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  哈尔滨工程大学学报  2018, Vol. 39 Issue (7): 1165-1171  DOI: 10.11990/jheu.201701022
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引用本文  

刘红军, 张鹏, 王荃迪, 等. 桩筒复合基础筒体结构优化及承载性能分析[J]. 哈尔滨工程大学学报, 2018, 39(7): 1165-1171. DOI: 10.11990/jheu.201701022.
LIU Hongjun, ZHANG Peng, WANG Quandi, et al. Optimum structural design and loading advantage analysis of pile-bucket foundation[J]. Journal of Harbin Engineering University, 2018, 39(7): 1165-1171. DOI: 10.11990/jheu.201701022.

基金项目

国家自然科学基金项目(4152247);山东省科技攻关项目(2014GGX104007)

通信作者

刘红军, E-mail:hongjun@ouc.edu.cn

作者简介

刘红军(1966-), 男, 教授, 博士生导师

文章历史

收稿日期:2017-01-08
网络出版日期:2018-04-18
桩筒复合基础筒体结构优化及承载性能分析
刘红军1,2, 张鹏2, 王荃迪2, 杨奇2    
1. 中国海洋大学 山东省海洋环境地质工程重点实验室, 山东 青岛 266100;
2. 中国海洋大学 海洋环境与生态教育部重点实验室, 山东 青岛 266100
摘要:由于桩筒复合基础本身具有固有频率,为防止结构发生破坏,在设计其尺寸时应避免其固有频率与可能的荷载频率过分接近。本文利用ABAQUS软件对桩筒基础进行模态分析,得到最佳筒桩直径比和筒裙高度;对桩筒复合基础与传统单桩基础承载性能进行比较,讨论筒体和桩体受力特点;开展了室内试验,验证了模型的可靠性。结果表明:桩筒复合基础较单桩基础有明显承载优势和防冲刷效果,增加筒体直径是提高承载力的重要因素,而筒体高度超过一定值后承载力提高不显著。
关键词海上风电    桩筒复合基础    模态分析    结构优化    固有频率    ABAQUS    承载性能    
Optimum structural design and loading advantage analysis of pile-bucket foundation
LIU Hongjun1,2, ZHANG Peng2, WANG Quandi2, YANG Qi2    
1. Shandong Provincial Key Laboratory of Marine Environment and Geological Engineering, Ocean University of China, Qingdao 266100, China;
2. Key Lab of Marine Environmental Science and Ecology, Ministry of Education, Ocean University of China, Qingdao 266100, China
Abstract: To prevent structural damages, a pile-bucket foundation has an inherent frequency which should be separated from the natural frequency when designing its size. In this paper, the optimal aspect ratio and height of the skirt of a pile-bucket foundation are determined based on modal analysis through ABAQUS software. A comparison is made between the pile-bucket foundation and traditional a single pile foundation to explore the difference in their bearing performances. To verify the reliability of the numerical model, indoor model tests were carried out. The results show that the bearing capacity and sour resistant effect of the pile-bucket are better than those of the single pile foundation, and increasing the diameter of the cylinder is an important factor to increase the bearing capacity; however, when the height of the cylinder exceeds a certain value, the bearing capacity will not increase significantly.
Key words: offshore wind power    pile-bucket foundation    modal analysis    structure optimization    natural frequency    ABAQUS    bearing capability    

风能作为清洁环保的可再生能源之一,我国沿海地区经济发达,能源需求大,海上风能资源丰富,开发利用海上风能成为风电发展的趋势。单桩基础是目前应用最为广泛的基础型式,针对单桩基础,许多学者对其承载力特性进行研究,得出承载特性与桩体长度、壁厚和桩径等因素有关。刘冰雪等[1]通过建立三维有限元模型,重点研究了桩径、桩长等因素对桩基水平及竖直承载性能的影响;刘晋超等[2]利用ABAQUS软件分析了砂土的参数对单桩水平承载力的影响,并通过离心机模型试验进行了验证,同时也提出在进行桩土相互作用分析时,采用变形作为控制标准是合理的;Abdel-Rahman等[3]利用p-y曲线法和ABAQUS对单桩基础进行计算,结果表明,在未考虑桩土间液化为正常工况下的计算的p-y曲线法计算结果与ABAQUS计算结果匹配较好;Achmus等[4]通过对单桩基础在水平荷载作用下的模拟得出的荷载-位移曲线,对比p-y曲线法的计算结果,建议在大桩径条件下尽量使用数值模拟进行设计;Templeton[5]针对spar平台的桩基横向承载特性进行了有限元分析,并结合离心机试验,验证了ABAQUS有限元软件在分析水平受荷桩承载特性有效性。

