何建新，李 致，孟星宇，蘇曉棟，陳燦明

(南京水利科學(xué)研究院 水利部水科學(xué)與水工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 南京 210029)

海上風(fēng)電機(jī)組結(jié)構(gòu)不僅重心高，還需同時(shí)承受較大的水平與豎向荷載[1]。風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)一般處于復(fù)雜海洋水文氣象環(huán)境，受風(fēng)、浪、潮、流等聯(lián)合作用，其合力和合力矩的大小和方向往往隨風(fēng)速、風(fēng)向、波浪、潮汐和海流變化而改變[2]。加翼樁是海上風(fēng)機(jī)單樁基礎(chǔ)的一種新型結(jié)構(gòu)型式，通過(guò)翼板增加土抗力來(lái)提高水平承載能力。影響加翼樁水平承載性能的因素眾多，如翼板數(shù)量和布置方式，翼板面積、剛度、埋深、荷載作用方向與翼板夾角等[3-4]。本文基于ABAQUS 有限元軟件，研究對(duì)稱布置的二翼板、三翼板和四翼板加翼樁在不同荷載作用方向與翼板夾角（以下簡(jiǎn)稱荷載方向）時(shí)的水平承載性能，通過(guò)比較各工況下加翼樁泥面處位移、樁身傾斜率、樁身內(nèi)力、樁身應(yīng)力和極限承載力，分析加翼樁翼板受力機(jī)理，提出對(duì)稱布置二、三和四翼板加翼樁水平極限承載力隨荷載方向變化的規(guī)律，為加翼樁的設(shè)計(jì)和推廣應(yīng)用提供技術(shù)支撐。

1 計(jì)算模型與參數(shù)

1.1 計(jì)算模型

作為海上風(fēng)電加翼樁研究的一部分[5-6]，為便于對(duì)比分析，以江蘇某5 MW 級(jí)海上風(fēng)電機(jī)組的單樁和以此改進(jìn)的加翼樁為對(duì)象進(jìn)行有限元建模計(jì)算。鋼管樁樁長(zhǎng)73 m，入土深度55 m，樁徑5.0 m，壁厚80 mm，翼板對(duì)稱布置，翼板尺寸5 m×5 m（1D×1D，D 為樁基直徑），厚度80 mm，翼板與樁身焊接，鋼材等級(jí)為Q345 級(jí)，翼板頂面與泥面平齊，土層為軟黏土。

為分析荷載方向?qū)右順端匠休d性能的影響，以對(duì)稱布置的二、三和四翼板加翼樁為對(duì)象，二翼板加翼樁選擇0°、22.50°、45.00°、67.50°和90.00°，三翼板加翼樁選擇0°、15.00°、30.00°、45.00°和60.00°，四翼板加翼樁選擇0°、11.25°、22.50°、33.75°和45.00°施加水平荷載，荷載距泥面18.0 m。加翼樁翼板布置與荷載方向如圖1 所示。

圖1 荷載方向示意Fig.1 Schematic diagram of load directions

1.2 模型參數(shù)及假定

采用ABAQUS 有限元軟件建立加翼樁與土體三維有限元模型，鋼管樁和翼板采用線彈性本構(gòu)模型，地基土采用Mohr-Coulomb 彈塑性本構(gòu)模型，樁-土接觸面采用主面-從面接觸對(duì)算法計(jì)算，摩擦系數(shù)μ 按罰剛度法計(jì)算。樁周土體寬度取25 倍樁徑，土層厚度取1.3 倍樁基入土深度，單元均采用C3D8R 單元[7]。加翼樁和土體主要參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 加翼樁和地基土體主要參數(shù)Tab.1 Summary table of main parameters of wing-monopile and foundation soil

風(fēng)、浪、流等荷載按50 年一遇進(jìn)行組合，計(jì)算時(shí)將水平荷載簡(jiǎn)化為集中力作用在泥面上18 m 處的樁頂橫截面中心。

1.3 加翼樁水平極限承載能力判別標(biāo)準(zhǔn)

海上風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行時(shí)對(duì)基礎(chǔ)變形要求較高，一般按風(fēng)機(jī)制造商提供的風(fēng)機(jī)控制要求為準(zhǔn)，也可參照挪威船級(jí)社《Design of offshore wind turbine structures》（DNV-OS-J101）[8]中相關(guān)規(guī)定綜合考慮。

