宋啟明

(福建永福電力設(shè)計(jì)股份有限公司，福建 福州 350108)

0 引 言

近年來，海上風(fēng)電逐漸從近海向深遠(yuǎn)海發(fā)展，海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的重要性與日俱增[1]。目前固定式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)主要有重力、單樁、吸力樁和多樁等形式，其中吸力樁(筒)基礎(chǔ)具有施工周期短、成本低等優(yōu)點(diǎn)，擁有廣闊的發(fā)展前景[2-3]。吸力樁基礎(chǔ)在安裝使用前要分別進(jìn)行沉貫分析和屈曲分析，防止吸力樁無法沉貫到預(yù)定位置或發(fā)生屈曲破壞，影響基礎(chǔ)穩(wěn)定性和承載能力。

針對(duì)吸力樁基礎(chǔ)的研究，目前國內(nèi)外學(xué)者主要集中于承載力特性和下放安裝等方面，取得了一定的研究成果[4-7]。在吸力樁基礎(chǔ)沉貫分析方面，Ibsen等[8]利用數(shù)值模型計(jì)算了吸力基礎(chǔ)沉貫期間的極限吸力，并與試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比；李大勇等[9]對(duì)吸力錨的沉貫性進(jìn)行了大量模型試驗(yàn)研究和分析，得到負(fù)壓與沉貫深度關(guān)系，提出了吸力錨沉貫計(jì)算的理論公式；練繼建等[10]采用ABAQUS軟件建立海上風(fēng)機(jī)復(fù)合桶型基礎(chǔ)，研究其沉放調(diào)平滲流特性，提出了均質(zhì)砂土中臨界負(fù)壓計(jì)算公式；柳曉科等[11]提出一種新型低裙式吸力樁模型，通過試驗(yàn)研究其沉貫阻力，擬合出了相應(yīng)沉貫阻力公式；秦源康等[12]基于吸力錨規(guī)范提出導(dǎo)管吸力錨貫入安裝負(fù)壓窗口的預(yù)測(cè)方法，并建立非線性有限元模型進(jìn)行驗(yàn)證。對(duì)于吸力樁基礎(chǔ)安裝過程的屈曲分析，Madsen等[13]引入初始缺陷，采用數(shù)值方法對(duì)大直徑吸力基礎(chǔ)的筒壁進(jìn)行屈曲分析；劉梅梅[14]通過數(shù)值方法對(duì)筒型基礎(chǔ)進(jìn)行屈曲研究，提出一種適用于大直徑薄壁鋼筒軸壓作用下的屈曲計(jì)算公式；閆瑞洋[15]提出了三筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)下沉過程筒壁臨界屈曲應(yīng)力公式，并與有限元結(jié)果對(duì)比。

本文基于國內(nèi)首個(gè)全場(chǎng)采用吸力樁基礎(chǔ)的福建長(zhǎng)樂外海海上風(fēng)電場(chǎng)工程，提出一種黏土層的超大型吸力樁導(dǎo)管架基礎(chǔ)沉貫阻力改進(jìn)計(jì)算方法，在現(xiàn)有規(guī)范基礎(chǔ)上，考慮沉貫過程樁側(cè)向土的擾動(dòng)效應(yīng)，引入黏土靈敏度，對(duì)樁側(cè)土阻力進(jìn)行折減，基于安裝海域?qū)崪y(cè)土壤參數(shù)，對(duì)吸力樁沉貫阻力及所需壓差進(jìn)行計(jì)算，通過與規(guī)范和實(shí)測(cè)值對(duì)比分析，驗(yàn)證改進(jìn)吸力樁沉貫阻力計(jì)算方法的有效性和準(zhǔn)確性，基于此方法對(duì)安裝時(shí)可能需要臨時(shí)頂起的阻力進(jìn)行分析；進(jìn)一步采用有限元法對(duì)2種吸力樁頂蓋進(jìn)行數(shù)值建模，探究吸力樁在沉貫和臨時(shí)頂起過程頂蓋的屈曲特性。