筒型基础具有环保﹑安全﹑投资成本低等诸多优点,在海上风电场的发展中势必得到广泛的应用[6],其承载性与其自身尺寸密切相关,因此对筒形基础的结构优化有较多研究。吴芳和[7]在ANSYS建立了海上风机基础的三维有限元模型,并利用ANSYS中的优化设计模块,依据用料最少的原则对海上风机基础进行整体优化设计。刘红军等[8]利用ABAQUS对吸力锚的筒裙进行优化设计。海上风电桩基被认为是造成成本较高的主要因素之一,风机基础的成本占总成本的20%~30%[9]。桩筒复合基础结合两者的优势,使得基础更加稳固。刘润等[10]研究桩筒复合基础承载力包络面并提出复合加载模式下桩筒复合基础承载力包络面。丁红岩等[11]利用ABAQUS软件对桩-筒组合基础单层黏土中水平承载性能进行分析,其结果表明,在一定范围内,桩-筒组合基础水平承载性能随桩入土深度、桩壁厚的增大而提高。

本文利用大型有限元软件ABAQUS对桩筒复合基础进行模态分析,根据模态分析结果,对筒体尺寸进行优化,主要包括筒顶厚度、筒体直径、筒裙高度的优化,并根据优化尺寸得到的桩筒复合基础与传统单桩基础承载性能进行比较。

1 有限元计算模型

单桩基础作为近海风电基础的标准形式,主要由直径3.5~5.0 m的钢桩构成,本文桩筒复合基础的桩体外直径取5 m,作为典型桩,壁厚取直径的1/100[6]t=50 mm,桩体入土深度L=40 m,上部桩长l=10 m,总长为50 m,桩径及壁厚沿桩长不变,桩体为摩擦桩。筒体与桩体接触部分的高为2 m,其四周均匀分布8个肋板,筒裙壁厚与桩体壁厚相同t=50 mm,肋板厚度为0.2 m,各模型不变。Bransby[12]建议:为消除边界影响,水平受荷桩的土体外边界尺寸取桩半径的25~50倍。本文土体直径为150 m,土层厚度为桩体入土深度的1.25倍,即55 m,具体模型如图 1所示。本文主要研究筒径D、筒顶壁厚T、筒裙高度H对桩筒复合基础振动特性的影响。

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图 1 有限元模型 Fig. 1 Finite element model

计算中,桩周是重点研究的部分,需对此处网格进行加密,而外围土体对计算精度要求低,网格可以稀疏,从而降低计算成本,因此采用ABAQUS中网格划分中的single功能对网格疏密进行优化,土体和基础均采用六面体八节点减缩积分格式的三维实体单元(C3D8R),其中土体有12 708个网格单元,肋板采用三维6节点五边形实体单元(C3D6),每个肋板有186个网格单元。单桩和筒体的钢材均采用弹塑性本构模型,重度γ=78 kN/m3,弹性模量E=210 GPa,泊松比μ=0.3,Mises屈服强度为345 MPa;本文以黄河三角洲地区工程地质条件为背景,地基土体采用Mohr-Coulomb弹塑性本构,重度γ=18 kN/m3,弹性模量E=3 MPa,泊松比μ=0.3,摩擦角φ=20°,粘聚力c=12 kPa。在本文的模拟中采用主从接触,桩体表面为主控接触面,土体为从接触面,根据文献[13],桩土之间的摩擦系数取$\mu = {\rm{tan}}\left[ {\frac{{{\rm{sin}}\phi cos\phi }}{{1 + {\rm{si}}{{\rm{n}}^2}\phi }}} \right] $,其中$\phi $是土体的内摩擦角。

