何建新，李 致，孟星宇，苏晓栋，陈灿明

(南京水利科学研究院 水利部水科学与水工程重点实验室，江苏 南京 210029)

海上风电机组结构不仅重心高，还需同时承受较大的水平与竖向荷载[1]。风机基础一般处于复杂海洋水文气象环境，受风、浪、潮、流等联合作用，其合力和合力矩的大小和方向往往随风速、风向、波浪、潮汐和海流变化而改变[2]。加翼桩是海上风机单桩基础的一种新型结构型式，通过翼板增加土抗力来提高水平承载能力。影响加翼桩水平承载性能的因素众多，如翼板数量和布置方式，翼板面积、刚度、埋深、荷载作用方向与翼板夹角等[3-4]。本文基于ABAQUS 有限元软件，研究对称布置的二翼板、三翼板和四翼板加翼桩在不同荷载作用方向与翼板夹角（以下简称荷载方向）时的水平承载性能，通过比较各工况下加翼桩泥面处位移、桩身倾斜率、桩身内力、桩身应力和极限承载力，分析加翼桩翼板受力机理，提出对称布置二、三和四翼板加翼桩水平极限承载力随荷载方向变化的规律，为加翼桩的设计和推广应用提供技术支撑。

1 计算模型与参数

1.1 计算模型

作为海上风电加翼桩研究的一部分[5-6]，为便于对比分析，以江苏某5 MW 级海上风电机组的单桩和以此改进的加翼桩为对象进行有限元建模计算。钢管桩桩长73 m，入土深度55 m，桩径5.0 m，壁厚80 mm，翼板对称布置，翼板尺寸5 m×5 m（1D×1D，D 为桩基直径），厚度80 mm，翼板与桩身焊接，钢材等级为Q345 级，翼板顶面与泥面平齐，土层为软黏土。

为分析荷载方向对加翼桩水平承载性能的影响，以对称布置的二、三和四翼板加翼桩为对象，二翼板加翼桩选择0°、22.50°、45.00°、67.50°和90.00°，三翼板加翼桩选择0°、15.00°、30.00°、45.00°和60.00°，四翼板加翼桩选择0°、11.25°、22.50°、33.75°和45.00°施加水平荷载，荷载距泥面18.0 m。加翼桩翼板布置与荷载方向如图1 所示。

图1 荷载方向示意Fig.1 Schematic diagram of load directions

1.2 模型参数及假定

采用ABAQUS 有限元软件建立加翼桩与土体三维有限元模型，钢管桩和翼板采用线弹性本构模型，地基土采用Mohr-Coulomb 弹塑性本构模型，桩-土接触面采用主面-从面接触对算法计算，摩擦系数μ 按罚刚度法计算。桩周土体宽度取25 倍桩径，土层厚度取1.3 倍桩基入土深度，单元均采用C3D8R 单元[7]。加翼桩和土体主要参数见表1。

表1 加翼桩和地基土体主要参数Tab.1 Summary table of main parameters of wing-monopile and foundation soil

风、浪、流等荷载按50 年一遇进行组合，计算时将水平荷载简化为集中力作用在泥面上18 m 处的桩顶横截面中心。

1.3 加翼桩水平极限承载能力判别标准

海上风电机组运行时对基础变形要求较高，一般按风机制造商提供的风机控制要求为准，也可参照挪威船级社《Design of offshore wind turbine structures》（DNV-OS-J101）[8]中相关规定综合考虑。

综合考虑相关规范及文献[9-11]，以当水平荷载作用下桩身倾斜率超过4‰，或最大应力达到材料允许强度250 MPa，或桩身泥面处水平位移达到L/500（L 为桩体入土深度）时的荷载作为加翼桩的极限承载力的控制标准（取三者中最小值）。

2 桩身泥面处位移与倾斜率

2.1 泥面处水平位移

根据对称布置二、三和四翼板加翼桩在各级荷载、各荷载方向下加翼桩泥面处水平位移计算结果，绘制桩身泥面处位移随荷载变化曲线（图2）。由图2 可见：

（1）单桩泥面最大位移出现在荷载方向，而对于加翼桩，受桩身前侧翼板抗力影响，泥面最大位移的位置有小角度偏移，最大偏移不大于10.00°，最大位移与荷载方向位移量值相差不超过2%。

（2）随着荷载逐渐增加，单桩和加翼桩荷载-泥面最大位移曲线斜率随之增大，且单桩位移曲线斜率大于加翼桩。

图2 加翼桩荷载-桩身泥面最大位移曲线Fig.2 Curve of load-maximum displacement of pile at mud surface

