熊 根，尚 進，和慶冬，李 煒

(1.浙江省深遠海風電技術研究重點實驗室，浙江 杭州 311122；2.中國電建集團華東勘測設計研究院有限公司，浙江 杭州 311122；3.國家電投集團江蘇海上風力發(fā)電有限公司，江蘇 鹽城 224000)

0 引 言

海上風電開發(fā)是沿海國家風電發(fā)展的方向，是風電技術進步的制高點和推手，同時也面臨諸多挑戰(zhàn)[1]。根據(jù)世界風能理事會發(fā)布的2019年全球風能報告[2]顯示，2019年全球新增海上風電裝機6.1 GW，占新增風電裝機總量的10%，創(chuàng)歷史新高，較2015年時的比重提高了一倍，中國海上風電新增裝機超過2.3 GW，仍居世界首位。在海上風電場的建設中，基礎結構的成本占總造價的比例較高，其中大直徑單樁基礎由于具有結構受力簡單、承載力大、施工效率高等優(yōu)點，在海上風電基礎工程中得到廣泛應用。

表1 土層參數(shù)

目前，海上風機大直徑單樁基礎的沉樁方法主要是錘擊動力沉樁，即用以蒸汽、柴油或液壓為動力的沖擊錘將樁打入預定海底。然而由于海洋工程地質(zhì)條件的復雜性，在實際的動力打樁過程中，對大直徑大長度的鋼管樁常會遇到樁無法下沉至設計貫入度，或即使達到貫入度，但不滿足設計承載力要求，甚至亦會出現(xiàn)拒錘和溜樁等情況[3-5]。當然，國內(nèi)外學者亦對此作了深入的研究。李颯等[5- 6]先后開展了大直徑鋼管樁非連續(xù)打樁過程中拒錘原因的研究與考慮溜樁影響的土阻力研究；湯立軍等[7]針對旅大32-2PSP海洋平臺鋼樁研究了其可打入性；劉明等[8]系則統(tǒng)研究了海洋平臺鋼樁的可打入性分析方法及適用性。

海上風電大直徑單樁基礎的疲勞損傷主要由兩部分原因引起，一是單樁基礎在其服役期間所承受的周期性荷載作用，二是打樁期間樁錘錘擊所產(chǎn)生的樁身拉-壓交變應力[9-10]。其中，盡管打樁持續(xù)時間不長，但鋼管樁樁身所受應力變幅較大，由此引起的疲勞損傷卻不容忽視。Lotsberg等[11]對荷蘭某海上風電場風機鋼管樁進行了打樁過中的疲勞損傷及服役期間環(huán)境荷載與使用荷載共同作用下的疲勞損傷評估，結果表明，鋼管樁在打樁過程中所遭受的疲勞損傷約占總體疲勞損傷的13%；尤其是Tang等[12]依托墨西哥灣某海工結構的鋼管樁錘擊沉樁工程，指出錘擊動荷載所造成的疲勞損傷占比高達70%～90%。

為此，有必要綜合研究海上風電場風機大直徑單樁基礎的可打入性與打樁過程中所引起的疲勞損傷。本文以實際工程為背景，基于打樁實測記錄，采用GRLWEAP建立可反映動態(tài)沉樁的動力打樁模型，借此確定打樁過程典型近海地質(zhì)條件下的土阻力分布，并進一步探討樁身截面疲勞損傷的分布規(guī)律。

1 工程概況

某海上風電場工程位于黃海近海海域，該工程擬安裝單機容量4.0 MW的機型，基礎擬采用大直徑單樁基礎。該場區(qū)地貌屬濱海相沉積地貌單元，根據(jù)鉆孔揭露的地層結構、巖性特征、埋藏條件及物理力學性質(zhì)，勘探深度內(nèi)(勘探孔最深79.50 m)均為第四系沉積物，該場區(qū)勘探深度范圍內(nèi)上部①～③層為第四系全新統(tǒng)(Q4)沖海相粉土、粉砂，下部為晚更新世(Q3)陸相、濱海相沉積物。共分8個大層，根據(jù)土性及物理力學性質(zhì)細分為15個亞層，3個典型機位鉆孔現(xiàn)自上而下分述見表1。本工程6號～7號以及16號單樁基礎主要參數(shù)見表2。典型機位樁體設計如圖1所示。