桩基受到风、浪、流等循环荷载作用,桩身与筒体接触位置受到反复挤压,桩筒结合的位置出现间隙会使筒体作用降低。筒体厚度均为0.05 m,利用有限元软件模拟水平荷载作用下得到筒体应力云图(见图 2),从图中可以看出,筒基础与桩基接触的部分和筒顶是应力集中的位置,虽然没有达到屈服强度,但循环荷载造成的材料疲劳可能会使筒体上部弯曲,桩筒之间出现间隙。因此对于筒型基础的上部和筒顶需要加厚,减小应力集中造成的破坏,并且本文只考虑静力作用下桩筒复合基础的承载性能,因此设置桩筒之间的接触为绑定接触,以减小计算量。

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图 2 筒体Mises应力云图 Fig. 2 Mises stress nephogram of bucket
2 结构优化

桩筒复合基础基本身具有固有频率,在设计其尺寸时应避免其固有频率与可能的荷载频率过分接近。目前通用的三叶片式风力发电机组的主要共振激励源是1P和3P频率。工程上一般要求风机基础结构固有频率避开这两个频率范围在±10%左右[14]

以金风1.5 MW风机为参考,其1P频率变化范围为0.15~0.288 Hz[14],为了避免发生共振,桩筒复合基础结构自振频率就应避开0.135~0.317 Hz,0.405~0.950 Hz。黄河三角洲埕岛海域波浪频率范围在0.12~0.50 Hz左右[15-16]。综上可知,桩筒复合基础自振频率应该避免的频率区间为0.135~0.950 Hz。本文模态分析中只有一阶和二阶振型接近0.135~0.950 Hz,因此只考虑桩筒复合基础的一阶和二阶振型。桩筒复合基础受到自身重力、竖向荷载和水平荷载,其荷载引起桩筒复合基础的变形较小,并且此类荷载对模态分析的结果没有任何影响[17],因此模态分析时可以不考虑此类荷载对结果的影响。

2.1 筒顶厚度优化

筒顶是连接筒裙和筒上部的结构,可以将作用在筒上部的荷载传递到土体和筒裙,从图 2筒体应力云图中可以看出,筒顶也是应力集中的位置,应适当增加其厚度和强度。增加筒顶厚度也可增大筒体自重,即增大土体与筒体是摩擦力,有利于提高承载性能。

筒体直径为10 m,筒裙高度为5 m,厚度为0.05 m,筒顶厚度由0.05 m增加至0.5 m情况下进行模态分析,得到图 3,从中可以看出桩筒复合基础一阶振型随筒顶厚度的增加而减小。考虑振动频率和用钢量,本文所述桩体对应最佳筒顶厚度为0.1~0.4 m。

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图 3 不同筒顶厚度的桩筒基础的一阶振型曲线 Fig. 3 Mode of vibration for different thickness of bucket top
2.2 筒体直径优化

增大筒体直径可以增大筒体与土体的接触面积,从而增加桩筒复合基础的水平承载力,筒体直径的选择对桩筒复合基础的承载性能起重要作用。刘润等[10]建议筒桩直径比为2~6。

本文在筒裙高度为5 m,筒顶厚度为0.1 m,筒裙厚度为0.05 m,筒桩直径比由2增加至4情况下进行模态分析,得到图 4,由图 4可知,筒桩直径比在2~3,桩筒复合基础的一阶振型随筒桩直径比的增大线性减小,其频率不在0.135~0.950 Hz;筒桩直径比大于3,桩筒复合基础的一阶振型迅速减小,并且其频率在0.135~0.950 Hz,因此筒桩直径比超过3,桩筒复合基础容易发生共振。通过图 5可以看出,在筒桩直径比过大时,筒体一阶振型中显示筒裙和筒顶边缘振动比较剧烈,即最易破损的位置。桩筒复合基础的二阶振型随筒桩直径比的增大线性减小,其减小速率较一阶振型慢,且不在0.135~0.950 Hz。相比筒顶厚度,筒桩直径比对桩筒复合基础更敏感。因此,筒型基础的直径不宜过大,本文所述桩体对应最佳筒桩直径比为2~3。

