覃廖開

(江蘇龍源振華海洋工程有限公司 海上風電工程技術研究院，江蘇 南通 226014)

為了減少船機裝備的投入，國內有學者進行了溜尾裝置(翻樁夾具)的研究，以便依靠單臺吊機即可完成翻樁作業(yè)[1]；為高效、安全的進行大直徑單樁基礎施工，采用大張角雙鉤起重機、吊梁和翻樁夾具等手段，完成大直徑單樁的翻身起重作業(yè)[2]；采用翻身鉗(夾具)溜尾施工技術提高海上風電沉樁施工效率[3]；根據(jù)相關海工規(guī)范[4]，對于任何吊裝作業(yè)，計算應當包括許用值、安全系數(shù)、載荷，以及其效應等；為使吊具夾持機構滿足載重工況的同時又盡可能降低結構自重，應當對其進行接觸應力、結構強度，以及優(yōu)化設計分析[5]；使用翻轉夾具進行翻樁作業(yè)，確定合理的夾持方式，可減小海洋基樁被夾持處的變形及應力；夾持區(qū)域載荷過大，可能會引起樁身應力大幅超標從導致結構損壞，夾具結構設計的合理性直接影響到施工效率和吊裝作業(yè)安全[6]。

未來隨著風機容量和尺寸的大型化，與之配套的單樁基礎尺寸和重量也越來越大，對吊裝設備(如夾具、吊索具和吊梁等)提出了更高的要求。針對傳統(tǒng)翻樁夾具使用中存在的一些問題，考慮對其進行結構優(yōu)化，設計一種新型夾具，并根據(jù)規(guī)范對其進行系統(tǒng)的結構強度評估，以滿足海上風電超大直徑單樁基礎翻身作業(yè)要求。

1 工程背景

廣東海域某海上風電場項目，規(guī)劃總裝機容量為400 MW，場址涉海面積約83 km2，海底高程在-30.2～-21.6 m之間，距離陸地最近距離約19.5 km。擬布置73臺5.5 MW風電機組，風機采用單樁基礎，鋼管樁樁底直徑為7.8～8.7 m，樁頂法蘭直徑7.5 m，壁厚為70～95 mm，最大樁長98.0 m，樁重1 606.81 t。在沉樁施工過程中，首次使用翻樁夾具配合大型浮吊完成翻樁作業(yè)。

1.1 單樁基礎翻身作業(yè)工藝流程

傳統(tǒng)的翻樁作業(yè)通常采用溜尾吊耳(見圖1～2)配合起重船舶/平臺進行抬吊翻身。主要工藝流程如下：①起重船(支腿船或浮吊，假定起重機在同一艘船舶上)定位；②單樁基礎運輸船靠泊于起重船附近；③焊接溜尾吊耳并對焊縫質量進行檢測(如吊耳已在工廠焊接，則無此步驟)；④主鉤掛鋼絲繩及吊梁，并通過鋼絲繩圈與主吊耳進行連接；⑤副鉤掛溜尾鋼絲繩并通過卸扣與溜尾吊耳進行連接；⑥主鉤和副鉤同時緩慢起升，將單樁基礎抬離運輸船上方適當高度；⑦副鉤保持不動，主鉤緩慢上升直至單樁處于直立狀態(tài)；⑧溜尾鋼絲繩及卸扣脫離吊耳，完成翻樁；⑨在單樁基礎進入抱樁器(或穩(wěn)樁平臺)前，割除溜尾吊耳。

圖1 主吊耳和翻樁吊耳位置示意

若使用溜尾吊耳進行翻樁作業(yè)，存在如下問題：①翻樁吊耳的焊接、檢測、割除、掛鉤及脫鉤等工序耗時較長，而本項目所處海域海況惡劣，作業(yè)窗口期較短；②翻樁吊耳焊接區(qū)域呈曲面，極不方便人員進行施焊作業(yè)，且存在高處作業(yè)風險；③割除下來的翻樁吊耳基本上無法二次利用，浪費材料。