1 吸力樁基礎(chǔ)沉貫阻力計(jì)算方法

吸力樁基礎(chǔ)的沉貫過程主要包括自重貫入階段和負(fù)壓貫入階段兩個(gè)階段。自重貫入階段吸力樁僅依靠自重作用進(jìn)行沉貫，在土中的最終貫入深度稱為自重貫入度，如圖1a所示；負(fù)壓貫入階段需要利用吸力泵將吸力樁內(nèi)部的水排出，使內(nèi)外產(chǎn)生壓差，吸力樁在壓差作用下進(jìn)行沉貫，直至達(dá)到預(yù)定貫入深度，如圖1b所示。準(zhǔn)確計(jì)算沉貫過程受到的土壤阻力是確定所需壓差，保證吸力樁沉貫到預(yù)定位置的前提。另一方面，吸力樁頂蓋為平板結(jié)構(gòu)，在沉貫過程中受到壓差和自重作用，最容易發(fā)生屈曲破壞，有必要對(duì)吸力樁頂蓋展開屈曲校核計(jì)算，確保吸力樁的沉貫及后續(xù)使用安全。

圖1 吸力樁基礎(chǔ)沉貫過程

1.1 DNVGL規(guī)范計(jì)算方法

目前工程設(shè)計(jì)分析主要基于DNVGL規(guī)范[16]，采用基于靜力觸探(CPT)分析方法來計(jì)算土壤阻力，認(rèn)為吸力樁基礎(chǔ)沉貫過程受到的土壤阻力可分為內(nèi)側(cè)摩擦阻力、外側(cè)摩擦阻力和樁端阻力，分別表示為

(1)

(2)

(3)

式中，z為吸力樁貫入深度；D為吸力樁外徑；t為吸力樁壁厚；qc(z)為基于CPT方法測(cè)得的錐尖阻力；kf與kp分別為樁側(cè)和樁端阻力系數(shù)。

1.2 改進(jìn)計(jì)算方法

與歐洲北海不同，國內(nèi)不少海域存在深厚軟黏土層，同時(shí)吸力樁沉貫過程中，樁端穿過的土體已受到擾動(dòng)，土的強(qiáng)度有所降低，使得側(cè)向土阻力減小，而土壤靈敏度是用來衡量黏性土受擾動(dòng)后強(qiáng)度降低的指標(biāo)。因此，在DNVGL規(guī)范的基礎(chǔ)上，引入土壤靈敏度對(duì)黏性土側(cè)向土阻力進(jìn)行折減，得到改進(jìn)的吸力樁沉貫阻力計(jì)算公式為

(4)

式中，Rt(z)為土壤總阻力；St(z)為深度為z時(shí)土壤的靈敏度。

根據(jù)受力平衡，可進(jìn)一步得出吸力樁負(fù)壓貫入階段所需壓差的計(jì)算公式為

(5)

式中，W′為吸力樁基礎(chǔ)的有效重力；P(z)為達(dá)到深度z時(shí)所需壓差。

1.3 臨時(shí)頂起計(jì)算方法

吸力樁基礎(chǔ)在沉貫過程中，可能遇到阻力突然增大導(dǎo)致無法持續(xù)安裝，此時(shí)的應(yīng)急方案通常是停止抽吸，通過壓力反向往吸力樁內(nèi)部注水，使內(nèi)部壓力大于外部壓力，臨時(shí)少量頂起吸力樁，然后再抽吸使吸力樁繼續(xù)往下沉貫，如此反復(fù)幾次，往往可以解決此問題。因此，吸力樁在沉貫過程中臨時(shí)頂起的阻力也需進(jìn)行計(jì)算，在考慮土層擾動(dòng)的影響時(shí)，阻力計(jì)算公式與吸力樁沉貫時(shí)相同，但頂起時(shí)重力作用方向相反，此時(shí)所需正壓力更大，壓差計(jì)算公式為

(6)

式中，W′為吸力樁基礎(chǔ)的有效重力；P′(z)為深度z頂起時(shí)所需壓差。

2 工程概況

2.1 吸力樁導(dǎo)管架基礎(chǔ)