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图 4 不同筒桩直径比的振型 Fig. 4 Mode of vibration for different bucket pile diameter ratio
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图 5 筒桩直径比为4时筒体一阶振型 Fig. 5 Mode of vibration when the bucket pile diameter ratio is 4
2.3 筒裙高度优化

海床表层土体强度往往较低,筒体筒裙高度太短,则筒裙不能提供较高的承载力,筒裙太长会造成用钢量的增加。

本文在筒体直径为12 m,筒顶厚度为0.1 m,筒裙厚度为0.05 m,筒裙高度由1 m增加至7 m情况下进行模态分析,得到图 6,从中可以看出桩筒复合基础一阶振型随筒裙高度的增加而减小,但均未在0.135~0.950 Hz。

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图 6 不同筒裙高度的桩筒复合基础一阶振型曲线 Fig. 6 Mode of vibration for different skirt of pile-bucket foundation

对不同筒裙高度的桩筒复合基础进行静力分析,图 7中为桩身泥面处位移达到15 mm时,桩顶水平荷载值,筒裙高度超过5 m之后桩筒复合基础的水平承载力没有显著提高,增加筒裙高度会增加用钢量,并且根据图 6可知,筒裙高度的增加使基础一阶振型频率降低易发生共振现象。综合模态分析和静力分析结果,筒裙高度宜为3~5 m。

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图 7 不同筒裙高度水平承载力曲线 Fig. 7 Horizontal load curve for different heights of bucket

通过模态分析,相比筒顶厚度和筒裙高度,筒体直径对桩筒复合基础的一阶振型影响最大,筒桩最佳直径比为2~3,超过3, 其一阶振型会迅速降低,导致共振,引起桩筒复合基础结构遭到破坏。

3 桩筒复合基础承载性能分析

桩基水平向承载极限状态的控制条件为桩身结构破坏或者桩基水平向变形达到极限值。由于海洋风机单桩基础桩径较大且采用钢管桩,桩身强度非常大,所以采用水平向变形来控制桩基础的承载力[18]。本文采用泥面处桩基位移为15 mm时所对应的水平力作为水平承载力。

为验证模型的合理性,本文采用室内模拟试验的方法, 试验如图 8所示。试验土体为黄河口粉土,其密度为1.69 g/cm3,含水率为32.8%,模型桩体采用PVC材料,直径为5 cm,桩长为50 cm,入土深度为40 cm,在桩身每隔5 cm贴有一对应变片。水平荷载通过逐级加载模式,每级荷载稳定5 min后加下级荷载,并通过DH3815静态应变仪采集水平荷载作用下桩身应变和应力值。从而得到单桩数值模拟与室内试验弯矩对比图,如图 9所示,可以看到室内试验与数值模拟结果具有相同的趋势,因此可认为本模型是合理可靠的。

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图 8 单桩水平承载性能室内试验 Fig. 8 Single pile bearing performance by laboratory test
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图 9 单桩数值模拟与室内试验弯矩对比图 Fig. 9 Distribution of pile bending moment for numerical modelingand laboratory test
3.1 筒体承载特性

肋板是连接筒体顶面与桩筒接触部分的结构,其对筒体的作用不可忽视。由图 10可知,在桩顶位移相同的情况下,无肋板的筒体最大Mises应力较有肋板的筒体大,并且无肋板筒体的筒裙受力较集中,有肋板筒体的筒顶和筒裙均匀受力,无应力集中现象,因此,肋板使得筒体受力更加合理,尤其是避免筒裙应力集中。

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图 10 有无肋板筒体Mises应力云图 Fig. 10 Mises stress nephogram of bucket which has stiffener or not

水平加载过程中,随着桩顶位移的增加,在位移方向上筒体与土体的接触压力在不断增加。在某一水平荷载状态下,筒裙外壁与土体的接触压力并不是随深度的增加一直减小,如图 11所示。筒裙的高度为5 m,规定筒裙下端为0点,向上为正,筒裙高度在2.5~5 m,接触压力随筒裙高度的增加而增加;筒裙高度在1~2.5 m,接触压力随高度增加而减小;筒裙高度0~1 m,接触压力随高度增加而增大。从中可以看出筒裙与土体接触压力的不均匀性,其受力特点与筒裙高度紧密相关,并且与施加荷载有关。如果其荷载的变化较大,可能造成筒裙折损,因此筒裙高度应适当并且增加强度。

