0 引言
近岸风机大多采用桩基础或筒基础,在设计过程中,需要考虑到各种极端情况的荷载组合。在复杂的海洋环境当中,水流受到基础结构的阻碍会改变流动方向,侵蚀海床,产生冲刷坑,冲刷现象改变结构动力特性[3],影响基础的侧向位移和承载力[4]。STROESCU等[5]比较了冲刷对单桩和筒型基础的影响,发现筒型基础比单桩基础抗冲刷能力好,因此单柱复合筒将筒基础设置在外围起到抗冲刷的作用。丁红岩等[6]研究了单柱复合筒负压下沉时筒壁两侧及筒端土体的渗流特性和超孔隙水压力的分布,推导出理论公式并通过实际工程进行了验证。于通顺等[7]通过建立风机塔筒-复合筒基础-冲刷地基的耦合动力分析模型,模拟单桩复合吸力筒在粉砂质海床的单向流作用下的地基冲刷特性,并对数值模型结果进行试验验证,发现冲刷会降低风机结构的自振频率,提高复合筒基运行速度,影响结构稳定性。朱洵等[8]对江苏如东海上风电进行现场试验,研究了粉砂粉土和黏土层中单柱复合筒壁内外侧侧压力系数、筒体负压排水等关键参数的演化规律。不少学者针对地震工况下筒基础的承载力展开了研究。OLALO等[9]通过离心机试验,分析了三种不同长径比的筒基础受地震引起的土壤液化的影响,发现筒越高,基础的倾斜程度和归一化沉降程度越低。刘佳等[10]研究在五种不同地震工况下复合筒型基础对地基土体液化的影响,发现复合筒分舱板形成筒内部较为复杂的结构为土体提供了更为优化的受力分布,大大降低了局部液化的风险。张浦阳等[11]提出的抗液化剪应力法,对地震荷载作用下的筒型基础土体液化情况进行计算判别,发现在地震荷载作用下施加在筒型基础内部和下部土体的竖向静力荷载对筒内土体抗液化能力有显著的提高作用,在周围土体大面积液化后筒型基础仍可继续承载。
综上,对于海上风机筒型基础,目前研究大多单独围绕地震或冲刷展开,较少有考虑冲刷的地震荷载基础运动特性研究。为研究结合桩基础和筒型基础的单柱复合筒[12]抵抗极端恶劣环境荷载的能力并进行安全评估,以上海勘测设计研究院研发的三峡新能源阳江西沙扒单柱复合筒海上风电项目为例进行数值模拟研究,分别对其在冲刷、地震以及冲刷地震联合三种危险工况下的承载特性等进行计算研究。
1 分析模型
1.1 工程原型
如图1所示,项目位于广东省阳江市阳西县沙扒镇附近海域,场址面积约36.6 km2,以其中两处典型机位为研究对象,分析不同土壤环境不同工况下结构变形、位移等的变化情况,评估结构的安全性。
Fig. 1 Schematic diagram of the installation of single-column composite bucket foundation in the project图1 单柱复合筒基础现场安装示意图 |
表1为典型机位计算选用土壤参数,分析时弹性模量取黏土5倍、砂土3倍的压缩模量。其中压缩模量取最大值和最小值的平均值,不排水抗剪强度取最小值。
Table 1 Soil parameters of typical position表1 典型机位土壤参数 |
| 层号 | 土层名称 | 底层深度/m | 容重/(kN/m3) | 内摩擦角/(°) | 不排水抗剪强度/kPa | 弹性模量/MPa | 渗透系数/(cm/s) | 泊松比 |
|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
| 1 | 流泥-淤泥 | 1.0 | 14.0 | — | 1 | 2.0 | 9.8 × 10-8 | 0.42 |
| 2 | 淤泥混砂 | 5.7 | 16.0 | — | 15 | 7.5 | 3.5 × 10-8 | 0.40 |
| 3 | 黏土夹砂 | 9.4 | 18.5 | — | 75 | 40.0 | 3.5 × 10-8 | 0.35 |
| 4 | 中砂 | 11.1 | 19.5 | 30 | — | 45.0 | 4.2 × 10-2 | 0.25 |
| 5 | 黏土 | 14.1 | 18.5 | — | 140 | 35.0 | 3.5 × 10-8 | 0.30 |
| 6 | 黏土夹砂 | 16.8 | 19.0 | — | 155 | 50.0 | 3.5 × 10-8 | 0.25 |
| 7 | 粗砂 | 17.0 | 20.0 | 35 | — | — | — | — |
注：模型土体厚度50 m,无详细参数土层均按最后一层选取。 |
1.2 有限元模型和荷载模型
