砂土中裙式吸力基礎復合承載特性數值模擬

張雨坤， 王沖沖， 李大勇,2*， 亓義菘

(1.山東科技大學， 山東省土木工程防災減災重點實驗室, 青島 266590；2.福州大學土木工程學院, 福州 350108)

風能相對于其他能源形式來說,具有相對清潔而且可再生的優點。目前人們主要利用風能進行陸地風力發電和海上風力發電。與陸上風電相比較可知,海上風力發電具有資源豐富、占用陸地資源少、無噪音和視覺影響等特點[1]。1985年，丹麥建成了世界第一座海上風電場[2]。截至2018年,全球海上風電裝機容量達22 GW。中國能夠開發利用的海上風電約750 GW。然而，截至2018年,中國累計建設海上風電容量僅為3.63 GW。海上風力發電在中國有著廣闊的發展前景。海上風電基礎在服役過程中,主要承受的荷載是上部風機結構向下傳遞的豎向荷載以及海上因風、波浪等導致的豎向荷載和彎矩作用。這些荷載往往同時作用于風電基礎,導致基礎的承載特性非常復雜。截至目前,海上風電基礎有多種形式,分別是:重力式基礎、單樁基礎、多樁基礎和吸力基礎。吸力基礎是一種類似桶形的基礎,它上部是封閉的、下部是敞開的,由于其具有承載性能好、造價低、可回收利用等優點已逐漸引起了人們的關注,并成功作為海上風力發電工程的基礎得以應用[3-4]。丹麥分別于2002、2009年建成灘海風電機組和海上測風塔的基礎[5]。2010年6月29日，中國在道達海上風電研究院建成的海上測風塔,所選用的基礎形式都是吸力桶基礎。

目前，中外學者針對吸力基礎在不同土質和不同加載條件下的承載力進行了研究。武科等[6-7]采用極限分析中的上限法,建立了吸力桶基礎承載力分析的上限極限分析模型,發現橫向各向異性、不排水抗剪強度、基礎的長徑比是影響其豎向承載力的主要因素。Hung等[8]通過分析發現,長徑比越大吸力基礎的水平及豎向承載力越大,并提出了計算水平及豎向承載力的公式。Zhan等[9]通過采用數值模擬的方法,研究了不同長徑比、不同偏心率等工況下吸力基礎受豎向荷載、水平荷載以及扭矩荷載單獨作用和組合作用時的承載性能。Monajemi等[10]通過開展數值模擬,將吸力基礎受傾斜荷載時的受力狀況轉換為受組合荷載作用,研究發現當不排水抗剪強度越大時V-M和H-M包絡線范圍越大(V、H、M分別為豎向、水平、彎矩荷載)。Byrne[11]通過采用數值模擬和理論分析的方法,研究了不同方向長期循環荷載之間的相互影響關系,得到了吸力基礎二維及三維破壞包絡面,并擬合了相關參數。Zhong等[12]針對傳統吸力基礎和內部具有十字形壁艙的新型吸力基礎,采用數值模擬的方法研究了其在單調荷載和組合荷載作用下的承載性能,得到了H-M破壞包絡線。Gourvenec等[13]開展數值模擬,通過對不排水極限狀態下均質和非均質地基中不同長徑比的研究,得出了其在復合荷載作用下的承載力規律,同時繪制出了基礎破壞包絡面,提出了計算吸力基礎在組合荷載作用下極限承載力的方法。

圖1 裙式吸力基礎Fig.1 Modified suction caisson

綜上所述,目前中外的學者對于吸力基礎的研究主要側重在不同土質和不同加載條件下的承載力。然而對于吸力基礎在砂土中的復合加載條件下的承載性能的研究較少。為了對現有傳統吸力基礎進一步改進,李大勇等[1]提出了一種新的吸力基礎形式——裙式吸力基礎,如圖1所示。裙式吸力基礎是在傳統吸力基礎之上增加了裙結構。研究表明裙式吸力基礎在砂土中有較好的沉貫性[14-15]；裙結構的增加能夠有效地提高基礎的承載能力和限制基礎的側移[16-22]；在使用同樣用鋼量和單調荷載作用下,裙式吸力基礎的水平承載力比傳統吸力基礎要高,大約提高28.6%[17]。但是前人研究僅是在單調加載條件下得出的結論,而對裙式吸力基礎復合加載條件下承載力的研究尚鮮見報道。

