3-6MW海上风机单桩基础设计与分析-王国粹

第33卷增刊2岩土工程学报Vol.33Supp.22011年10月ChineseJournalofGeotechnicalEngineeringOct.20113.6MW海上风机单桩基础设计与分析王国粹1，王伟2，杨敏1(1.同济大学地下建筑与工程系，上海200092；2.上海同济启明星科技发展有限公司，上海200092)摘要：统计数据表明海上风机基础中单桩基础形式所占比例在65%以上，因此对单桩基础设计与分析方法的研究更显其重要性。基于多个海上风电场设计实践和经验归纳了海上风机单桩基础的设计要点。海上风机所处的海洋环境决定了单桩基础所受荷载多为水平向长期循环荷载，为此，在总结现有水平受荷桩计算方法的基础上，建立了可以考虑长期循环荷载影响的理想弹塑性桩土相互作用计算模型。以我国某海上风电场为例，采用单桩基础形式进行了基础方案设计，并在设计计算中展开了上述方法与国际上其他单桩分析方法的对比分析，以验证其有效性。理想弹塑性方法计算方便，能够考虑土层分布和施工条件以及长期循环荷载对桩基性状的影响，可应用于单桩海上风机单桩基础设计。关键词：海上风机；单桩基础；水平受荷桩；理想弹塑性中图分类号：TU47文献标识码：A文章编号：1000–4548(2011)S2–0095–06作者简介：王国粹(1985–)，女，山东青岛人，博士研究生，主要从事桩基础的研究。E-mail:[e-mail]。Designandanalysisofmonopilefoundationfor3.6MWoffshorewindturbineWANGGuo-cui1,WANGWei2,YANGMin1(1.DepartmentofGeotechnicalEngineering,TongjiUniversity,Shanghai200092,China;2.ShanghaiTongjiQimstarScience&developmentCo.,Ltd.,Shanghai200092,China)Abstract:Statisticaldatashowthatmorethan65%ofoffshorewindturbinesselectmonopilefoundation,sodesignandanalysisofthemonopilefoundationareanimportantissue.Basedonthedesignpracticeandexperienceofmultipleoffshorewindfarms,thedesignelementsofthemonopilefoundationaresummarized.Determinedbytheoffshoremarineenvironmentinwhichthewindturbinesarelocated,theprimaryloadonthemonopilefoundationislong-termcyclicload.Aftersummarizingthemethodsforcurrentlaterallyloadedpiles,anidealelastic-plasticpile-soilinteractionmodelconsideringtheeffectoflong-termcyclicloadisestablished.Inthecaseofanoffshorewindfarm,amonopilefoundationprogramisdesignedusingtheabovemodel,andcomparativeanalysesarecarriedouttoverifyitseffectiveness.Theidealelastic-plasticmethodisconvenienttoconsidertheeffectofalltheenvironmentalloads,soildistributionandconstruction,andcanbeappliedtothedesignofpilefoundationoffshorewindturbines.Keywords:offshorewindturbine;monopilefoundation;laterallyloadedpile;idealelastic-plasticity0引言风能是世界上昀为清洁环保的可再生能源之一，自80年代起，风力发电受到世界各国广泛重视。海上风能资源丰富、空间区域广阔，自1991年丹麦建成了世界上首座海上风电场以来，海上风电场逐渐成为风力发电的开发重点。我国海岸线漫长，具有丰富的近海风能资源，但我国的海上风电场建设上处于起步阶段，已建成的风电场仅有东海大桥风电场和江苏如东潮间带风电场。风机基础作为风电机组的支撑体系，在海上风电建设中地位十分重要。海上风机基础的建设受到海洋气象条件、水文条件和海底地质环境等因素的影响，涉及多个领域和专业，是海上风电场建设的难点之一。国内外已建成的海上风电场主要采用了以下几种基础形式：单桩基础、重力式基础、三脚架基础、导管架基础、承台式基础。其中，单桩基础结构形式简单，受力明确，在具备打桩和起吊设备能力的前提下，施工速度快，在国内外风电场中所占比例达65%以上。单桩基础结构一般包括两个部分：过渡连接段和桩基础，过渡连接段顶部与风机塔筒相连，底部与桩基础相连接，桩基础将过渡连接段传递的风机荷载以及自身受到的波浪荷载、水流荷载以及靠泊力和撞击力等传递到地基土中。单桩基础多采用大直径钢管桩，沉桩后在桩顶固定过渡连接段，然后将风机塔筒安装其───────收稿日期：2011–08–0296岩土工程学报2011年上。基于对海上风电发展现状分析，结合海上风机环境特征和基础形式，笔者对单桩基础设计要点进行归纳，重点讨论了考虑长期循环荷载的水平受荷桩计算方法。在此基础上，结合某海上风电场实例进行风机单桩基础设计。