1.2.1 单柱复合筒有限元模型
阳江西沙扒一期的5.5 MW风机单柱复合筒基础结构如图2所示。单柱复合筒基础筒径为36 m,典型机位筒高为9.9 m。单柱复合筒由内部分舱的筒型基础、单柱及连接件构成,筒壁厚25 mm,筒顶盖厚20 mm。筒型基础内部分为七舱,其中中舱为圆形,直径为10 m。单柱由上至下共分为三段：第一段为直径7 m的圆柱,第二段为顶端直径7 m、底端直径10 m的锥体,第三段为直径10 m的圆柱。风机基础柱顶高程为 +18.0 m。
Fig. 2 Schematic diagram of single-column composite bucket foundation图2 单柱复合筒基础示意图 |
本研究主要考察最危险工况下结构的承载特性,因此计算时将各工况下最大荷载施加在结构的耦合点上。正常使用极限状态下,风荷载对上部高耸风机的作用点为筒顶,距泥面45.2 m处,波浪对筒基的荷载作用在第三段筒,距泥面14.12 m处。地震工况下,水平地震荷载对上部高耸风机的水平荷载作用于筒顶,距泥面45.2 m处,和正常使用极限位置相同,对筒基的水平荷载作用于泥面以上3.83 m处;竖向地震荷载对上部风机作用点位于泥面以上41.5 m处,对筒基的作用点位于泥面以上3.83 m。
图3为单柱复合筒基础有限元模型示意图。模型中土体采用Mohr-Coulomb本构,筒土之间采用摩擦接触,摩擦系数取0.3。
Fig. 3 Schematic diagram of the basic finite element model of single-column composite bucket foundation: (a) overall structure; (b) single-column composite bucket图3 单柱复合筒基础有限元模型示意图：（a）整体结构;（b）单柱复合筒 |
1.2.2 极端工况荷载模型
Table 2 Load standard combination under serviceability limit state表2 正常使用极限状态荷载标准组合 |
| 荷载种类 | 标准值 | 分项系数 | 组合系数 | 组合值 |
|---|---|---|---|---|
| 弯矩 | 258 MN∙m | 1 | 1.0 | 258 MN∙m |
| 水平力 | 2 584 kN | 1 | 1.0 | 2 584 kN |
| 竖向力 | 9 056 kN | 1 | 1.0 | 9 056 kN |
| 波浪力 | 18 526 kN | 1 | 0.7 | 12 968 kN |
注：泥面弯矩557 MN∙m。 |
1.2.3 地震荷载模型
本工程 Ⅲ 类场地50年超越概率10%的地震动峰值加速度按0.125 g考虑,Ⅳ 类场地50年超越概率10%的地震动峰值加速度按0.12 g考虑,对应的地震基本烈度均为 Ⅶ 度。地震荷载采用承载能力极限状态下的地震荷载组合,如表3所示。
Table 3 Earthquake load combination under ultimate limit state表3 承载能力极限状态地震荷载组合 |
| 项目 | 荷载种类 | 标准值 | 分项系数 | 组合系数 | 结构重要性系数 | 组合值 |
|---|---|---|---|---|---|---|
| 上部风机荷载 | 弯矩 | 258 MN∙m | 1.50 | 1.0 | 1.1 | 426 MN∙m |
| 水平力 | 2 584 kN | 1.50 | 1.0 | 1.1 | 4 264 kN | |
| 竖向力 | 9 056 kN | 1.00 | 1.0 | 1.0 | 9 056 kN | |
| 地震荷载（上部风机） | 水平力 | 1 704.792 kN | 1.35 | 0.7 | 1.1 | 1 611.028 kN |
| 竖向力 | 568.264 kN | 1.35 | 0.7 | 1.1 | 537.010 kN | |
| 地震荷载（筒基） | 水平力 | 2 018.761 kN | 1.35 | 0.7 | 1.1 | 1 907.729 kN |
| 竖向力 | 672.920 kN | 1.35 | 0.7 | 1.1 | 635.910 kN |
2 数值模拟计算结果检验
2.1 正常使用极限状态基础变形特性理论计算
