两种典型海上升压站基础的坐底稳定性

2020-01-01

中国海洋平台 2019年6期

(中国电建集团华东勘测设计研究院有限公司新能源工程院，浙江杭州 311122)

0 引言

目前国内海上风电蓬勃发展。截至2019年6月，国内已建成18座海上升压站，浙江、江苏、福建等地同时在建多座海上升压站。不同省份不同海域的地质条件存在区别，且由于受升压站上部电气设备的影响，导管架型式需根据情况进行选择。在导管架入水后打桩前，受环境荷载和自身重力作用，导管架会存在倾覆、滑移和基底承压破坏的情况。因此，对于不同型式和不同海域的导管架，坐底稳定性分析尤为重要。

海上升压站导管架基础选型与上部结构息息相关，根据张力等[1]和张明等[2]所述，在不同设计阶段海上升压站结构需有不同的设计考虑及分析内容。根据海上升压站的在位[3-4]、地震[5-6]、疲劳[7-8]等主控工况，最终确定导管架基础的型式。特别地，国内已有多位学者针对防沉板进行研究：刘润等[9-10]针对新型防沉板，结合工程实例研究其地基承载性能；谭越等[11-12]针对水下生产系统防尘板的沉降、滑移等方面进行分析讨论；徐蒙[13]同样针对水下生产系统，对防沉板型式进行优化改进；练继建等[14]以带分舱板的海上风电筒型基础进行承载力试验研究；孔德森等[15]针对防沉板-桩复合基础，讨论荷载对其敏感性和破坏形式。可以看出，统筹考虑海上升压站需求及不同型式海上升压站坐底稳定性研究，国内目前尚有欠缺。

国外针对浅基础的承载力研究起步较早：DE BEER[16]针对浅基础在砂土上的承载力展开研究，并用试验方式探讨并给出形状系数对承载力的影响；GOURVENEC[17]着重讨论在剪切强度随深度线性增加的土体中防沉板基础的竖向和水平向承载特性；GOURUENEC等[18]研究矩形基础宽度和裙板对承载特性的影响并给出基于软黏土的极限承载力计算公式；FINNIE等[19]研究软黏土中不同型式的基础和水平承载特性并给出响应计算公式；TAPPER等[20]通过加载试验的方法，对裙板基础的地基破坏形式进行探讨。同样地，由于海上升压站型式较新，国外并未专门针对不同地质和不同类型的升压站坐底稳定性进行研究。

针对浙江和江苏两座位于不同海域的不同类型的海上升压站：利用海洋工程有限元计算软件SACS对其进行精细化建模[21-22]，计算得到该导管架入水后打桩前的杆件应力、基底反力等参数；采用直接计算法，对导管架抗倾覆、抗滑移和基底承压进行校核；研究防沉板修正系数和防沉板型式，分析防沉板与坐底稳定性之间的关系，给出设计建议和布置方法。这些都为今后不同表层土和不同型式的海上升压站防沉板设计及坐底稳定性校核提供借鉴与参考。

1 计算原理

1.1 计算模型及荷载工况

四桩导管架坐底稳定性分析包括5个基本模型：(1)未插桩的导管架；(2)逐个插桩后的导管架，其中一个桩的桩顶上安装有打桩锤，其余桩只承受自身重力作用。以导管架结构底部节点的反力为衡准进行预分析，未插桩情况的导管架坐底稳定性最为危险，因此取其作为控制模型进行坐底稳定性校核[23-25]。

在通常情况下，导管架安装会选在相对风平浪静的窗口期进行，由于尚未安装上部结构，所受的环境荷载可忽略风荷载。在波浪、流作用下，为得到导管架底部的约束反力，可通过SACS软件进行计算。在进行坐底稳定性分析时，计算模型与在位分析时的模型基本相同，考虑到在实际工程中在未插桩情况下桩-主导管或桩-套筒间未灌浆，在位分析时需修改导管架的主导管截面属性，即除去主导管内桩和灌浆料的重量，且在导管架4个柱腿底部的节点处施加铰接约束。

根据规范SY/T 10009中C.5.3所述，对于坐底而未打桩的情况：当重力荷载起支配作用时，需考虑1.30的荷载系数；当环境荷载起支配作用时，须考虑1.35×环境荷载+1.10×重力荷载；在抗倾覆校核时，应考虑1.35×环境荷载+0.90×重力荷载；其余荷载系数可根据荷载抗力系数法确定。

1.2 坐底稳定性分析

导管架杆件及节点校核可通过SACS软件直接得到，对于抗倾覆、抗滑移及基底承压校核，则需通过计算导管架的承载力进行分析。对于抗倾覆校核，需得到各组合工况下的倾覆力矩和抗倾覆力矩，通过两者的比值判断其是否满足抗倾覆要求；对于抗滑移及基底承压校核，需根据地质条件和防沉板参数，计算导管架的极限能力，以此判断是否满足坐底稳定性要求。

当表层土为黏性土时，即在不排水状况下，导管架滑动破坏的最大水平荷载为

Hn=cA

(1)

