彭才智

(同濟(jì)大學(xué)地下建筑與工程系，上海200092)

0 引 言

作為世界上最為環(huán)保并且清潔的可再生能源之一——風(fēng)能，自80 年代起風(fēng)力發(fā)電便開始進(jìn)入到世界各國的研究領(lǐng)域.和陸地風(fēng)能相比，海上風(fēng)能有空間遼闊、資源極其豐富的優(yōu)勢.1991 年在丹麥落成的世界首座海上風(fēng)電場把海上風(fēng)電場開發(fā)推上了一個歷史性的新高度［1］.對于我國而言，近海區(qū)域坐擁相當(dāng)豐富的風(fēng)能資源，從目前的研究成果來看，我國海上風(fēng)能開發(fā)前景令人欣喜.作為全國的用電負(fù)荷中心的東南沿海一帶，更是風(fēng)能資源極其豐富的地區(qū)，在這里全年風(fēng)速大于或等于3m/s 的小時數(shù)超過了7000h，而不小于6m/s 的小時數(shù)則高達(dá)4000h，其有效的風(fēng)能密度更是在300W/m2以上.海上(包括近海和灘涂)風(fēng)電開發(fā)逐漸成為了風(fēng)能開發(fā)以及風(fēng)電開發(fā)的主力軍.而海上風(fēng)電場的開發(fā)離不開對區(qū)域風(fēng)資源情況的獲取與評估，測風(fēng)塔便是解決此問題的常用手段［2～3］.

目前國內(nèi)尚無海上測風(fēng)塔基礎(chǔ)方面的設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)，也沒有成熟的設(shè)計經(jīng)驗和手段可供設(shè)計參考.本文根據(jù)測風(fēng)塔的使用功能及設(shè)計年限，并參考國內(nèi)外類似工程以及相關(guān)規(guī)程規(guī)范，結(jié)合實例討論測風(fēng)塔單樁基礎(chǔ)設(shè)計與分析.

1 測風(fēng)塔樁基礎(chǔ)設(shè)計方法

1.1 測風(fēng)塔單樁基礎(chǔ)的設(shè)計要點

當(dāng)處于正常工況下時，需要計算基礎(chǔ)泥面處的位移、沉降等;而極限工況時，需要對樁身強(qiáng)度與其穩(wěn)定性、樁基的豎向與水平承載力進(jìn)行驗算.單樁基礎(chǔ)的樁徑普遍較大，因而一般主要是通過水平承載力起控制作用而不是以豎向承載力起控制作用.單樁基礎(chǔ)的基礎(chǔ)剛度和變形驗算都需要計算基礎(chǔ)在水平荷載組合下的變形.因此，在其承載力和變形的計算中，水平向的計算是十分重要的.在海上測風(fēng)塔基礎(chǔ)所受的水平向荷載中大多屬于長期的循環(huán)荷載.在此長期循環(huán)荷載的作用下樁側(cè)土體的剛度會逐漸減小，同時樁基與淺層地基土之間的接觸密實度也會逐漸衰減.因而還須考慮長期循環(huán)荷載作用的影響.

1.2 水平承載力計算方法

(a)建筑樁基技術(shù)規(guī)范方法

《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》(JGJ 94－2008)規(guī)定，預(yù)制樁、鋼樁、樁身配筋率不小于0.65%的灌注樁單樁水平承載力特征值按下式計算.

式中，EI 為樁身抗彎剛度;χ0a為樁頂允許水平位移;vx為樁頂水平位移系數(shù)［4］.

(b)挪威船級社方法

p–y 曲線法是國外水平受荷樁工程中常用的一種方法.挪威船級社海洋風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范《Design of offshore wind turbine structures》(即DNV—OS—J101)以及我國的《海上固定平臺規(guī)劃設(shè)計和建造的推薦作法–工作應(yīng)力設(shè)計法》(即SY/T10030—2004)同時都有將p–y 曲線法納入其中:砂土則采用Murchison and O’Neill 的p–y曲線分析;而黏性土用Matlock 的p–y 曲線分析［5］，這是引入的美國石油協(xié)會規(guī)范所做的規(guī)定.與上所述都是來自實測的p–y 曲線模型有區(qū)別的是，此后如Reese(1975)、Dunnavant(1989)、Murchison(1991)等學(xué)者雖然都對水平樁的p–y曲線進(jìn)行了現(xiàn)場試驗，但是他們得到的p–y 曲線模型卻各不相同，原因是他們在試驗中采用的加載系統(tǒng)、實驗所用的樁以及實驗土體的分布都不同.目前關(guān)于統(tǒng)一的實測p–y 曲線模式還沒有定論，工程中仍按照美國石油協(xié)會規(guī)范計算.