（3）在同级荷载作用下，与单桩相比，四翼板加翼桩荷载方向0°时泥面最大位移下降最显著，荷载12.0 MN时最大位移89.06 mm，下降了21.26%；二翼板加翼桩荷载方向45.00°时在荷载12.0 MN 作用下泥面最大位移107.11 mm，与单桩相比降低了5.31%，下降幅度最小。

（4）12.0 MN 荷载级时，二、三和四翼板不同荷载方向加翼桩泥面处最大位移分别为95.36～107.11 mm、91.86～102.33 mm 和89.06～102.23 mm，分别比单桩降低5.31%～15.69%、9.53%～18.79%和9.62%～21.26%，说明随着翼板数量增加，加翼桩泥面最大位移下降趋势明显。

2.2 桩身倾斜率

为反映加翼桩上部整体倾斜状况，以位移零点至泥面的桩身段平均倾斜度作为桩身倾斜率。图3 为各荷载级加翼桩桩身倾斜率随加载方向的变化。

图3 各荷载级加翼桩桩身倾斜率随加载方向变化曲线Fig.3 Curve of tilt rate of wing-monopile at different load levels as a function of loading direction

由图3 可见：

（1）同级水平荷载作用下，二翼板和四翼板加翼桩桩身倾斜率随着荷载方向增加（二翼板0°～90.00°，四翼板0°～45.00°）而逐渐增加，三翼板加翼桩桩身倾斜率随荷载方向增加（0°～60.00°）而逐渐下降。

（2）加翼桩受载后桩身倾斜率比单桩明显下降，其中四翼板加翼桩在荷载方向0°时桩身倾斜率下降最为显著，二翼板加翼桩荷载方向45.00°时桩身倾斜率下降幅度最小。

（3）接近水平极限承载力，荷载为12.0 MN 时，二翼板、三翼板和四翼板加翼桩桩身倾斜率分别为4.15‰～4.66‰，4.06‰～4.53‰和3.96‰～4.52‰，与单桩相比分别降低了3.25%～13.86%，5.93%～15.55%和6.02%～17.76%。

3 桩身内力

3.1 桩身弯矩

图4 为单桩及四翼板加翼桩在12.0 MN 荷载作用下的桩身弯矩，图5 为12.0 MN 荷载作用下翼板附近桩身弯矩。

图4 单桩及四翼板加翼桩桩身弯矩（H=12.0 MN）Fig.4 Moment of monopile and four wing plates wingmonopile （H=12.0 MN）

图5 12.0 MN 作用时翼板附近桩身弯矩Fig.5 Moment of the wing-monopile near the wings (H=12.0 MN)

由图4 和5 可见：

（1）受翼板影响，加翼桩桩身弯矩在翼板底面位置处存在明显突变，其突变程度与受压侧翼板底部土体性质和翼板尺度有关。

（2）单桩和加翼桩桩身最大弯矩位置均随荷载增加而逐渐下移，相同受载状况下加翼桩桩身最大弯矩位置高于单桩。

（3）荷载方向对加翼桩桩身最大弯矩的影响相对较小，相同荷载级时二翼板加翼桩荷载方向对最大弯矩的影响不大于3.11%，三翼板加翼桩不大于0.39%，四翼板加翼桩不大于0.81%。

（4）与单桩相比，四翼板加翼桩荷载方向0°时弯矩降幅最大，二翼板加翼桩荷载方向90.00°时弯矩降幅最小。

（5）12.0 MN 荷载作用下，二、三和四翼板加翼桩弯矩比单桩分别下降2.45%～4.81%，4.26%～4.59%和5.51%～5.71%。

3.2 桩身剪力

图6 为四翼板加翼桩在水平荷载作用下剪力沿桩身分布曲线，计算结果表明：

（1）水平荷载作用下泥面及其上部具有最大正剪力，随着入土深度增加，剪力值逐渐减小至最大负剪力后再逐渐趋向零。

图6 对称布置四翼板加翼桩剪力分布（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，因此加翼桩入土后上部桩身剪力比单桩大，桩身负剪力峰值比单桩有所提高，12.0 MN 时单桩和二、三、四翼板加翼桩负剪力约为水平荷载的91.27%、85.07%～87.60%、83.13%～84.07%和82.67%～82.73%，说明加翼桩随着翼板数量增加，其桩身最大负剪力有下降趋势，荷载方向对桩身最大负剪力的影响相对较小。

（3）加翼桩负剪力峰值点位置要略高于单桩，12.0 MN 荷载时单桩最大负剪力出现在−19.53 m 处，加翼桩最大负剪力位于−18.96～−19.12 m 处。

4 桩身应力与翼板应力

计算分析各荷载级单桩和二翼板、三翼板、四翼板加翼桩桩身最大Mises 应力，由应力计算结果可知：

（1）同级荷载作用下加翼桩最大应力比单桩有不同程度提高，12.0 MN 荷载时二、三和四翼板加翼桩最大应力分别为184.01～228.72 MPa、196.73～230.29 MPa 和182.06～226.86 MPa，分别比单桩增加了1.74%～26.46%、8.78%～27.33%和0.66%～25.43%。