式中：c为土的不排水抗剪强度；A为防沉板面积。

当表层土为砂性土时，导管架滑动破坏的最大水平荷载为

Hs=c′A+Q′tanφ

(2)

式中：c′为摩尔强度包络线的有效黏聚力截距，砂土中c′=0；Q′为基底承压极限垂向荷载；φ为内摩擦角。

在基底承压校核时，导管架在偏心、浪流、基地倾斜和地面倾斜等作用下，防沉板的有效作用面积并不等于实际面积，需考虑面积的折减，即

A′=L′B′=(L-2e1)(B-2e2)

(3)

图1 承载力系数与内摩擦角的关系

式中：′代表折减后的尺寸；e1和e2为沿长度和宽度方向的偏心距；B为防沉板最小侧向尺寸；L为防沉板最大侧向尺寸。

在不排水状况下，基底承压极限荷载Q为

Q=(cNcKc+γX)A′

(4)

式中：Nc为承载能力系数，当φ=0时，Nc=5.14；γ为土重度；X为埋深深度；Kc为Nc的修正系数。

在排水状况下，基底承压的极限荷载Q′为

(5)

式中：Nq和Nr同为承载能力系数，Nq=exp(πtanφ)tan2(45°+φ/2)，Nr=2(Nq+1)tanφ，Nc与Nq的关系为Nc=(Nq-1)cotφ，三者与内摩擦角的关系如图1所示；Kq和Kr为对应的修正系数；q=γX。修正系数Kc、Kq和Kr考虑了荷载偏斜、基础形状、埋入深度、基础偏斜和地面倾斜影响。用i、s、d、b、g依次表示各方面的系数，则修正系数可表示为

Kc=ic·sc·dc·bc·gc，Kq=iq·sq·dq·bq·gq，Kr=ir·sr·dr·br·gr

(6)

通常，以上各项修正系数均可根据经验确定，推荐表达式如表1所示，其中当为不排水条件时，即摩擦角为0°时，根据公式可得Kq和Kr系数，无须求解。

表1 修正系数推荐表达式

对于桩-套筒的海上升压站基础型式，往往采用裙板式防沉板，在进行坐底稳定性分析时，需考虑裙板入土提供的承载力：

Qd′=fAs+qpAp

(7)

式中：f为单位面积的摩阻力；As为裙板入土面积，需考虑两侧；qp为裙板端面的单位面积承载力；Ap为裙板端面积。

在进行坐底稳定性校核时，需考虑承载力系数，抗倾覆系数为0.80，抗滑移系数为0.80，基底承压系数为0.67。

2 实例分析

2.1 传统防沉板

图2 实例1防沉板

海上升压站位于浙江某海域，海上升压站基础共布置4根钢管桩，导管架由主桩腿和撑杆组成，主桩腿采用直径为2 550/2 530 mm、壁厚为55/45 mm的钢管，撑杆采用直径为356～1 200 mm、壁厚为20～45 mm的钢管。该海上升压站所处的地质表层土为黏性土，不排水抗剪强度c=3 kPa，土体有效重度为6.8 kN/m3；水深为12.5 m，一年一遇环境荷载的波高为4.78 m，周期为4.7 s，流速为1.28 m/s，包括海缆保护管、爬梯平台及附属构件在内的导管架总质量约1 025 t。为节约篇幅，本实例仅分析导管架抗倾覆、抗滑移和基底承压承载力，不作杆件应力及节点校核分析。

该海上升压站所处地质条件差，导管架本身质量大。防沉板设计如图2所示，在下水平撑(泥面位置)平面外延2.5 m，并根据导管架海缆保护管的布置，预留部分面积使得海缆能顺利埋入泥面。实际防沉板面积为A=769.43 m2，根据SACS模型计算可得，各构件及节点在坐底稳定性工况下均满足设计要求。基底约束反力也可通过SACS软件计算求得，根据约束反力、环境荷载和转动中心，可计算得到倾覆力矩及抗倾覆力矩及其UC值，如表2所示，表中工况1～8表示低水位下环境荷载组合工况，工况9～16表示高水位下环境荷载组合工况，浪流角度间隔45°。从表2可以看出，抗倾覆UC值最大为0.11<1，均满足设计要求，说明对于该导管架，抗倾覆为非主控因素。

表2 抗倾覆校核结果

续表2 抗倾覆校核结果

根据式(1)，最大滑移承载力Hn为2 308.3 kN，实际在环境荷载组合工况下基底最大滑移力为755.89 kN，即抗滑移UC值为0.41<1，满足设计要求。考虑到在导管架安装时，海底及导管架底均为水平，即基础偏斜b和地面倾斜g均为1，在环境荷载组合工况下，最小偏斜系数ic=0.77，位于工况5。根据形状系数s公式可知：在该工况下形状系数起正影响，即最小的修正系数Kc=0.896；防沉板有效面积为751.68 m2，即该工况下基底极限承载力为10 633 kN；导管架垂向荷载为6 360.2 kN，即该工况下基底承压UC值为0.893<1。这些均满足设计要求。各工况由于偏心位置不同，有效面积均不相同，最小修正系数不足以说明各个工况下基底承压状况，采用相同方法对各组合工况进行校核，结果如表3所示，工况01和工况02表示重力起支配作用工况。最大UC值为0.893<1，满足设计要求。由此可以看出，对于该海上升压站，基底承压为主要因素。