(c)Sullivan 改進(jìn)p－y 曲線法(1980)［6］

Sullivan 在總結(jié)分析了Matlock 和Reese 的計算方法之后，改進(jìn)土抗力的選取方法，提出了一種計算粘土的p－y 曲線.

地表處，單位土體的極限抗力為

在深部，按單位土體的極限抗力為:

單位長度土體的極限抗力 取以下三式中的較小值:

在靜載的作用下，當(dāng)x ＞12D 時，

初始段:

曲線段:

直線段:

當(dāng)x ＜12D 時，

初始段:

曲線段:

折線段:

直線段:

對于較軟的土，A=2.5，F(xiàn)=1.0，k 的取值如下表所示.

表1 k 值

在循環(huán)荷載的作用下，當(dāng)x ＞12D 時.

初始段:

曲線段:

直線段:

當(dāng)x ＜12D 時，

初始段:

曲線段:

折線段:

直線段:

(d)極限抗力方法(2005)［7］

在理想彈塑性p － y 曲線模型基礎(chǔ)上，Randolph 結(jié)合傅里葉級數(shù)通過有限元方法計算得到了均質(zhì)彈性土體中柔性樁性狀，朱碧堂(2005)在此前的基礎(chǔ)上，通過比對有限元和彈性地基梁的方法計算所得到的樁頂轉(zhuǎn)角和變形，給出其地基反力模量取值如下.

當(dāng)樁頭處只有彎矩作用時:

當(dāng)樁頭只有水平荷載作用時:

式中，Ep 為其等效的實心樁的楊氏模量即EI/(D4/64);vs 為相應(yīng)土體的泊松比;Gs 為土體剪切模量;G*為相應(yīng)等效剪切模量，即(1 +0.75vs)Gs.

確定初始地基反力模量之后，更重要的是確定樁周土體的極限抗力.Guo(2002)建議采用如下LFP 表達(dá)式:

式中，pu 為單位長度土體極限抗力［FL－1］;AL 為LFP 的斜率［FL－1－n］，反映LFP 的大小;x 為地面下深度［L］;α0為反映地面土體抗力的常數(shù)或等效土體深度［L］;Ng為極限抗力系數(shù);n 則為能反映出LFP 的形狀的α0與x 之和的指數(shù).

對于砂土則采用1D 深度處上覆壓力γsD 計算AL;對于粘土和巖石而言，分別采用不排水抗剪強(qiáng)度Su和巖石單軸抗壓強(qiáng)度qur進(jìn)行計算.

通過室內(nèi)和現(xiàn)場樁基試驗的反分析以及壓力測試表明，地基極限抗力為與近似成線性關(guān)系(Barton，1982;Zhang 等，2005)，因此Ng可表達(dá)為的線性函數(shù).對于粘性土，由于粘聚力的存在，和n 往往大于零.通過選取合適的Ng、α0和n 組合，式(9)可近似擬合或包含現(xiàn)有LFP，因此將式(9)所確定的LFP 稱為統(tǒng)一極限抗力分布，亦或簡稱Guo LFP.然而，上述極限抗力分布模式并不能適用于所有的樁基、土體和加載條件.實際Ng、α0和n值往往需要通過實測的樁基性狀(Guo，2002)進(jìn)行反分析得到.

根據(jù)大量的工程實例，通過實測的樁基性狀可以反分析極限抗力，朱碧堂(2005)給出了極限抗力中各參數(shù)的的取值范圍.在設(shè)計過程中，可根據(jù)該數(shù)據(jù)庫，進(jìn)行參數(shù)選取.因為在上述數(shù)據(jù)庫中，樁徑D=0.09 ～2.0m，不排水剪切強(qiáng)度Su=14.4 ～195.6kPa，所以分析結(jié)果既適用于微型樁，也可適用于大直徑樁;既適用于軟粘土，也適用于硬粘土.Ng=0.7 ～3.2，α0=0.05 ～0.2m.如果考慮地面硬粘土開裂或水力沖刷的效應(yīng)，α0取零.以上結(jié)論同樣適用于鉆孔樁和打入樁;對于相對較為均質(zhì)的(5 ～7)D 深度以內(nèi)土體，n 取0.7;n 值在分層土體情況下可視土體組成條件不同變化:一般情況下，n 值在上軟下硬的土層較大，在上硬下軟的土層則相對較小.對于循環(huán)荷載對極限抗力的影響，朱碧堂通過大量實測的樁基性狀反分析，認(rèn)為循環(huán)荷載作用下Ng值為靜載時的0.56 ～0.64 倍.

2 工程概況

2.1 海洋氣象與水文條件

擬建風(fēng)場所在地區(qū)位于福建省東北部，俗稱閩東，大陸部分東西寬約191km，南北長約155km，總面積1.34 萬km2.海域面積4.46km2，大小島嶼344 座，海岸線長達(dá)878km，約占全省的三分之一.