（2）荷载方向对加翼桩最大应力的影响相对较大，12.0 MN 荷载时二、三和四翼板加翼桩最大应力受荷载方向影响的变幅分别为19.55%、14.57%和19.75%。

（3）当翼板位于桩前时，桩身最大应力出现在桩身与翼板连接处上部。当荷载方向的桩前无翼板或荷载与翼板夹角较大时，桩身应力分布与单桩弯矩分布规律相似，最大应力位置随荷载增加逐渐下移。

（4）加翼桩翼板最大应力受荷载方向的影响随着翼板数量增加而下降。12.0 MN 荷载时，二、三和四翼板加翼桩的翼板最大应力分别为26.81～184.15 MPa、163.16～193.35 MPa 和136.35～182.77 MPa，翼板最大应力均位于翼板与桩身连接处。

（5）水平荷载作用下桩身倾斜率到达4‰时，单桩桩身最大应力为154.60 MPa，二、三和四翼板加翼桩的最大应力分别为161.90～222.68 MPa、175.92～227.47 MPa 和164.17～228.58 MPa。最大应力分别为材料允许强度（250 MPa）的61.84%、64.76%～89.07%、70.37%～90.99%和65.67%～91.43%，因此加翼桩比单桩更有效发挥材料强度。

5 加翼桩水平极限承载力

依据海上风电基础的变形和结构应力控制标准，计算单桩及二、三、四翼板加翼桩的极限承载力（表2），根据计算结果绘制的加翼桩荷载方向与极限承载力的关系曲线见图7。

表2 加翼桩极限承载力Tab.2 Ultimate bearing capacity of wing-monopile

海上风电基础变形和结构应力的三大控制标准中，主要控制标准是桩身倾斜率不超过4‰，较少情况由桩身应力是否达到材料强度控制。而对于大直径钢管桩，桩身泥面处的水平位移不超过L/500 的标准较为宽松，一般不作为极限承载力的判断标准。

由表2 可见，翼板明显提高了钢管桩基础的极限承载能力，二、三、四翼板加翼桩的水平极限承载能力比单桩提高了12.67%～16.80%。对于二、三、四翼板加翼桩，当荷载方向与翼板分别呈0°、60.00°和0°时极限承载力最大，最大承载力分别为11.67、11.85 和12.10 MN。

根据计算结果分析二翼板加翼桩的承载机理，当荷载方向为0°时，通过翼板对桩身抗弯刚度和翼板底面端承力、翼板侧面摩擦阻力的增加，提升了加翼桩的水平承载性能；当翼板与荷载方向90.00°时，翼板通过增加水平向土体抗力达到提升加翼桩水平承载性能。

二翼板加翼桩荷载方向0°时比90.00°时翼板的影响作用更大，三翼板和四翼板加翼桩随着荷载方向的变化各翼板同时或交替承受部分的土抗力、端承力与摩阻力，以达到降低桩身倾斜率、提高加翼桩极限承载力的目的。

根据计算结果拟合了荷载方向与二翼板、三翼板、四翼板加翼桩水平极限承载力的关系式（θ 以角度计），其周期分别为180°、120°和90°。

图7 荷载方向与加翼桩极限承载力比值关系曲线Fig.7 Curve of load direction and ultimate bearing capacity ratio of wing-monopile

其中：H(θ)为荷载方向θ 时加翼桩水平极限承载力；H0为荷载方向0°时加翼桩水平极限承载力。

6 结 语

基于ABAQUS 有限元软件建立了海上风电单桩及对称布置二、三和四翼板加翼桩基础模型，计算了软黏土地基下单桩和加翼桩在不同荷载方向下的泥面处位移、桩身倾斜率、桩身内力、桩身应力及极限承载力，对比分析了翼板数量和荷载方向对加翼桩极限承载力的提升效果，得到以下结论：

（1）加翼桩在承受不同方向水平荷载时，翼板通过同时或交替承担水平土抗力、底面端承力、侧面摩擦阻力和增加桩身抗弯刚度，以提高其水平承载性能。

（2）与单桩相比，相同荷载时加翼桩泥面处位移和倾斜率下降明显，但桩身应力有不同程度增加。12.0 MN 荷载时，加翼桩泥面处位移、倾斜率和弯矩最大下降了21.26%、17.76%和5.71%，桩身应力增加27.33%。

（3）加翼桩有效降低了桩身泥面处位移和倾斜率，在桩身倾斜率达到4‰时桩身应力虽然比单桩有所增加，但仍远小于材料允许强度，因此加翼桩比单桩受力更合理。