采用翻樁夾具配合進行翻身作業(yè)，可較好地避免上述問題，并且具有以下優(yōu)勢：①無需人員進行翻樁吊耳和卸扣的安裝/拆除，避免高處作業(yè)風險；②作業(yè)結束后可利用夾具自重自行脫落，可節(jié)省作業(yè)時間；③夾具可重復利用，避免材料浪費。

1.2 翻樁夾具設計

傳統(tǒng)翻樁夾具見圖3，夾具整體呈“C”形，開口呈“U”形，額定承載500 t，材質為Q690超高強度鋼。主體結構為兩塊相互平行的縱向主板，主板之間通過橫向支撐板和內側“U”形面板進行連接；主板上端開孔(主吊點)，通過吊耳板和銷軸與卸扣及鋼絲繩進行連接；主板前端上部焊有吊耳，方便進行調平；主板兩側均焊有重磅板對結構進行加強；主板前后端橫向延伸的結構為夾持部位，支承面板設計成圓弧形，以增加與單樁基礎的貼合面積、降低局部應力、最大限度地保護樁體結構；前端弧形面板兼起導向作用，后端弧形面板為主要承載結構；為了滿足不同樁徑的吊裝/翻身作業(yè)要求，弧形面板及其支承結構設計成可拆卸式，通過螺栓與橫向支撐結構進行連接。

圖3 翻樁夾具

作業(yè)時，將翻樁夾具吊起調平、插入樁底，確保夾具與樁體卡接牢固后即可進行翻樁作業(yè)。起吊翻身過程中，樁體隨夾具鉸接點旋轉，待管樁完全豎起后松鉤，利用夾具結構自重自行滑脫。

1.3 技術問題

1)吊點與支承單樁基礎的弧形面板不在同一垂線(見圖4)，由此產(chǎn)生額外的附加彎矩，從而導致單樁基礎實際承載(約是吊點載荷的1.47倍)遠大于吊點載荷。

圖4 載荷位置及方向示意

2)下端弧形面板距樁底自由邊緣較近，樁體結構剛度較差、變形較大、局部應力大幅超標，對樁體結構較為不利。

3)內側“U”形面板角隅處應力超標較多，安全儲備較低(“累積”安全系數(shù)為1.67)，500 t載荷時滿足不了規(guī)范規(guī)定的安全系數(shù)要求。

4)主吊點偏離重心所在垂線，起吊初始狀態(tài)夾具開口朝下，需額外新增一吊點進行調平方可插入樁底。

5)縱向主板間距較窄，影響預熱、焊接及焊縫檢測，焊縫質量不好保證。

1.4 結構調整

1)調整吊點位置，使其與支承單樁基礎的弧形面板處在同一垂線，避免結構承受額外的附加載荷。

2)下部弧形面板及其支撐結構適當加強，且整體往樁頂方向平移，遠離樁底自由邊緣，減小樁體結構變形及應力。

3)內側“U”形面板適當加強，外側新增封板、整體改成“U”形箱體結構，強度較之前大幅提升。

4)取消吊耳板，改用吊耳代替，且吊點布置在夾具結構重心上部，起吊初始狀態(tài)夾具基本可以保持水平(“U”形開口與水平面夾角約5°，開口朝上)，無需調平即可插入樁底。

5)取消縱向主板之間的橫向支撐結構，適當加寬縱向主板之間的間距，方便焊接及焊縫檢測。

改進后的翻樁夾具，主體結構為3塊相互平行的縱向板，與內外側“U”形面板和端部封板組成封閉的“U”形箱體結構，見圖5。

圖5 結構優(yōu)化后的翻樁夾具

2 有限元分析

2.1 計算模型及載荷條件

對比單樁基礎結構重量、樁長和主吊耳位置，發(fā)現(xiàn)8#單樁基礎(樁長98.0 m，樁重1 604.88 t，材質DH36高強鋼)對翻樁夾具承載更為極端。因此，以8#單樁基礎為例進行翻樁夾具建模計算分析。有限元模型編輯處理軟件為ANSYS Workbench，模型包含翻樁夾具主體結構和單樁基礎局部結構，所有主要構件均采用Hex20體單元模擬，關注區(qū)域細化網(wǎng)格尺寸為10 mm×10 mm×10 mm，整體有限元模型見圖6，大箭頭所指方向為樁頂方向。邊界條件被施加于單樁基礎遠離夾具一端，翻樁夾具主板與重磅板之間接觸設置為No separation(不分離)，夾具與單樁基礎之間接觸面設置為Frictionless(無摩擦)。

