進(jìn)行全過程模擬計算，采用顯示差分法可計算大變形，動態(tài)調(diào)整，適用于巖土、結(jié)構(gòu)的受力與變形計算，準(zhǔn)確性高，且比有限元計算速度快，能較好地分析不同荷載大小作用下的承載力變化規(guī)律特征。

根據(jù)現(xiàn)場地質(zhì)勘察，并結(jié)合室內(nèi)相關(guān)土力學(xué)試驗，綜合確定的地層力學(xué)指標(biāo)如表1，接觸參數(shù)如表2。

表1 土的物理力學(xué)指標(biāo)Table 1 Physical and mechanical indexes of soils

表2 有限元接觸參數(shù)Table 2 Contact parameters in the FE method

考慮吸力桶主要所受的荷載：上部風(fēng)機的重力、風(fēng)機所受風(fēng)荷載傳遞下來的水平力、彎矩、扭矩，以及水中等效波浪力的聯(lián)合作用，風(fēng)機荷載見表3。其中，水平荷載即風(fēng)機所受的風(fēng)荷載傳遞下來的水平荷載；波浪荷載為水中塔桶所受的波浪力，通過水深(作用高度14.12 m)計算出來的等效波浪荷載,為18 526.83 kN。

表3 風(fēng)機荷載Table 3 The loads acted on the offshore wind turbine

3 地基極限承載力分析

3.1 復(fù)合加載-水平極限分析

保持風(fēng)機正常服役工況的豎向荷載和彎矩不變，通過改變(逐級增大)水平荷載，探討風(fēng)機的水平極限承載力。

吸力桶的桶蓋位置，泥面土壓力被動區(qū)和主動區(qū)的豎向位移隨水平荷載增量的變化曲線分別如圖2、3所示，隨著水平荷載的逐漸增大，泥面土壓力被動區(qū)、主動區(qū)的豎向位移曲線基本成直線均勻變化，在水平荷載增加到1 300 kN時，曲線出現(xiàn)拐點(突變點)。

圖2 土壓力被動區(qū)(左側(cè)泥面)豎向位移與水平荷載增量的變化關(guān)系Fig.2 The relation curve of vertical displacement and horizontal load increments in the passive zone of earth pressure (in the left soil layer)

圖3 土壓力主動區(qū)(右側(cè)泥面)豎向位移與水平荷載增量的變化關(guān)系Fig.3 The relation curve of vertical displacement and horizontal load increments in the active zone of earth pressure (in the right soil layer)

吸力桶桶頂?shù)呢Q向位移、水平位移隨水平荷載增量的變化曲線如圖4、5所示，變化規(guī)律與泥面桶蓋處相似。復(fù)合桶型基礎(chǔ)在水平荷載增大過程中，無論水平位移或是豎向位移都逐漸增大；當(dāng)桶型基礎(chǔ)所受的水平力較小時，位移-荷載關(guān)系曲線幾乎呈線性變化；當(dāng)水平荷載繼續(xù)增大到一定程度后，位移-荷載曲線將出現(xiàn)明顯的拐點，發(fā)生較大轉(zhuǎn)折，此后位移增長較快，迅速增大，桶型基礎(chǔ)將發(fā)生傾覆破壞，地基承載能力達(dá)到極限。

圖4 桶頂豎向位移與水平荷載增量的變化關(guān)系Fig.4 The relation curve of the vertical loads acting on the top of the caisson and horizontal load increments

圖5 桶頂水平位移與水平荷載增量的變化關(guān)系Fig.5 The relation curve for the horizontal displacement on the top of the caisson and horizontal load increments

極限狀態(tài)時整個模型的水平位移云、豎向位移云、塑性屈服區(qū)最大剪應(yīng)變增量云分別如圖6～8所示。如圖6所示，在臨界破壞時，由于桶體左側(cè)受荷，整體向右偏轉(zhuǎn)(如矢量箭頭所示)，最大水平位移發(fā)生在桶頂部位，為0.48 m；如圖7所示，在最大豎向位移發(fā)生在泥面的桶蓋位置時，蓋板右側(cè)連同桶壁下沉、蓋板左側(cè)上移，蓋板最大上移0.07 m、最大下沉0.17 m；如圖8所示，土體塑性屈服區(qū)由于桶體向右偏轉(zhuǎn)，沿著桶壁兩側(cè)的土體受桶體的滑移作用發(fā)生剪切破壞，桶底部與土體產(chǎn)生相互擠壓，故桶底部的土體為受壓破壞，破壞區(qū)域形成上下貫通區(qū)域，整體產(chǎn)生偏轉(zhuǎn)、滑移而失穩(wěn)。

圖6 極限狀態(tài)水平方向位移云 mFig.6 Contours of displacement in the horizantal direction in the ultimate state