開展數值模擬,分別對裙式吸力基礎在V-M、H-M、V-H-M等復合加載條件下的承載性能進行研究,分析吸力基礎周圍土體的變形規律,得出吸力基礎的破壞包絡線,同時研究裙式吸力基礎與傳統吸力基礎承載特性的區別,以供工程實踐借鑒。

1 有限元模型

采用剛體對吸力基礎進行模擬,其參數參考文獻[18]?！叭菇Y構”尺寸大小對吸力基礎的承載特性有很大的影響,為了研究這一特性,建立4種不同“裙結構”尺寸的裙式吸力基礎模型。不同工況下吸力基礎的尺寸如表1所示,砂土地基采用摩爾-庫倫彈塑性模型,利用吸力基礎數值模擬結果與模型試驗結果反演出土體參數,吸力基礎及土體參數如表2所示。

考慮到吸力基礎結構的幾何形狀,同時為了降低計算成本,取土體與吸力基礎的1/2進行有限元數值分析。為消除邊界效應,結合課題組取得的研究成果,土體計算范圍如下:水平方向選取15倍的主桶直徑(15D1),豎直方向選取6倍的基礎高度(6H1),如圖2所示。

表1 吸力基礎模型尺寸Table 1 Dimensions of suction caissons

表2 材料參數設置Table 2 Parameters used in FEM

為更準確得到破壞包絡線,采用改進的Swipe加載法,如圖3所示。位移和位移作用點位于桶體軸線頂部參考點O上,如圖4所示,并規定如圖4所示的運動方向為正向。

以桶直徑120 mm,桶高240 mm的傳統吸力基礎為參照對象,分別進行加載高度和桶徑之比為1.5、2的兩種工況(即工況A、工況B)的承載力數值比較,比較數值模擬和試驗結果,如圖5所示,二者誤差較小,數值模擬結果可靠。

圖2 裙式吸力基礎有限元模型Fig.2 Finite element model for modified suction caisson

圖3 Swipe加載試驗法Fig.3 Loading procedure of swipe test

u、w、θ分別表示水平、豎向和轉角位移圖4 作用在桶形基礎上的荷載和位移Fig.4 Loads and resulting displacements of suction caisson

圖5 吸力基礎水平荷載與水平位移的有限元和試驗結果Fig.5 Results between the finite element method and experiment for suction caisson

2 計算結果分析

2.1 V-H、V-M、H-M二維復合荷載作用下的結果分析

圖6分別為相應復合荷載(V-H、V-M、H-M)作用下所得到的二維復合荷載無量綱化破壞包絡線(γ′為飽和砂土的有效重度)。通過比較分析可以發現,相比較而言,裙式吸力基礎包絡線范圍較大,傳統吸力基礎包絡線范圍較小。由圖6(a)可知,裙式吸力基礎有更大的豎向-水平組合承載力,裙寬裙高越大其破壞包絡線包含的范圍越大。分別比較工況2與工況3、工況2與工況4可知,裙寬對破壞包絡線的影響大于裙高對破壞包絡線的影響。由圖6(b)可知,裙式吸力基礎能承擔更大的豎向-彎矩組合荷載的作用,比較不同尺寸的裙式吸力基礎破壞包絡線發現,裙寬裙高越大其破壞包絡線包含的范圍越大。由圖6(c)可知,裙式吸力基礎能承受更大的水平-彎矩組合荷載的作用,比較不同裙式吸力基礎的破壞包絡線發現,裙寬、裙高越大,破壞包絡線的范圍越大,進一步說明了“裙結構”的設置對提高吸力基礎的承載力有積極影響。