圖6 有限元模型

由于計算分析主要關注夾具整體的結構強度，因此對模型中螺栓連接節(jié)點進行簡化處理，假定螺栓連接部分是剛性連接的整體結構，不考慮螺栓連接節(jié)點和螺栓本身的結構強度，亦不考慮螺栓預緊力、法蘭面之間的摩擦接觸以及可能的相對滑動和法向分離。

根據(jù)單樁基礎重量資料，8#管樁處于水平狀態(tài)時，樁底吊點實際承載約414.24 t；在后續(xù)某項目嵌巖單樁基礎施工中，考慮加長段后，夾具吊點承載達到560 t。保守考慮，優(yōu)化后的翻樁夾具主體結構強度校核設計載荷定為600 t?？紤]結構自身重量和設計載荷(包括沿繩索方向載荷3%的側向力)，計算分析時選取單樁基礎與水平面夾角為0°、45°和90°時所對應的載荷工況(分別為LC101～LC103)作為典型工況。

計算分析不考慮其他特殊載荷的影響，如：絞車繩索載荷、導向載荷、風載荷、靜水載荷、水動力載荷、吸力載荷、摩擦載荷等。

2.2 吊裝載荷系數(shù)

根據(jù)DNVGL-ST-N001規(guī)范(P504)，吊桿/框架以及吊梁，既可以按照輔助吊裝設備考慮，也可以按照結構來考慮。將吊桿/框架、吊梁等視為結構物的吊裝設備的結構部分，按照與吊點要求相同的方式予以對待。根據(jù)吊點設計要求，對吊裝載荷系數(shù)作如下分析。

1)重量裕度因子γWeight，根據(jù)規(guī)范[7]，適用重量控制等級“A”，如果吊裝和海上作業(yè)期間對重量或重心較為敏感，對應的γWeight=1.05。

2)重心不精確性系數(shù)γCOG，對于重心偏移和由此產(chǎn)生的載荷影響之間存在線性關系的作業(yè)，或者對重心轉移不敏感的作業(yè)，預估的重心不精確性可以通過施加不精確性系數(shù)來考慮，通常不小于1.05。

3)動態(tài)放大系數(shù)γDAF，基于8#樁的重量資料，通過線性換算可以得到樁底吊點載荷為600 t時的單樁基礎重量約為2 324.57 t?？紤]到吊機回轉半徑、吊重安全儲備等因素，所需浮吊的靜態(tài)吊鉤載荷(static hook load， SHL)不得小于2 500 t，對應的動態(tài)放大系數(shù)為1.10。

4)偏心載荷系數(shù)γSKL，偏心載荷是由于吊索具制造公差、被吊結構物制造公差和其他不確定性(有關不對稱性和吊索具布置中相關力的分布導致)引起的額外載荷。對于靜態(tài)確定性的吊裝作業(yè)(不管是否使用吊梁)，γSKL可以取1.0，只要證明繩索長度誤差不會顯著影響載荷姿態(tài)或是起升系統(tǒng)的幾何構造。這里γSKL取1.0。

5)雙吊鉤起吊傾斜系數(shù)γTF，考慮到由于被吊物體繞水平軸旋轉和起重線偏離垂直線的影響而增加了繩索載荷，須進行傾斜效應計算。對于吊機在不同船舶上的雙吊鉤起重作業(yè)，近海吊裝工況下每個吊鉤的靜態(tài)吊鉤載荷應滿足傾斜小于5°或者由計算分析確定吊鉤提升差。以8#為例，根據(jù)規(guī)范公式計算得到γTF=1.08。