圖7 極限狀態(tài)豎向位移云 mFig.7 Contours of displacement in the vertical direction in the ultimate state

圖8 極限狀態(tài)屈服區(qū)Fig.8 Contours of the yield zone in the ultimate state

3.2 復(fù)合加載——彎矩極限分析

保持風(fēng)機正常服役工況的豎向荷載和水平荷載不變，通過改變(逐級增大)彎矩，探討風(fēng)機的極限彎矩值。

吸力桶桶蓋處土壓力被動、主動區(qū)的豎向位移隨彎矩增量的變化曲線如圖9、10所示，隨著彎矩的逐漸增大，土壓力被動區(qū)、主動力區(qū)的豎向位移曲線呈線性均勻變化，在彎矩增加60 MN·m時，位移曲線出現(xiàn)拐點(突變點)。

圖9 土壓力被動區(qū)(左側(cè)泥面)的豎向位移與彎矩的變化關(guān)系Fig.9 The relation curve of vertical displacement and bending moment in the passive zone of earth pressure (in the left soil layer)

圖10 土壓力主動區(qū)(右側(cè)泥面)的豎向位移與彎矩的變化關(guān)系Fig.10 The relation curve of vertical displacement and bending moment in the active zone of earth pressure (in the right soil layer)

桶頂?shù)呢Q向、水平位移隨彎矩增量變化曲線如圖11、12所示，同樣地，位移曲線均在彎矩增大到一定值時發(fā)生突變，出現(xiàn)明顯拐點。

圖11 桶頂豎向位移與彎矩增量的變化關(guān)系Fig.11 The relation curve of the vertical displacement at the top of the caisson and bending moment increments

圖12 桶頂水平位移與彎矩增量的變化關(guān)系Fig.12 The relation curve of the horizontal displacement at the top of the caisson and bending moment increments

復(fù)合桶型基礎(chǔ)在彎矩逐漸增大過程中，無論水平位移或豎向位移都逐漸增加，當(dāng)桶型基礎(chǔ)彎矩較小時，位移與彎矩關(guān)系曲線基本呈線性變化；當(dāng)彎矩繼續(xù)增大，位移-荷載曲線出現(xiàn)明顯的拐點，發(fā)生較大的轉(zhuǎn)折，此后隨著彎矩的增大，位移迅速增長，桶型基礎(chǔ)將發(fā)生傾覆破壞，地基承載能力達(dá)到極限。

由于彎矩作用方向與水平荷載作用相同，極限狀態(tài)時，其位移、屈服破壞區(qū)與水平荷載作用下的結(jié)果較為接近、基本一致。

3.3 復(fù)合加載——豎向極限分析

保持風(fēng)機正常服役工況的水平荷載和彎矩不變，通過改變(逐級增大)豎向荷載，探討風(fēng)機的豎向極限承載力。

對于位移而言，除了土壓力被動區(qū)豎向位移(圖13)，泥面原本在被動區(qū)桶的上翹帶動下向上變形運動，由于豎向荷載的不斷增大，導(dǎo)致其向下變形，故位移值不斷減小。

圖13 土壓力被動區(qū)(左側(cè)泥面)的豎向位移與豎向荷載的變化關(guān)系Fig.13 The relation curve of vertical displacement and vertical loads in the passive zone of earth pressure (in the left soil layer)

其他部位，無論是泥面的豎向位移、水平位移，還是桶頂?shù)呢Q向位移、水平位移，都隨著豎向荷載的增大而增大，最終發(fā)生突變、失穩(wěn)，如圖14～16所示。

圖14 土壓力主動區(qū)(右側(cè)泥面)的豎向位移與豎向荷載的變化關(guān)系Fig.14 The relation curve of vertical displacement and vertical loads in the active zone of earth pressure (in the left soil layer)

圖15 桶頂豎向位移與豎向荷載增量的變化關(guān)系Fig.15 The relation curve of the vertical displacement at the top of the caisson and vertical load increments

圖16 桶頂水平位移與豎向荷載增量的變化關(guān)系Fig.16 The relation curve of the horizontal displacement at the top of the caisson and vertical load increments

極限狀態(tài)時整個模型的水平位移云、豎向位移云、塑性屈服區(qū)最大剪切應(yīng)變增量云分別如圖17～19所示。由圖17可見：臨界破壞時，由于桶體左側(cè)受荷，整體向右偏轉(zhuǎn)(如矢量箭頭所示)，最大水平位移發(fā)生在桶頂部位，為0.43 m。由圖18可見：最大豎向位移發(fā)生在泥面的桶蓋位置，蓋板右側(cè)連同桶壁下沉、蓋板左側(cè)上移，蓋板最大上移0.05 m、最大下沉0.21 m。由圖19可見：土體塑性屈服區(qū)特征為，由于桶體向右偏轉(zhuǎn)，沿著桶壁兩側(cè)的土體受桶體的滑移作用發(fā)生剪切破壞，桶底部與土體產(chǎn)生相互擠壓，故桶底部的土體為受壓破壞，破壞區(qū)域形成上下貫通區(qū)域，整體產(chǎn)生偏轉(zhuǎn)、滑移而失穩(wěn)。