和筒直径相比,泥面沉降高差很小,因此可将沉降高差近似表达为旋转角度对应的弧度值：
$\frac{\Delta h}{D}=\frac{\theta }{180}\text{ }\!\!\pi\!\!\text{ } $ (1)
整理可得：
$\theta \text{=}\frac{180\Delta h}{36\text{ }\!\!\pi\!\!\text{ }}=\frac{5\Delta h}{\text{ }\!\!\pi\!\!\text{ }} $ (2)
式中：θ为旋转角度;Δh为泥面沉降高差;D为复合筒直径,为36 m。
将极端工况-变形验算荷载值（表2所示）施加于钢管桩顶部,通过沉降量的变化进行极端工况荷载下复合筒型基础的变形验算分析。
图4为基础泥面处变形位移云图,其中U代表总位移,U1、U2、U3分别代表X、Y、Z方向位移。可以看出,泥面处基础两侧沉降分别为 -126.7 mm、+137.0 mm,总高差为263.7 mm,用泥面处沉降值计算单柱复合筒的倾斜程度为0.42°。
Fig. 4 Deformation displacement cloud at mud surface of the foundation图4 基础泥面处变形位移云图 |
单柱复合筒基础结构的整体位移以及各方向上的位移如图5所示,在正常使用极限状态下,单柱复合筒的位移最大处出现在筒顶,总位移为589.8 mm,X方向上的位移为524.2 mm,Y方向的位移较小,后续计算中可忽略不计,竖向位移差为309.1 mm。
Fig. 5 Displacement diagram of single-column composite bucket foundation: (a) total displacement; (b) vertical displacement; (c) X-axis direction displacement; (d) Y-axis direction displacement图5 单柱复合筒整体变形图：（a）总位移;（b）竖向位移;（c）X方向位移;（d）Y方向位移 |
2.2 现场实测情况
风电场对典型风机塔筒进行吊装后至风机安全投入运行前的动态倾斜进行监测,将监测数据通过无线传输方式实时发送并保存到升压站及岸上集控中心服务器中。如图6所示,在三台风机底层安装了1个倾角仪、1个加速度计、1台G01NET-3D（10通道）采集仪。
Fig. 6 Field test equipment and data acquisition: (a) platform for shore-based control centers; (b) booster station wireless centralized receiving device图6 现场试验设备安装及数据采集：（a）岸上集控中心监测平台;（b）升压站无线接收设备安装 |
根据现场传来的数据,得到1 800 h内单柱复合筒顶部的倾斜角度曲线,如图7所示。图中直线为理论计算出的单柱复合筒最大倾斜角度0.42°,曲线为实际工况下单柱复合筒的最大倾斜角度实测值,其中最大倾斜角度为0.531°,并且1 800 h中有12 h的倾斜角度超过0.42°,可以看出理论计算结果能涵盖99.3%的实测数据,超过0.42° 的部分集中在0 h和750 h两个时间点附近,倾斜度分别超过理论计算值的7.1%和26.3%,持续时间分别为4 h和6 h,超过理论计算值的部分持续时间短,对结构的承载能力影响不大。根据以上数据,可以看出实际工程中会偶尔出现超过理论计算结果的情况,但出现的大部分倾斜角度包含在理论计算结果之内,本研究的理论计算结果较为可靠,各工况下的理论计算结果对现实具有一定参考价值。
Fig. 7 Diagram of horizontal displacement change of bucket roof图7 筒顶水平位移变化图 |
3 危险工况下单柱复合筒基础变形特性
3.1 冲刷对结构基础变形特性的影响
单柱复合筒在海洋中安装完成后,周围海床受到水流的冲击摩擦,会形成片状冲刷或者沟状冲刷,相应地降低单柱复合筒埋深,影响结构承载力,为了充分评估单柱复合筒承载能力,需要考虑冲刷工况。针对典型机位的表层河床冲刷进行变形验算,对1 m和3 m河床全部被冲刷后的单柱复合筒结构承载进行数值模拟,以找到表层冲刷后结构的承载变化规律,检验结构抵抗冲刷工况的能力。