6)雙吊鉤起吊艏搖系數(shù)γYF，同樣以8#為例，根據(jù)規(guī)范公式計算得到γYF=1.05。

7)吊裝載荷系數(shù)γLF，基于以上系數(shù)，得到γLF=γWeight×γCOG×γDAF×γSKL×γTF×γYF=1.38。

2.3 設計方法和重要性系數(shù)

結構強度采用載荷和抗力系數(shù)設計(load and resistance factor design，LRFD)方法進行評估，根據(jù)規(guī)范，對于LRFD方法，當使用默認的動態(tài)放大系數(shù)時，載荷系數(shù)γf=1.3應當被施加于所有的載荷部分。

根據(jù)規(guī)范，重要性系數(shù)γc應當被施加到結構上，包括吊點、吊點的側向載荷效應和結構附件?？紤]單個構件失效的嚴重后果，按照表格分類的構件應當相應地考慮構件的冗余。對于不做載荷試驗的吊裝設備(如吊裝框架或吊梁，扁平卸扣)，對應的γc為1.30。

2.4 評判準則

計算分析結果應當滿足相關規(guī)范和準則的要求。基于LRFD方法，對于承載能力極限狀態(tài)(ultimate limit state，ULS)工況，材料系數(shù)γm=1.15。考慮以上各系數(shù)，得到翻樁夾具“累積”安全系數(shù)γSF如下。

γSF=γLF×γf×γc×γm=2.68

為了方便對比結構在同一載荷工況下不同安全余量的應力情況，計算中，“累積”安全系數(shù)均在材料許用應力范圍內，即實際載荷系數(shù)為1.0，材料利用率為1/2.68=0.37。Q690鋼最小屈服應力為690 MPa(板厚t≤16 mm)[8]，考慮屈服強度隨板厚的增加而折減，得到許用Von Mises應力見表1。

表1 Q690超高強度鋼許用Von-Mises應力

2.5 計算結果分析

根據(jù)模型和載荷條件計算分析，得到夾具在3個工況下的應力結果，最大應力統(tǒng)計見表2(應力類型，Averaged：節(jié)點的平均化應力；Elemental mean：單元應力的平均值)，LC102工況應力云圖見圖7。

圖7 工況LC102 Von Mises應力

表2 最大Von Mises應力結果 MPa

所考慮的計算工況中，應力最大值均已超出許用應力，LC101和LC102工況最大應力出現(xiàn)在支承弧形面板與腹板連接處端部，LC103工況最大應力出現(xiàn)在吊耳主板前端圓弧形過渡區(qū)域。以上高應力是由于單樁基礎徑向變形較大及結構幾何突變應力集中導致的局部峰值應力?；趩卧骄鶓M行評判，根據(jù)規(guī)范[9-10]，進行逐個分析評估，結構幾何突變處的局部峰值應力可以接受。針對局部位置應力超標(但都在屈服強度范圍內)，根據(jù)應力超標區(qū)域范圍大小進行判斷，考慮到高應力區(qū)域周圍網(wǎng)格應力水平均在許用范圍之內，實際高應力趨于重新分布，計算結果可接受。

3 結論

1)改進優(yōu)化后的翻樁夾具無需調平即可插入樁底，可提升作業(yè)效率；夾具額定載荷由500 t增加至600 t，安全系數(shù)由1.67提升至2.68，結構強度儲備較之前大幅提升；樁身承載區(qū)域載荷由1.47倍吊點載荷降至1.0倍，有利于降低接觸區(qū)域結構應力。

2)在計算時夾具結構與樁身接觸之間設置為無摩擦，這是為了使得夾具變形達到最大而做出的理想化假設。實際使用時結構接觸面之間的表面粗糙度和干濕狀態(tài)均對摩擦系數(shù)有影響，為了較全面地評估接觸區(qū)域局部結構強度，還應開展不同摩擦系數(shù)對接觸面應力情況的影響分析。