該區(qū)域?qū)僦衼啛釒ШＱ笮约撅L(fēng)氣候，依山面海，氣候溫和，季節(jié)變化明顯，夏季(6 ～8 月)以東南風(fēng)為主，春季(3 ～5 月)偏南、偏北風(fēng)頻繁，冬季(9 ～翌年3 月)盛行北風(fēng).陸地風(fēng)能資源十分豐富，近海海域的風(fēng)能資源更加豐富，海域風(fēng)能理論蘊藏量在2000 萬kw 以上.

2.2 工程地質(zhì)條件

場址區(qū)域位于閩東火山斷拗帶次一級構(gòu)造單元福鼎～云霄斷陷帶的東北部.區(qū)內(nèi)構(gòu)造方向以NE 向為主，地質(zhì)構(gòu)造相對穩(wěn)定，對工程影響不大.場地表層覆蓋第四季海相況積物，為淤泥、貝殼，厚度約為l5 ～50m，基巖為燕山晚期第三次侵入的含黑云母花崗巖.場地內(nèi)無深大斷裂和活動性斷裂通過，區(qū)域構(gòu)造穩(wěn)定性較好.

根據(jù)國家標(biāo)準(zhǔn)《中國地震動參數(shù)區(qū)劃圖》(GB l8306－2001)，該風(fēng)電場場址附近海域抗震設(shè)防烈度為7 度，地震動反應(yīng)譜特征周期(中硬場地)為0.40s，地震動峰值加速度0.1g.擬建場地沿線屬少震、弱震構(gòu)造穩(wěn)定區(qū).

根據(jù)閩東海區(qū)海圖，海水深度20m 內(nèi)，海床較平緩，上部為多年沉積多韻律粉砂層、粉土層及黏土層，下伏為花崗巖、流紋巖、熔結(jié)凝灰?guī)r和粗面巖等.

由于目前尚無地質(zhì)勘察查資料，參照福建省霞浦縣內(nèi)某特大橋地質(zhì)資料，橋段北始柯頭山，南接虎嶼島，與海上測風(fēng)塔工程所處地質(zhì)環(huán)境類似，具有一定代表性，地層分布如圖1 ～2 所示.土層參數(shù)如表1 所示.地基土第一層為淤泥土，第二層為強(qiáng)風(fēng)化花崗巖，第三層為弱風(fēng)化花崗巖.由于實際地層起伏較大，淤泥土層厚取15m;強(qiáng)風(fēng)化花崗巖層厚度取5m.

表2 土層參數(shù)表

3 樁基礎(chǔ)設(shè)計方案

3.1 結(jié)構(gòu)形式與基礎(chǔ)方案

測風(fēng)塔結(jié)構(gòu)采用塔筒型結(jié)構(gòu)形式.當(dāng)基礎(chǔ)為單樁基礎(chǔ)時，塔筒與鋼管樁直接焊接或者通過高強(qiáng)灌漿連接材料連接，當(dāng)基礎(chǔ)為多樁基礎(chǔ)時，需要在樁基與塔筒設(shè)置鋼構(gòu)架，以固定上部塔筒并傳遞塔筒荷載.

塔筒高度H=100m，底部直徑取3m，頂部直徑1m，塔筒壁厚采用變厚度，底部30m 段壁厚3cm，中部30 ～65m 段壁厚采用2cm，頂部65m ～100m 段壁厚1cm.

結(jié)合初步地質(zhì)資料和本報告第二部分的選型分析，工程樁擬定采用預(yù)制鋼樁芯柱嵌巖樁.采用單樁基礎(chǔ)形式，樁徑取3m，壁厚3cm，考慮到樁基嵌巖，需打至強(qiáng)風(fēng)化花崗巖底部，為了避免打樁時樁端鋼管卷曲，可采用統(tǒng)一壁厚，樁長34m，嵌巖段4m，采用鋼筋混凝土填筑，混凝土澆注高度8m.當(dāng)采用小直徑樁基時若鋼管內(nèi)填筑混凝土，結(jié)合嵌巖混凝土分布范圍，則可取全樁長灌注混凝土.

3.2 設(shè)計基本條件

方案設(shè)計中涉及的基本條件與相關(guān)說明如下.

機(jī)構(gòu)中構(gòu)件的長度都為常數(shù)，構(gòu)件1的角度θ1為固定值，構(gòu)件2由液壓裝置控制作為原動件，所以θ2為獨立變量。然后只剩下構(gòu)件3和構(gòu)件4的角度θ3和θ4待求，它們的代數(shù)表達(dá)式的形式是構(gòu)件長度、構(gòu)件1的角度θ1和一個變量角θ2的函數(shù)

(1)塔筒高度為初定高度，尚需根據(jù)實際要求調(diào)整，調(diào)整后基礎(chǔ)設(shè)計需要重新計算.