1单桩基础设计方法1.1设计要点海上风机基础设计考虑的荷载主要包括基础自重、风机荷载、波浪力、水流力、冰荷载、风荷载、船舶（或漂浮物）撞击力、地震力等。基础设计计算中首先需确定各设计工况下风机荷载和环境荷载的昀不利组合。基础设计工况主要应考虑基础施工完成而上部风机未安装时临时工况、风机安装完成后正常运行工况、极端风况状态的工况以及正常运行时的地震工况。风力、波浪力、水流力作为基本可变荷载参加组合，荷载组合中应考虑可能出现的昀不利水位和波浪、水流的作用方向。极端工况计算时水位采用50a一遇的极端高水位和极端低水位之间的昀不利水位；其他工况采用设计高水位和设计低水位之间的昀不利水位。极限工况下，需要验算桩基的承载力、桩身结构强度与稳定性；正常工况下，需要计算基础泥面处的位移、沉降和基础刚度等。由于单桩基础桩径较大，竖向承载力一般不起控制作用，主要是水平承载力控制。单桩基础变形和基础刚度验算都需要计算基础在水平荷载组合作用下的变形。因此，在承载力和变形计算中，水平受荷桩的计算十分重要。海上风机基础受到大部分水平向荷载（波浪力、水流力等）都属于长期循环荷载。在长期循环荷载的作用下，桩基与浅层地基土之间的接触密实度逐渐衰减，桩侧土体刚度逐步减小。因此，对海上风机单桩基础的分析必须考虑长期循环荷载作用的影响。1.2水平受荷桩计算方法目前工程中常用的水平受荷桩的计算方法有m法和p–y曲线法。我国《建筑桩基技术规范》(JGJ94—2008)采用m法分析水平受荷桩，m值的选取可以根据实测或者规范推荐值选取，考虑循环荷载作用对m值进行折减。m法在我国应用十分广泛，该方法假定土体为完全弹性体，不考虑塑性变形，且m值推荐值要求桩顶位移在6～10mm以内。p–y曲线法是国外水平受荷桩工程中常用的一种方法。美国石油协会规范（API）规定，对于黏性土，采用Matlock提出的p–y曲线进行分析[1]；对于砂土，则采用MurchisonandO’Neill提出的p–y曲线行分析[2]。挪威船级社海洋风机结构设计规范(DNV—OS—J101)、我国《海上固定平台规划设计和建造的推荐作法–工作应力设计法》(SY/T10030—2004)和《港口工程桩基规范》(JTJ254—98)也引入了相同规定。上述两种p–y曲线模型都是来源于实测，此后，一些学者（如Reese(1975)、Dunnavant(1989)、Murchison(1991)等）都对水平受荷桩p–y曲线进行了现场试验，但是各位学者采用不同的实验桩、加载系统和土体分布，所得到的p–y曲线模型各不相同，目前对于统一的实测p–y曲线模式尚无定论，工程中仍按照API规范计算。大量的实测和研究认为，对于黏土中的大直径桩，API规范规定的Matlockp–y曲线预测的桩基变形比实测值大。Stevens&Audibert通过对多个不同桩径的现场试验实测结果的分析，对土体位移临界值进行了修正[3]。海上风机单桩基础桩径较大，故本文采用API方法计算时也引入了上述修正。1.3理想弹塑性计算方法假定桩土相互作用的p–y曲线符合理想弹塑性模型，在弹性阶段，土体水平向地基反力模量不变，采用m法的参数取值和基本假定，假设桩周土反力与桩基位移成正比；在塑性阶段，桩周土反力达到极限值，不再随位移增加。弹塑性方法p–y曲线见式（1）。uuumxyyyppyy≤⎧=⎨⎩，。(1)式中m为桩侧土水平抗力系数的比例系数；m值宜通过单桩水平静载试验确定，当无静载试验资料时，按规范经验取值。pu为土体极限抗力；yu为单位长度土体临界位移，yu=pu/mx。关于土体极限抗力的研究较多，Guo总结了现有的极限抗力，提出统一限抗力表达式[4]，见式（2）。统一极限抗力表达式可以包含或者近似拟合现有的极限抗力分布模式，更为重要的是，通过选取合适的参数值，统一极限抗力还能够反映不同土体、桩基和加载条件[5]。采用上述统一极限抗力表达式来计算理想弹塑性模型中的极限抗力。1gu0u2g0()'()nnnnNCdxpNdxαγα−−⎧+⎪=⎨+⎪⎩黏土，砂土。(2)式中Cu为黏性土不排水抗剪强度；γ′为土体有效重度；d为桩径；Ng为极限抗力系数；0α为等效土体深度；n为极限抗力的形状参数。对于极限抗力参数选取，等效土体深度0α和形状参数n可以通过锚定板实验得到，而极限抗力系数Ng与桩的尺寸、施工条件和载荷类型有关，需要通过桩增刊2王国粹，等.3.6MW海上风机单桩基础设计与分析97基载荷试验得到。在没有试验的情况下，可参考下述区间的取值。对于黏土：0α=0.05～0.2m，考虑施工扰动、表层裂隙黏土以及自由水的冲刷效应等，可以取0。n=0.36～1.0，均质土体，n=0.7；上软下硬土层，n取较大值；上硬下软土层，n取较小值。Ng=0.7～3.2。对于砂土：0α=0和n=1.7，Ng=(0.55～2.5)2pK。对于挤土桩（如闭口钢管桩）和截面加强桩，Ng=(1.0～2.5)2pK；对于部分挤土桩和钻孔桩，Ng=(0.4～1.6)2pK。对于循环荷载应采用循环荷载下的试验参数取值，当没有实测参数取值的情况下，可采用Ng值为静载时的0.6倍[5]。2工程概况2.1海洋气象与水文条件拟建风电场所在地区多年平均气温13.9℃，极端昀高气温37.6℃，极端昀低气温-13.2℃。7月份平均气温昀高，为26℃，1月份月平均昀低，为0.9℃。该地区夏季多雨，冬季干燥。降水主要集中于6～9月，占全年总降水量的66%。该海域强风向为E方向，多年实测昀大风速23.0m/s，次强风向为ENE方向，风速为21.3m/s。常风向为SE方向。在1970年～1986年间，影响该区的台风共23次，平均每年1.4次。寒潮影响下，该海区一般吹偏北大风，风力较强，持续时间较长。该海域受北纬34º30′，东经121º10′附近的无潮点为中心的旋转潮波控制，潮差较小。潮汐为不正规浅海半日潮，潮波为前进波驻波混合型。一般涨潮历时短于落潮，转流在高、低潮后1～2h。2.2工程地质与水文地质该海上风电场离岸距离21k