綜合考慮相關(guān)規(guī)范及文獻(xiàn)[9-11]，以當(dāng)水平荷載作用下樁身傾斜率超過(guò)4‰，或最大應(yīng)力達(dá)到材料允許強(qiáng)度250 MPa，或樁身泥面處水平位移達(dá)到L/500（L 為樁體入土深度）時(shí)的荷載作為加翼樁的極限承載力的控制標(biāo)準(zhǔn)（取三者中最小值）。

2 樁身泥面處位移與傾斜率

2.1 泥面處水平位移

根據(jù)對(duì)稱布置二、三和四翼板加翼樁在各級(jí)荷載、各荷載方向下加翼樁泥面處水平位移計(jì)算結(jié)果，繪制樁身泥面處位移隨荷載變化曲線（圖2）。由圖2 可見(jiàn)：

（1）單樁泥面最大位移出現(xiàn)在荷載方向，而對(duì)于加翼樁，受樁身前側(cè)翼板抗力影響，泥面最大位移的位置有小角度偏移，最大偏移不大于10.00°，最大位移與荷載方向位移量值相差不超過(guò)2%。

（2）隨著荷載逐漸增加，單樁和加翼樁荷載-泥面最大位移曲線斜率隨之增大，且單樁位移曲線斜率大于加翼樁。

圖2 加翼樁荷載-樁身泥面最大位移曲線Fig.2 Curve of load-maximum displacement of pile at mud surface

（3）在同級(jí)荷載作用下，與單樁相比，四翼板加翼樁荷載方向0°時(shí)泥面最大位移下降最顯著，荷載12.0 MN時(shí)最大位移89.06 mm，下降了21.26%；二翼板加翼樁荷載方向45.00°時(shí)在荷載12.0 MN 作用下泥面最大位移107.11 mm，與單樁相比降低了5.31%，下降幅度最小。

（4）12.0 MN 荷載級(jí)時(shí)，二、三和四翼板不同荷載方向加翼樁泥面處最大位移分別為95.36～107.11 mm、91.86～102.33 mm 和89.06～102.23 mm，分別比單樁降低5.31%～15.69%、9.53%～18.79%和9.62%～21.26%，說(shuō)明隨著翼板數(shù)量增加，加翼樁泥面最大位移下降趨勢(shì)明顯。

2.2 樁身傾斜率

為反映加翼樁上部整體傾斜狀況，以位移零點(diǎn)至泥面的樁身段平均傾斜度作為樁身傾斜率。圖3 為各荷載級(jí)加翼樁樁身傾斜率隨加載方向的變化。

圖3 各荷載級(jí)加翼樁樁身傾斜率隨加載方向變化曲線Fig.3 Curve of tilt rate of wing-monopile at different load levels as a function of loading direction

由圖3 可見(jiàn)：

（1）同級(jí)水平荷載作用下，二翼板和四翼板加翼樁樁身傾斜率隨著荷載方向增加（二翼板0°～90.00°，四翼板0°～45.00°）而逐漸增加，三翼板加翼樁樁身傾斜率隨荷載方向增加（0°～60.00°）而逐漸下降。

（2）加翼樁受載后樁身傾斜率比單樁明顯下降，其中四翼板加翼樁在荷載方向0°時(shí)樁身傾斜率下降最為顯著，二翼板加翼樁荷載方向45.00°時(shí)樁身傾斜率下降幅度最小。

（3）接近水平極限承載力，荷載為12.0 MN 時(shí)，二翼板、三翼板和四翼板加翼樁樁身傾斜率分別為4.15‰～4.66‰，4.06‰～4.53‰和3.96‰～4.52‰，與單樁相比分別降低了3.25%～13.86%，5.93%～15.55%和6.02%～17.76%。

3 樁身內(nèi)力

3.1 樁身彎矩

圖4 為單樁及四翼板加翼樁在12.0 MN 荷載作用下的樁身彎矩，圖5 為12.0 MN 荷載作用下翼板附近樁身彎矩。

圖4 單樁及四翼板加翼樁樁身彎矩（H=12.0 MN）Fig.4 Moment of monopile and four wing plates wingmonopile （H=12.0 MN）

圖5 12.0 MN 作用時(shí)翼板附近樁身彎矩Fig.5 Moment of the wing-monopile near the wings (H=12.0 MN)