将极端工况-变形验算荷载值施加于钢管桩顶部,通过沉降量的变化进行极端工况荷载下复合筒型基础的变形验算分析。
图8为冲刷1 m和3 m处的泥面处变形位移云图。可以看出,冲刷1 m时泥面处基础两侧沉降分别为 -132.0 mm、+143.9 mm,总高差为275.9 mm,倾斜度为0.44°。冲刷3 m时泥面处基础两侧沉降分别为 -156.0 mm、+177.8 mm,总高差为333.8 mm,倾斜度为0.53°。冲刷3 m工况下,受载侧下沉量比冲刷1 m时的工况低24 mm,背载侧上升量比冲刷1 m时高33.9 mm,总体比冲刷1 m时的变形高57.9 mm,可知冲刷3 m的土壤沉降量是冲刷1 m的1.21倍,且对背载侧土体上升影响较大。
Fig. 8 Deformation displacement nephogram at mud surface: (a) scouring depth of 1 m; (b) scouring depth of 3 m图8 泥面处变形位移云图：（a）冲刷1 m;（b）冲刷3 m |
Fig. 9 Basic deformation nephogram at a scouring depth of 1 m: (a) total displacement; (b) X-axis direction displacement图9 冲刷1 m时基础整体位移云图：（a）总位移;（b）X方向位移 |
Fig. 10 Basic deformation nephogram at a scouring depth of 3 m: (a) total displacement; (b) X-axis direction displacement图10 冲刷3 m基础整体位移云图：（a）总位移;（b）X方向位移 |
根据计算结果,在正常使用极限状态下冲刷对土壤沉降变形变化的影响比对结构本身位移变化的要大,因此产生冲刷时海床的承载力会迅速下降,在实际工程中需要时刻关注海床的冲刷情况。
3.2 地震对基础变形特性的影响
地震工况下结构整体最大位移、水平位移和竖向位移如图11所示,结构整体最大位移和水平位移分别为710.5 mm和707.1 mm,竖向两侧沉降量分别为 -160.5 mm和 +187.3 mm,沉降高差为347.8 mm,倾斜度为0.55°。地震工况下,筒顶的水平位移比正常使用极限状态多189.2 mm,是其1.35倍;沉降量比正常使用极限状态高84.1 mm,是其1.31倍,地震荷载对结构引发的变形整体较大,对各项位移变形的变化影响较为均匀。
Fig. 11 Overall structural displacement nephogram under earthquake conditions: (a) total displacement; (b) X-axis direction displacement; (c) vertical displacement图11 地震工况整体结构位移云图：（a）总位移;（b）X方向位移;（c）竖向位移 |
3.3 冲刷和地震联合作用对基础变形特性的影响
为验证单柱复合筒在极端恶劣情况下的变形情况,先针对典型机位地震荷载下冲刷1 m和3 m的工况进行计算,将极端工况-变形验算荷载值（表2）施加于结构之上,通过沉降量变化对地震工况荷载下单柱复合筒基础进行变形验算分析。
图12为地震工况下冲刷1 m和3 m的泥面处变形位移云图。可以看出,地震工况下冲刷1 m的泥面基础两侧沉降分别为 -162.6 mm和 +189.2 mm,沉降高差为351.8 mm,倾斜度为0.56°。地震时冲刷3 m的泥面基础两侧沉降为 -170.7 mm和 +197.0 mm,沉降高差为367.7 mm,倾斜度为0.59°。地震冲刷3 m工况下,受载侧下沉量比冲刷1 m时的工况低8.1 mm,背载侧上升量比冲刷1 m时高7.8 mm,总体比冲刷1 m的变形高15.9 mm,可以看出冲刷3 m的泥面沉降量是冲刷1 m的1.05倍,且受载侧土体下降高度受影响较大,和无地震情况相反。
Fig. 12 Deformation displacement nephogram at mud surface under earthquake and scouring conditions: (a) scouring depth of 1 m; (b) scouring depth of 3 m图12 地震及冲刷工况泥面处变形位移云图：（a）冲刷1 m;（b）冲刷3 m |