表2 工程樁主要參數(shù)表

圖1 樁體結構示意

根據(jù)地質(zhì)建議選擇適當埋深的⑥-1層粉砂、⑦-1層粉質(zhì)黏土及以下⑦-2層粉砂、⑧-1層粉質(zhì)黏土作為樁基持力層，此時，單樁基礎則需穿過③-2層粉砂、⑥-1層粉砂、⑦-1層粉質(zhì)黏土層，而上述土層由于存在較大的土抗力對沉樁有較大影響?，F(xiàn)場采用錘擊法進行施工并記錄其沉樁過程，表3是3個機位沉樁情況，由表3可知，上述3臺機位的單樁基礎均是在自沉后進行壓樁，錘擊過程中并未發(fā)生溜樁現(xiàn)象。

表3 沉樁情況匯總

表4為典型機位6號單樁基礎的實測沉樁全過程記錄。

2 可打入性反分析

為對大直徑單樁基礎的可打入性進行準確預測，亟需確定打樁過程中的土阻力。為此，借助打樁波動方程分析程序GRLWEAP對場區(qū)已沉單樁基礎進行反分析，即基于GRLWEAP建立打樁模型并獲取錘擊數(shù)-貫入深度以及貫入度曲線的計算值，將其與已有沉樁實測值對比并逐步調(diào)整各土層土體參數(shù)，藉此獲取打樁過程中的實際土阻力。

2.1 計算理論與計算參數(shù)

在1931年，Isaacs將反映樁周土阻力的參數(shù)項R引入古典的波動方程以描述打樁過程中樁身的波動作用。

(1)

在求解上述波動方程時，Smith將打樁系統(tǒng)(包括樁錘、樁帽、錘墊、樁墊及樁身)予以離散化，各單元由不可壓縮的剛性快代表，單元剛度則由無質(zhì)量彈簧來模擬，最后利用GRLWEAP軟件進行計算求解。GRLWEAP軟件為基于Smith模型并采用有限差分法工作的打樁波動方程分析程序。

樁錘作為錘擊沉樁的主要設備，該工程所選用的樁錘為MHU-1900S型，其數(shù)值計算所需的基本參數(shù)如表5所示。

在采用GRLWEAP模擬計算時，需確定樁周土與樁端土的最大彈性變形和阻尼系數(shù)。其中，土體的最大彈性變形值與土類、樁徑以及樁端形式(開口、閉口)等因素有關。鑒于Ramer和Hudgins曾指出波動方程的數(shù)值解對土體的最大彈性變形化并不敏感，且GRLWEAP軟件給出了相應的建議值。因此，在該數(shù)值模擬中取樁側土彈性變形值qs=2.5 mm，樁端土彈性變形值qp=2.5 mm。對于阻尼系數(shù)而言，已有研究表明樁端土的阻尼系數(shù)對樁承載力的預測和沉樁能力預測影響很小，而樁側土阻尼系數(shù)對其影響較大，應謹慎選取。同樣，GRLWEAP軟件也給出了不同土體類型時的土體阻尼系數(shù)值，即樁側松散土阻尼系數(shù)為Js=0.16 s/m，樁側密實土阻尼系數(shù)為Js=0.65 s/m，樁端土阻尼系數(shù)則取Jp=0.50 s/m。