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图 11 筒裙外壁接触应力曲线 Fig. 11 Distribution of contact stress for the outer wall of skirt
3.2 桩体承载特性

将最优桩筒复合基础与单桩基础在水平荷载作用下进行比较。根据模态分析结果,选取筒体直径为10、12、15 m;筒裙高度为5 m的桩筒复合基础与单桩基础进行比较。基础与土体之间采用法向硬接触,切向接触表现为“罚”,摩擦系数为0.3。

图 12可知,当在泥面位置桩体位移达到15 mm时,单桩基础水平承载力440 kN,筒体直径为10、12、15 m水平承载力分别为610、660、760 kN。桩筒复合基础的承性能明显优于单桩基础,其承载力分别提高了38.6%、50.0%、72.7%。筒体将桩体所受传应力传递到海床,并且随着筒体直径的增大,桩筒复合基础的水平承载力随之增大,筒体直径越大,筒体与海床接触面积越大,有利于发挥筒体的作用,增强基础的整体稳定性,因此桩筒复合基础的承载性能明显优于单桩基础。

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图 12 不同筒径桩顶水平荷载—泥面位移曲线 Fig. 12 Soil surface displacement for different horizontal load at pile top

图 13为单桩基础和桩筒复合基础泥面(桩身高度为40 m处)位移均为15 mm时桩身弯矩,单桩最大弯矩较桩筒复合基础最大弯矩大,且位置较低;图中C点位于筒体与桩体接触位置,由于筒体的保护使得此位置处弯矩较小。从图 13可以看出桩筒复合基础的承载性能更加优越。另外,海床表层往往为强度较低的土体,且易受波浪等冲刷,筒体可以有效保护基础周边土体不受冲刷,相应提高土体的强度,增强桩体承载性能。在0.45 m/s流速条件下,桩筒复合基础周边冲刷深度为0.27 cm,而单桩基础冲刷深度为8.44 cm,如图 14所示,表明桩筒复合基础相比单桩基础有较高的抗冲刷能力。

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图 13 单桩和桩筒复合基础桩身弯矩图 Fig. 13 Pile bending moment distribution for single pile and Pile-bucket Foundation
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图 14 桩筒复合基础与单桩冲刷图 Fig. 14 The scour of pile-bucket foundationand pile foundation
3.3 桩筒相互作用

桩筒复合基础结合了单桩和筒型基础的优势,其桩体为主体,筒体为辅助。筒体的设计可以相应缩短桩身长度,从而大大降低安装成本,反之,桩体变短可以使筒体发挥更大的作用。如图 15所示,对于桩筒复合基础增加桩体长度不会明显提高其承载性,桩体太长使筒体不能发挥其最大作用,从而丧失桩筒复合基础的优势,相比单桩桩长变化对承载力的影响,桩筒复合基础承载力的提高对桩长的依赖较小,因此桩体的设计需要与筒体相协调,确保桩体和筒体都可以发挥最大作用。

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图 15 不同桩长水平承载力曲线 Fig. 15 Distribution of horizontal bearing capability for different pile length at pile top
4 结论

1) 通过模态分析,相比筒顶厚度、筒裙高度,筒体直径对桩筒复合基础一阶振型影响最大,筒桩最佳直径比为2~3,超过3易发生共振,对桩筒复合基础造成破坏。

2) 当筒裙高度超过5 m时,增加筒裙高度对水平承载性能提高不明显,且增加筒裙高度一阶振型会降低,并且筒裙受力不均匀,筒裙过长会造成筒裙变形过大而折损,因此筒裙高度宜为3~5 m。

3) 桩筒复合基础相比传统单桩基础有明显承载性能优势,相比单桩基础,筒体直径为10、12和15 m的桩筒复合基础承载力分别提高了38.6%、50.0%、72.7%。增加筒体直径对桩筒复合基础承载力提高较高。

4) 相比单桩基础,桩筒复合基础承载力的提高对桩长的依赖较小,在满足设计强度的前提下,桩体与筒体要相互协调,确保二者都发挥最大作用。同时相比单桩基础,桩筒复合基础具有良好的抗冲刷能力。

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