Fig. 13 Basic deformation nephogram at a scouring depth of 1 m under earthquake conditions: (a) total displacement; (b) X-axis direction displacement图13 地震工况冲刷1 m基础变形云图：（a）总位移;（b）X方向位移 |
Fig. 14 Basic deformation nephogram at a scouring depth of 3 m under earthquake conditions: (a) total displacement; (b) X-axis direction displacement图14 地震工况冲刷3 m基础变形云图：（a）总位移;（b）X方向位移 |
3.4 小结
Fig. 15 Schematic diagram of structural displacement comparison under different working conditions: (a) settlement height and inclination; (b) displacement of bucket roof图15 不同工况结构位移变形对比示意图：（a）沉降高度和倾斜度;（b）筒顶位移 |
Table 4 Displacement deformation table of structure under different working conditions表4 不同工况结构位移变形表 |
| 工况 | 沉降高度/mm | 倾斜度/(°) | 筒顶总位移/mm | 筒顶水平位移/mm |
|---|---|---|---|---|
| 正常使用极限状态 | 263.7 | 0.42 | 589.8 | 524.2 |
| 冲刷1 m | 275.9 | 0.44 | 544.7 | 543.1 |
| 冲刷3 m | 333.8 | 0.53 | 635.0 | 632.4 |
| 地震 | 347.8 | 0.55 | 710.5 | 707.1 |
| 地震冲刷1 m | 351.8 | 0.56 | 725.9 | 722.1 |
| 地震冲刷3 m | 367.7 | 0.59 | 741.8 | 738.1 |
4 结论
针对阳江单柱复合筒典型机位开展了结构承载特性研究,通过数值模拟的方法研究了正常使用极限状态和地震工况下,不冲刷以及表层1 m和3 m河床完全被冲刷情况下结构的位移变形情况,较为全面地考虑了结构在位时可能遇到的危险情况,并进行数值模拟,得到以下结论：
（1）正常使用极限状态下,单柱复合筒倾斜角度的数值模拟结果为0.42°,相同工况的现场实测值最大为0.531°,涵盖1 800 h内现场出现的99.3%的情况,超过0.42° 的部分集中在0 h和750 h左右,且持续时间分别为4 h和6 h,超过理论计算值的部分持续时间短。
（2）正常使用极限状态的单柱复合筒竖向位移最大处为589.8 mm,泥面两侧沉降高差为263.7 mm,筒体倾斜角度为0.42°。冲刷1 m时,泥面两侧沉降高差为275.9 mm,结构最大总位移为544.7 mm,倾斜角度为0.44°;冲刷3 m时,泥面两侧沉降高差为333.8 mm,结构最大总位移为635.0 mm,倾斜角度为0.53°。因此整体来看泥面变形比结构位移小,但冲刷对土壤变形变化的影响比对结构本身的影响要大,冲刷3 m的土壤沉降量是冲刷1 m的1.21倍,结构位移变形是冲刷1 m的1.16倍,发生冲刷时海床的承载力会迅速下降,实际工程中需要时刻关注海床的冲刷情况,采取一定的防冲刷措施。
（3）和正常工况及正常冲刷工况相比,地震荷载对结构引发的变形较大,结构整体位移最大为710.5 mm,泥面沉降高差为347.8 mm,倾斜角度为0.55°,水平位移和沉降量均达到正常使用极限状态的1.3倍左右。但冲刷深度1 m和3 m时施加地震荷载的结构最大位移数值模拟结果分别为725.9 mm和741.8 mm,泥面两侧沉降高差351.8 mm和367.7 mm,结构倾斜角度为0.56° 和0.59°,地震时冲刷深度增大2 m对结构的位移变形影响不大。