圖17 極限狀態(tài)水平方向位移云 mFig.17 Contours of displacement in the horizontal direction in the ultimate state

圖18 極限狀態(tài)豎向位移云 mFig.18 Contours of displacement in the vertical direction in the ultimate state

圖19 極限狀態(tài)屈服區(qū) mFig.19 Contours of the yield zone in the ultimate state

4 復(fù)合加載的極限對比分析

由復(fù)合加載下的水平、豎向、彎矩的極限分析可知：總體來說，隨著每級荷載的逐漸加載，在此過程中，桶型基礎(chǔ)各部位的位移基本都會逐漸增加；當(dāng)彎矩較小時，荷載-位移曲線基本呈線性變化關(guān)系；當(dāng)彎矩繼續(xù)增大，達(dá)到一定程度后，位移-荷載曲線發(fā)生較大的轉(zhuǎn)折，位移隨彎矩的增大增長迅速，呈直線型陡增，桶型基礎(chǔ)將發(fā)生傾覆破壞，地基承載能力達(dá)到極限。

正常復(fù)合加載工況下的水平荷載、彎矩、豎向荷載的極限裕量對比如表4，可以看出：在極限荷載作用下，極限轉(zhuǎn)角比較接近，均逼近7‰。豎向荷載的安全裕量最大，最大能增加500%而仍然保持穩(wěn)定；彎矩的安全裕量最小，最大僅能增加約46%。故彎矩的變化對風(fēng)機基礎(chǔ)的影響也將很大。

表4 正常復(fù)合加載工況下荷載極限裕量對比Table 4 Comparisons of ultimate margins on loadsin the normally combined load state

5 地基承載力包絡(luò)線

地基破壞包絡(luò)線[12]是在水平荷載、豎向荷載或彎矩荷載共同作用下，地基達(dá)到整體破壞或極限平衡狀態(tài)時，各個荷載分量的組合在二維荷載平面中形成的一個曲線。地基破壞包絡(luò)線是揭示復(fù)合加載模式下地基極限承載力的有效方法，當(dāng)荷載組合位于破壞包絡(luò)線以內(nèi)時，地基處于穩(wěn)定狀態(tài)，反之地基失穩(wěn)。

通過單調(diào)(水平向、豎向、彎矩)荷載作用下的地基極限承載力計算結(jié)果，繪制地基承載力包絡(luò)線，豎向-水平(V-H)包絡(luò)線如圖20，豎向-彎矩(V-M)包絡(luò)線如圖21，水平-彎矩(H-M)包絡(luò)線如圖22所示。V-H和V-M包絡(luò)線均呈外凸形，表明在豎向荷載作用下，桶型基礎(chǔ)的水平和彎矩承載能力得到提高，一定的豎向荷載對桶型基礎(chǔ)的承載有利。當(dāng)豎向荷載大于地基豎向極限承載力約1/3時，豎向荷載對地基破壞起主導(dǎo)作用。H-M包絡(luò)線中，由于水平荷載往往和彎矩方向一致，故呈直線型變化。加載模式對于承載破壞的影響較大，實際工程中可根據(jù)荷載組合與破壞包絡(luò)線的位置關(guān)系，判斷桶型基礎(chǔ)是否達(dá)到極限承載力，評價復(fù)合加載模式下的基礎(chǔ)穩(wěn)定性。

圖20 V-H平面內(nèi)的地基承載力包絡(luò)線Fig.20 The envelop for the bearing capacity of foundation in the plane of V-H

圖21 V-M平面內(nèi)的地基承載力包絡(luò)線Fig.21 The envelop for the bearing capacity of foundation in the plane of V-M

圖22 H-M平面內(nèi)的地基承載力包絡(luò)線Fig.22 The envelop for the bearing capacity of foundation in the plane of H-M

6 結(jié)束語

桶型基礎(chǔ)的荷載-位移關(guān)系曲線可以直觀地確定結(jié)構(gòu)極限承載力，通過復(fù)合加載模式下的破壞包絡(luò)線可以明確復(fù)合桶型基礎(chǔ)在不同荷載作用下的承載能力與極限特性。在二維平面包絡(luò)面內(nèi)，水平荷載和彎矩呈線性關(guān)系；一定的豎向荷載有利于桶型基礎(chǔ)抵抗水平力和彎矩，水平承載力和彎矩均能得到一定的提高。隨著荷載的逐漸增大，基礎(chǔ)的塑性破壞逐漸發(fā)展，最終桶結(jié)構(gòu)將沿著桶壁向下整體剪切破壞。