圖6 V-H、V-M、H-M荷載下承載力無量綱破壞包絡線Fig.6 V-H，V-M and H-M normalized failure envelope

圖7分別為相應復合荷載(V-H、V-M、H-M)作用下所得到的二維復合荷載承載力歸一化破壞包絡線。由圖7(a)可知,不同裙式吸力基礎的破壞包絡線變化規律類似,裙寬裙高的改變對破壞包絡線的變化影響較小。由圖7(b)可知,在0≤V/Vult≤0.4范圍內(下標“ult”表示極限承載力),破壞包絡線斜率近似為零,即豎向荷載的變化對彎矩承載力的影響很??；在0≤M/Mult≤0.5范圍內,破壞包絡線斜率近似于無窮大,即彎矩荷載的改變對豎向承載力的影響很??；由圖7(c)可知，當0≤H/Hult≤0.8時,彎矩承載力隨著水平荷載的增大而增大。傳統吸力基礎的彎矩承載力增幅最大,最大值為1.35Mult；對裙式吸力基礎,裙寬裙高的改變對彎矩承載力的影響規律不明顯。當-1≤H/Hult≤0時,彎矩承載力隨著水平荷載的增大而減小,此外工況2和工況3、工況4和工況5的包絡線幾乎重合,說明此時裙寬對吸力基礎的承載力比裙高吸力基礎的承載力影響更大。

圖7 V-H、V-M、H-M荷載下承載力歸一化破壞包絡線Fig.7 V-H，V-M and H-M normalized failure envelope

為了能夠進一步地研究吸力基礎的承載特性,參考文獻[20],并根據圖7(a)、圖7(b)結果得到吸力基礎承載力歸一化破壞包絡線表達式為

(1)

(2)

式中：V、H分別為豎向、水平荷載；Vult、Hult為對應方向的極限承載力；α1、β1、α2、β2為相關擬合參數，不同工況下,擬合相關參數值如表3所示。

表3 α1、β1、α2、β2 取值Table 3 α1,β1,α2,β2 values

2.2 V-H-M三維復合荷載作用下的結果分

豎向荷載分別為V=0、V=0.4Vult、V=0.7Vult和V=0.9Vult時,在兩種荷載復合加載(H-M)作用下不同吸力基礎破壞包絡線。由圖8可知,隨著豎向荷載的增大,H-M包絡線的范圍逐漸減小。

根據圖8，繪制不同吸力基礎在V-H-M組合荷載作用下三維破壞包絡面。由圖9可知,破壞包絡面近似可以看作是一個1/4橢球體形狀。通過對比數值模擬得出的空間破壞包絡曲面和實際荷載下的吸力基礎的承載特性,就可以準確了解此時地基上的吸力基礎的受力狀態。當實際所受荷載在曲面里面的時候,吸力基礎是穩定的；當實際所受荷載在曲面外面的時候,吸力基礎失穩破壞；當實際所受荷載在曲面上時,吸力基礎處于極限平衡狀態。

圖8 H-M平面上不同豎向荷載的破壞包絡線Fig.8 Failure envelopes of foundation in the H-M plane for different V

圖9 V-H-M三維破壞包絡面Fig.9 3D failure envelope of foundation in the V-H-M loads pace

進一步地,根據有限元模擬得出的組合荷載作用下基礎失穩三維破壞包絡面,參考Taiebat等[21]提出的經驗公式并加以修正,提出裙式吸力基礎在V-H-M荷載空間內的失穩破壞三維包絡面的數學表達式為

(3)

式(3)中：M為施加的彎矩荷載；Mult為對應的彎矩極限荷載；α、β為相關擬合參數。通過驗算,各工況吸力基礎的擬合參數α、β取值如表4所示。

3 結論

通過數值模擬,分析得到裙式吸力基礎和傳統吸力基礎再復合荷載作用下的承載能力特點,得到如下的結論。

表4 α和β取值Table 4 α and β values

(1)在V-H、V-M、H-M二維復合荷載作用下裙式吸力基礎相比較傳統吸力基礎而言,其承載能力更大,不容易失穩破壞。

(2)裙結構尺寸對裙式吸力基礎復合承載力有影響,裙寬、裙高越大,裙式吸力基礎的復合承載力越大,裙寬對裙式吸力基礎的復合承載力影響大于裙高。

(3)繪制了V-H、V-M、H-M二維復合荷載無量綱化破壞包絡線和歸一化破壞包絡線及V-H-M三維復合荷載作用下承載力三維破壞包絡面,并對其進行擬合,得到了橢圓曲線方程,可供工程實際使用。