2.2 反分析計算結果

圖2給出了6、7號以及16號單樁基礎單位入土深度的錘擊數(shù)。由圖2可知，該樁體沉樁過程中的單位入土深度的錘擊數(shù)實測值與基于GRLWEAP軟件的計算結果的整體趨勢基本一致，表明基于GRLWEAP所建立的動力打樁模型可準確反映其動態(tài)沉樁過程。同時，圖2中的橫線為不同土層分界線，則可知該樁體沉樁過程中單位入土深度的錘擊數(shù)與土層性質(zhì)密切相關，其單位入土深度的錘擊數(shù)最大值往往發(fā)生在粉質(zhì)黏土層中，且在同一土層中其錘擊數(shù)亦隨著入土深度的增加而增加。當然，計算所得的單位入土深度錘擊數(shù)與實測記錄也存在一定的差別，其原因可能是由GRLWEAP軟件計算所得為一個計算單元1.0 m之間的均值。

表4 6號機位實測沉樁記錄

表5 樁錘參數(shù)

圖2 錘擊數(shù)與貫入深度曲線

圖3為打樁過程中6、7號以及16號單樁基礎的錘擊數(shù)與累計入土深度的關系。由圖3可知，實測的各根樁打樁記錄基本接近，其錘擊數(shù)隨累計入土深度基本呈近似線性增加。與此同時，圖3亦給出了基于GRLWEAP軟件計算所得的錘擊數(shù)與累計入土深度的關系曲線，與實測沉樁記錄對比可知，兩者基本一致，表明基于GRLWEAP 所建立的動力打樁模型可準確描述該海上風機大直徑單樁基礎的動態(tài)沉樁過程中的錘擊數(shù)。

圖3 累積錘擊數(shù)與貫入深度曲線

2.3 沉樁土阻力分析

在沉樁過程中，樁端阻力和樁側摩阻力的和即為土體的土抗力或稱為打樁土阻力。目前，海上風機基礎設計中土阻力計算主要參考API規(guī)范[13]。

API規(guī)范[13]中，樁的土阻力為

QD=Qf+Qp=fAs+qAp

(2)

式中，QD為樁的極限土阻力；Qf為表面摩擦總阻力；Qp為端部總阻力；f為單位側摩阻力；As為樁側表面積；q為單位樁端阻力；Ap為樁端總面積。

單位樁側摩阻力fmax為：

對于黏性土

(3)

對于無黏性土fmax=KP′0tanδ

(4)

式中，α為系數(shù)，α≤1.0；c為黏性土的不排水抗剪強度；P′0為計算點處有效上覆土壓力；K為無因次側向土壓力系數(shù)，對于非堵塞的開口打入樁，通常假設拉伸和壓縮荷載的K取0.8，對于開口堵塞打入樁或者閉口樁，K取1.0；δ為樁土相對摩擦角。

單位樁端阻力q為：

對于端部支撐在非黏性土中q=P′0Nq

(5)

對于端部支撐在黏性土中q=9c

(6)

式中，Nq為無量綱承載力系數(shù)，可根據(jù)規(guī)范查出。

基于上述錘擊數(shù)與貫入深度曲線進行反分析計算，可確定沉樁過程中的實際土阻力。圖4即為采用上述反分析法所得的6號、7號以及16號單樁基礎沉樁過程中的土阻力分布曲線，并將其與API規(guī)范法予以對比。由圖4可知，在單樁基礎入土深度20 m左右的范圍內(nèi)，基于反分析所得的土抗力與API規(guī)范法基本保持一致，而當入土深度大于20 m以后，前者所得的土阻力明顯小于后者。這可能是由于基于GRLWEAP反分析所得的土阻力反映了打樁過程中的實際土阻力，尤其是其組成部分的樁側摩阻力在打樁過程中被會被嚴重擾動并弱化[14]，進而致使樁側摩阻力發(fā)生顯著折減，而API規(guī)范法所得的土阻力實際上是土體的靜極限承載力。

圖4 土阻力沿深度分布曲線

3 疲勞損傷分析

為深入了解海上風機大直徑單樁基礎在其打樁過程中的疲勞損傷分布特征，采用基于Miner線性損傷理論的S-N曲線方法開展相應的計算分析，S-N曲線的數(shù)學形式可表示為