由圖4 和5 可見(jiàn)：

（1）受翼板影響，加翼樁樁身彎矩在翼板底面位置處存在明顯突變，其突變程度與受壓側(cè)翼板底部土體性質(zhì)和翼板尺度有關(guān)。

（2）單樁和加翼樁樁身最大彎矩位置均隨荷載增加而逐漸下移，相同受載狀況下加翼樁樁身最大彎矩位置高于單樁。

（3）荷載方向?qū)右順稑渡碜畲髲澗氐挠绊懴鄬?duì)較小，相同荷載級(jí)時(shí)二翼板加翼樁荷載方向?qū)ψ畲髲澗氐挠绊懖淮笥?.11%，三翼板加翼樁不大于0.39%，四翼板加翼樁不大于0.81%。

（4）與單樁相比，四翼板加翼樁荷載方向0°時(shí)彎矩降幅最大，二翼板加翼樁荷載方向90.00°時(shí)彎矩降幅最小。

（5）12.0 MN 荷載作用下，二、三和四翼板加翼樁彎矩比單樁分別下降2.45%～4.81%，4.26%～4.59%和5.51%～5.71%。

3.2 樁身剪力

圖6 為四翼板加翼樁在水平荷載作用下剪力沿樁身分布曲線，計(jì)算結(jié)果表明：

（1）水平荷載作用下泥面及其上部具有最大正剪力，隨著入土深度增加，剪力值逐漸減小至最大負(fù)剪力后再逐漸趨向零。

圖6 對(duì)稱布置四翼板加翼樁剪力分布（H =12.0 MN）Fig.6 Shear force distribution of four wing plates wingmonopile (H=12.0 MN)

（2）由于翼板加大了上部土抗力，因此加翼樁入土后上部樁身剪力比單樁大，樁身負(fù)剪力峰值比單樁有所提高，12.0 MN 時(shí)單樁和二、三、四翼板加翼樁負(fù)剪力約為水平荷載的91.27%、85.07%～87.60%、83.13%～84.07%和82.67%～82.73%，說(shuō)明加翼樁隨著翼板數(shù)量增加，其樁身最大負(fù)剪力有下降趨勢(shì)，荷載方向?qū)渡碜畲筘?fù)剪力的影響相對(duì)較小。

（3）加翼樁負(fù)剪力峰值點(diǎn)位置要略高于單樁，12.0 MN 荷載時(shí)單樁最大負(fù)剪力出現(xiàn)在?19.53 m 處，加翼樁最大負(fù)剪力位于?18.96～?19.12 m 處。

4 樁身應(yīng)力與翼板應(yīng)力

計(jì)算分析各荷載級(jí)單樁和二翼板、三翼板、四翼板加翼樁樁身最大Mises 應(yīng)力，由應(yīng)力計(jì)算結(jié)果可知：

（1）同級(jí)荷載作用下加翼樁最大應(yīng)力比單樁有不同程度提高，12.0 MN 荷載時(shí)二、三和四翼板加翼樁最大應(yīng)力分別為184.01～228.72 MPa、196.73～230.29 MPa 和182.06～226.86 MPa，分別比單樁增加了1.74%～26.46%、8.78%～27.33%和0.66%～25.43%。

（2）荷載方向?qū)右順蹲畲髴?yīng)力的影響相對(duì)較大，12.0 MN 荷載時(shí)二、三和四翼板加翼樁最大應(yīng)力受荷載方向影響的變幅分別為19.55%、14.57%和19.75%。

（3）當(dāng)翼板位于樁前時(shí)，樁身最大應(yīng)力出現(xiàn)在樁身與翼板連接處上部。當(dāng)荷載方向的樁前無(wú)翼板或荷載與翼板夾角較大時(shí)，樁身應(yīng)力分布與單樁彎矩分布規(guī)律相似，最大應(yīng)力位置隨荷載增加逐漸下移。

（4）加翼樁翼板最大應(yīng)力受荷載方向的影響隨著翼板數(shù)量增加而下降。12.0 MN 荷載時(shí)，二、三和四翼板加翼樁的翼板最大應(yīng)力分別為26.81～184.15 MPa、163.16～193.35 MPa 和136.35～182.77 MPa，翼板最大應(yīng)力均位于翼板與樁身連接處。

（5）水平荷載作用下樁身傾斜率到達(dá)4‰時(shí)，單樁樁身最大應(yīng)力為154.60 MPa，二、三和四翼板加翼樁的最大應(yīng)力分別為161.90～222.68 MPa、175.92～227.47 MPa 和164.17～228.58 MPa。最大應(yīng)力分別為材料允許強(qiáng)度（250 MPa）的61.84%、64.76%～89.07%、70.37%～90.99%和65.67%～91.43%，因此加翼樁比單樁更有效發(fā)揮材料強(qiáng)度。