表3 基底承压校核

2.2 裙板式防沉板

该实例为位于江苏海域的某项目脚靴式海上升压站，其所属风电场的装机规模为300 MW。该海上升压站上部组块采用5层布置，平面尺寸为38.10 m×41.54 m(包含楼梯和外露平台)，高20.9 m(一层甲板至屋顶层顶)，最高点距平均海平面34.65 m，采用空间桁架结构。海上升压站基础采用4腿脚靴式导管架结构，基础导管架顶标高13.61 m，底标高位于泥面位置-16.16 m，采用Φ243 8 mm开口变壁厚钢管桩，壁厚为50～70 mm，桩长为73.00 m，桩顶高程为-6.16 m，桩底高程为-79.61 m，桩入泥深度63 m。该脚靴式升压站坐底稳定性在分析时模型处理和工况选择与上个算例相同，精细化SACS模型如图3(a)所示。所处的地质表层土为砂性土，γ=9.0，φ=23°，f=63.1 kPa；所受一年一遇的环境荷载波高H=5.66 m，周期T=9.21 s，垂向平均流速为1.74 m/s。

图3 实例结构的SACS有限元模型及防沉板

图4 导管架杆件应力校核

该升压站防沉板为裙板形式，如图3(b)所示，四周为裙板，裙板入土后中间部分由表层土填充，可减少海流冲刷及提高承载力。对导管架模型进行杆件及节点校核：导管架杆件最大UC值为0.14<1，发生在工况9，杆件位于导管架斜梯梁位置，为次要构件，杆件应力UC值如图4所示；节点冲剪最大UC值为0.163<1，发生在下水平横撑与主导管交叉点处。这些均满足设计要求。

根据该升压站所处地质，选取排水状况进行分析，同样地，在海上升压站安装时不考虑基础倾斜及地面倾斜。与实例1分析流程相同，对抗倾覆、抗滑移和基底承压进行校核。根据SACS软件计算结果可知各工况下荷载偏心情况，可以得到防沉板的有效面积区间为154.26～225.00 m2，不考虑承载力系数的基底承压承载力最小值为63 448 kN，抗滑移承载力为26 932 kN。各参数结果汇总如表4所示，UC值均小于1，满足设计要求。与实例1相比，该海上升压站所处的环境条件更为恶劣，由于套筒和剪力板的存在，所受的浪流作用更明显，因此抗倾覆成为本项目的主控因素。此外，裙板结构会提供额外的承载力，也使得结构在抗滑移和承压方面效果更优良。

表4 实例2坐底稳定性校核结果

图5 修正系数随B/L的变化曲线

3 防沉板敏感性分析

从第2节两个实例分析可知，抗滑移和基底承压承载力与防沉板参数密切相关，特别针对桩-主导管型式的防沉板，由于缺少侧向摩阻力，承载力主要由防沉板有效面积提供。此外，承载力中的各项修正系数会根据防沉板的布置形式发生变化，最终影响升压站的坐底稳定性。在通常情况下，海上升压站的防沉板在矩形范围内布置，当为排水情况时，各项修正系数随宽长比B/L的变化曲线如图5所示。

从图5可以看出：(1)当外荷载与地质参数相同时，偏斜系数iq、ir和ic随着防沉板B/L的增大略微减小，这也是由于对偏斜系数影响最大的是荷载；(2)形状系数sq和sc随着防沉板B/L的增大而增大，而sr反之。对于入土深度一定的排水情况，防沉板所能提供的最大垂向承载力主要由Kr项决定，这也就说明长条形防沉板所能提供的抗滑移和抗压承载力将大于方形防沉板。当为不排水情况时，影响承载力的修正系数主要由Kc项提供，可参考图5曲线sc，即承载力随着B/L的增大减小。在通常情况下，防沉板的设计需统筹考虑导管架型式及钢材用量，海上升压站导管架根据上部结构的特性，泥面位置的下水平撑往往设计成方形。对于表层土为砂性土时，长条形的防沉板不适用于该类情况，在工程中实际做法通常为适当加大防沉板面积，使得坐底稳定性满足设计要求；对于表层土为黏性土时，则可以考虑防沉板尽量布置为方形。

对于裙板式防沉板，其面积通常比传统防沉板面积小，承载力受裙板入土的深度影响巨大。以实例2为例，研究抗滑移及基地承压承载力对裙板入土深度的敏感性程度。设置裙板入土深度分别为0 m、1.5 m和3.0 m，则可得到各工况下抗滑移、基底承压承载力及UC值如表5和表6所示。从表5数据可以看出，承载力随裙板入土深度线性增加，若该项目海上升压站不采用裙板式防沉板，滑移破坏将成为主控因素，最大UC值为0.81。随着裙板入土深度的增加，抗滑移承载力提升明显，UC值急剧下降。这表明设计时若坐底稳定性中抗滑移难以满足要求时，可适当增加裙板入土深度来提高抗滑移承载力。