(7)

式中，N為疲勞壽命，即在應力范圍Δσ內(nèi)循環(huán)到破壞的次數(shù)；Δσ為應力范圍；m為在lgN-lgS繪圖中S-N曲線的反斜率；lga為lgN軸的截距；tref為參考厚度。

Miner線性累積損傷理論認為，構件在應力水平Si下，經(jīng)受ni次循環(huán)時的損傷為Di=ni/Ni。若在M個應力水平Si下，各經(jīng)受ni次循環(huán)，則可定義其累積疲勞損傷為

(8)

式中，D為累積疲勞損傷度；n(Si)為應力幅Si的實際循環(huán)次數(shù)；N(Si)為應力幅Si的疲勞破壞循環(huán)次數(shù)；DFF為設計疲勞系數(shù)，視構件的所處環(huán)境及檢修難易，一般取為1～3。

若要獲得打樁全過程中單樁基礎的累積疲勞損傷，需確定單次錘擊下的疲勞損傷量并予以累加。此時，可首先借助Smith波動方程計算單次錘擊下單樁基礎不同截面處的應力時程曲線，繼而對該應力時程曲線開展應力幅循環(huán)計算，即可獲得單次錘擊下單樁基礎的疲勞損傷。

值得注意的是，鑒于該工程中的單樁基礎基本處于海洋環(huán)境且位于水下部位，難以檢修，因此設計疲勞系數(shù)DFF取3。圖5給出了6號與16號大直徑單樁基礎的累積疲勞損傷沿樁身截面的分布特征。由圖5可知，6號單樁基礎樁身的最大累積疲勞損傷約為0.146，16號單樁基礎的最大累積疲勞損傷約為0.096，而結合現(xiàn)場樁體的幾何特征發(fā)現(xiàn)其最大疲勞損傷所處位置主要出現(xiàn)在單樁基礎圓錐過渡段。這就要求在實際工程設計中對該單樁基礎圓錐段采取有效措施以合理控制其疲勞損傷進而確保工程安全。

與此同時，圖5亦反映了單樁基礎各截面的累計疲勞損傷大體上隨著樁深的增加而呈降低趨勢。尤其是6號單樁基礎，在其截面高程-31 m處，其疲勞損傷量急劇降低，這是由于該截面以下樁周土為粉質(zhì)黏土層，土體強度較高，從樁身傳遞至土體的能量就越多，相反，留在樁身中的能量就越少，表現(xiàn)為較小的疲勞損傷。事實上，隨著樁身入土深度的增加，其打樁土阻力亦隨之增加，進而致使樁錘錘擊所引起的疲勞損傷也隨之降低。

圖5 累計疲勞損傷與樁身截面高程的關系

4 結 論

以某海上風機大直徑單樁基礎為例，基于現(xiàn)場沉樁記錄，采用GRLWEAP軟件對其反分析以探討該單樁基礎的可打入性，并開展打樁過程中的疲勞損傷分析，得到如下結果：

(1)已有沉樁記錄表明，沉樁過程中未發(fā)生溜樁現(xiàn)象，且錘擊所產(chǎn)生的樁身應力最大值均小于鋼材標準值250 MPa，表明選用MHU-1900S液壓打樁錘是合適的。

(2)采用GRLWEAP軟件所得的錘擊數(shù)與貫入深度曲線與實測結果基本一致，表明所建立的動力沉樁數(shù)值模型是合理的，可借助其進一步開展相應的反分析。同時也表明風機機位地勘分層基本上與實際較為吻合。

(3)實際土阻力與基于API法計算得到的土阻力盡管有一定差別，但其分布規(guī)律基本吻合。

(4)海上風機單樁基礎最大疲勞損傷主要出現(xiàn)在單樁基礎頂部圓錐過渡段以及變壁厚段。