(2)本方案僅涉及地基基礎(chǔ)部分，不包括塔筒結(jié)構(gòu)部分的強(qiáng)度、穩(wěn)定性等計算與校核.

(3)計算中采用的海洋水文氣象條件和地質(zhì)資料等見本報告第一部分.

圖1 土層分布情況

(4)考慮到測風(fēng)塔使用年限較短，一般為5 年左右，故管樁壁厚選取中未考慮腐蝕預(yù)留厚度，當(dāng)海上測風(fēng)塔使用年限較長時應(yīng)適當(dāng)增加壁厚.

(5)作為初步設(shè)計，尚沒考慮測風(fēng)塔平臺所受的自重、風(fēng)荷載和平臺活荷載，這些荷載不起控制作用，影響較小，可在詳細(xì)設(shè)計中予以考慮.

(6)由于水位資料均為假定，故設(shè)計中對于塔筒高度和樁基懸臂高度的確定暫不考慮水位變化的影響.

(8)荷載計算中未考慮測風(fēng)設(shè)備的自重和風(fēng)荷載.

(9)設(shè)計中暫不考慮鋼管樁防腐蝕措施.

圖2 3m 直徑樁頂水平力與位移曲線

3.3 水平承載力與位移計算

對于直徑3m 的鋼樁，采用挪威船級社(DNV－OS－J101)方法、Sullivan(1980)方法、和極限抗力方法計算的樁頂水平力與水平位移關(guān)系如圖5～8 所示.計算中同時考慮了靜載特性和循環(huán)荷載下對樁頂水平位移的影響.由圖可見，在小位移情況下循環(huán)荷載與靜荷載下樁頂位移一致，只有在變形達(dá)到一定量值下才能體現(xiàn)出循環(huán)荷載的折減效應(yīng)，但各種方法對于折減的起始點各不相同.《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》(JGJ 94－2008)中采用水平位移為10mm 對應(yīng)的水平力作為樁基水平承載力，考慮到測風(fēng)塔工程有別于民用建筑水平位移控制標(biāo)準(zhǔn)，取15mm 對應(yīng)的循環(huán)荷載下樁頂水平力作為樁基水平承載力值.對應(yīng)15mm 的位移上述3 種方法的水平力分別為1360kN、1150kN 和1310 kN，故可取樁頂水平承載力設(shè)計值為1100kN.

4 結(jié) 論

本文在歸納了海上測風(fēng)塔單樁基礎(chǔ)的設(shè)計要點的基礎(chǔ)上，通過結(jié)合某海上測風(fēng)塔基礎(chǔ)設(shè)計實例與海上測風(fēng)塔環(huán)境等特點進(jìn)行了分析，得到以下結(jié)論:

(1)海上測風(fēng)塔單樁基礎(chǔ)受到的環(huán)境荷載主要是以水平方向的長期循環(huán)荷載為主，因此其設(shè)計主要由變形及基礎(chǔ)水平向承載力所控制，豎向承載力一般情況下不起控制作用.

(2)討論了m 法、p－y 曲線法、Sullivan 改進(jìn)p－y 曲線法以及極限抗力方法在海上測風(fēng)塔單樁基礎(chǔ)設(shè)計中關(guān)于水平受荷樁的計算與分析，為類似工程提供參考.

［1］ 王國粹，王偉，楊敏.3.6MW 海上風(fēng)機(jī)單樁基礎(chǔ)設(shè)計與分析［C］.巖土工程學(xué)報.2011.

［2］ 萬文濤.海上風(fēng)電測風(fēng)塔的選型［J］.海洋石油，2011，31(1):90－94.

［3］ 梅畢祥，楊敏.海上風(fēng)機(jī)單樁基礎(chǔ)設(shè)計要點及有限元分析實例［J］.海洋技術(shù)學(xué)報，2014，(1).

［4］ JGJ94－2008.建筑樁基技術(shù)規(guī)范［S］.北京:中國建筑工業(yè)出版社，2008.

［5］ MATLOCK H M，REESE L C.Generalized solutions for Laterally Loaded Piles［J］.J Soil Mech and Found Div，ASCE，1960，86(5):122–133.

［6］ W.R.Sullivan，L.C.Reese and C.W.Fenske.Unified Method for Analysis of Laterally Loaded piles in Clay.Institution of civil Engineers，Numerical in Offshore Piling.IEC.London 1980，135－146.

［7］ 朱碧堂，楊敏，Guo.W.D.基于統(tǒng)一極限抗力分布的側(cè)向受荷樁分析［C］.寧波:第七屆全國樁基工程學(xué)術(shù)年會.2005:126－135.