5 加翼樁水平極限承載力

依據(jù)海上風(fēng)電基礎(chǔ)的變形和結(jié)構(gòu)應(yīng)力控制標(biāo)準(zhǔn)，計(jì)算單樁及二、三、四翼板加翼樁的極限承載力（表2），根據(jù)計(jì)算結(jié)果繪制的加翼樁荷載方向與極限承載力的關(guān)系曲線見(jiàn)圖7。

表2 加翼樁極限承載力Tab.2 Ultimate bearing capacity of wing-monopile

海上風(fēng)電基礎(chǔ)變形和結(jié)構(gòu)應(yīng)力的三大控制標(biāo)準(zhǔn)中，主要控制標(biāo)準(zhǔn)是樁身傾斜率不超過(guò)4‰，較少情況由樁身應(yīng)力是否達(dá)到材料強(qiáng)度控制。而對(duì)于大直徑鋼管樁，樁身泥面處的水平位移不超過(guò)L/500 的標(biāo)準(zhǔn)較為寬松，一般不作為極限承載力的判斷標(biāo)準(zhǔn)。

由表2 可見(jiàn)，翼板明顯提高了鋼管樁基礎(chǔ)的極限承載能力，二、三、四翼板加翼樁的水平極限承載能力比單樁提高了12.67%～16.80%。對(duì)于二、三、四翼板加翼樁，當(dāng)荷載方向與翼板分別呈0°、60.00°和0°時(shí)極限承載力最大，最大承載力分別為11.67、11.85 和12.10 MN。

根據(jù)計(jì)算結(jié)果分析二翼板加翼樁的承載機(jī)理，當(dāng)荷載方向?yàn)?°時(shí)，通過(guò)翼板對(duì)樁身抗彎剛度和翼板底面端承力、翼板側(cè)面摩擦阻力的增加，提升了加翼樁的水平承載性能；當(dāng)翼板與荷載方向90.00°時(shí)，翼板通過(guò)增加水平向土體抗力達(dá)到提升加翼樁水平承載性能。

二翼板加翼樁荷載方向0°時(shí)比90.00°時(shí)翼板的影響作用更大，三翼板和四翼板加翼樁隨著荷載方向的變化各翼板同時(shí)或交替承受部分的土抗力、端承力與摩阻力，以達(dá)到降低樁身傾斜率、提高加翼樁極限承載力的目的。

根據(jù)計(jì)算結(jié)果擬合了荷載方向與二翼板、三翼板、四翼板加翼樁水平極限承載力的關(guān)系式（θ 以角度計(jì)），其周期分別為180°、120°和90°。

圖7 荷載方向與加翼樁極限承載力比值關(guān)系曲線Fig.7 Curve of load direction and ultimate bearing capacity ratio of wing-monopile

其中：H(θ)為荷載方向θ 時(shí)加翼樁水平極限承載力；H0為荷載方向0°時(shí)加翼樁水平極限承載力。

6 結(jié) 語(yǔ)

基于ABAQUS 有限元軟件建立了海上風(fēng)電單樁及對(duì)稱布置二、三和四翼板加翼樁基礎(chǔ)模型，計(jì)算了軟黏土地基下單樁和加翼樁在不同荷載方向下的泥面處位移、樁身傾斜率、樁身內(nèi)力、樁身應(yīng)力及極限承載力，對(duì)比分析了翼板數(shù)量和荷載方向?qū)右順稑O限承載力的提升效果，得到以下結(jié)論：

（1）加翼樁在承受不同方向水平荷載時(shí)，翼板通過(guò)同時(shí)或交替承擔(dān)水平土抗力、底面端承力、側(cè)面摩擦阻力和增加樁身抗彎剛度，以提高其水平承載性能。

（2）與單樁相比，相同荷載時(shí)加翼樁泥面處位移和傾斜率下降明顯，但樁身應(yīng)力有不同程度增加。12.0 MN 荷載時(shí)，加翼樁泥面處位移、傾斜率和彎矩最大下降了21.26%、17.76%和5.71%，樁身應(yīng)力增加27.33%。

（3）加翼樁有效降低了樁身泥面處位移和傾斜率，在樁身傾斜率達(dá)到4‰時(shí)樁身應(yīng)力雖然比單樁有所增加，但仍遠(yuǎn)小于材料允許強(qiáng)度，因此加翼樁比單樁受力更合理。