本文依托福建省長(zhǎng)樂外海海上風(fēng)電場(chǎng)實(shí)際工程，該工程安裝有目前世界上高度最高、直徑最大、貫入深度最深的吸力樁導(dǎo)管架基礎(chǔ)，是國內(nèi)首個(gè)全場(chǎng)采用吸力式基礎(chǔ)的大型風(fēng)電場(chǎng)。所安裝吸力樁導(dǎo)管架基礎(chǔ)分為兩部分，上部導(dǎo)管架和下部吸力樁，導(dǎo)管架是用圓形鋼管焊接組成的鋼構(gòu)架，由平箱梁式過渡段、主導(dǎo)管以及斜撐導(dǎo)管組成，如圖2a所示；

圖2 吸力樁導(dǎo)管架基礎(chǔ)(單位：mm)

吸力樁由3個(gè)尺寸相同的鋼制筒組成，如圖2b所示。導(dǎo)管架上部過渡段與風(fēng)機(jī)塔筒進(jìn)行法蘭連接，下部主導(dǎo)管與吸力樁進(jìn)行焊接。選取風(fēng)電場(chǎng)區(qū)兩個(gè)典型機(jī)位C15與C36進(jìn)行算例分析，其中C15主導(dǎo)管與吸力樁為中心布置，C36主導(dǎo)管與吸力樁為偏心布置，如圖2c、2d所示，該項(xiàng)目為國內(nèi)首次規(guī)?；瘧?yīng)用吸力樁基礎(chǔ)，兩種典型布置形式均有采用。C15機(jī)位每個(gè)吸力樁總長(zhǎng)為22.5 m，外徑為12 m，平均壁厚為50 mm，吸力樁導(dǎo)管架基礎(chǔ)及相關(guān)附件有效重力為21 364 kN，預(yù)定貫入深度為22 m；C36機(jī)位每個(gè)吸力樁總長(zhǎng)為19.5 m，外徑為10 m，平均壁厚為50 mm，吸力樁導(dǎo)管架基礎(chǔ)及相關(guān)附件有效重力為15 778 kN，預(yù)定貫入深度為19 m。

2.2 土壤地質(zhì)條件

基于風(fēng)電場(chǎng)區(qū)海床土壤地質(zhì)勘探實(shí)測(cè)資料，C15與C36機(jī)位安裝區(qū)域的海床土壤參數(shù)分別如表1和表2所示，其中土壤靈敏度通過土工實(shí)驗(yàn)測(cè)得，指原狀土抗剪強(qiáng)度與擾動(dòng)殘余強(qiáng)度之比，靈敏度越大，受擾動(dòng)后土體強(qiáng)度降低越多[17]；阻力系數(shù)根據(jù)DNVGL規(guī)范選取，最可能阻力系數(shù)與實(shí)際較為接近，上限阻力系數(shù)有助于提高安全冗余。C15與C36機(jī)位錐尖阻力通過現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試取得，隨土壤深度變化如圖3所示。從圖3可知，與土質(zhì)條件相對(duì)應(yīng)，C15機(jī)位錐尖阻力在砂土層達(dá)到最大，值為6 MPa；而C36機(jī)位土質(zhì)均為黏土，錐尖阻力相對(duì)較小。

表1 C15機(jī)位海床土壤參數(shù)

表2 C36機(jī)位海床土壤參數(shù)

圖3 錐尖阻力

3 吸力樁沉貫分析

3.1 沉貫阻力對(duì)比分析

為驗(yàn)證改進(jìn)計(jì)算方法的準(zhǔn)確性，將計(jì)算得到的C15和C36機(jī)位沉貫過程所受阻力與DNVGL規(guī)范和實(shí)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比，如圖4所示。從圖4可知，隨著貫入深度的增加，兩個(gè)機(jī)位的沉貫阻力均逐漸增大；采用改進(jìn)方法計(jì)算得到的C15和C36機(jī)位最可能阻力值(MP)與實(shí)測(cè)值均基本吻合，最大上限阻力值(HP)稍大于實(shí)測(cè)值，而采用DNVGL規(guī)范計(jì)算的最可能阻力值(MP)和最大上限阻力值(HP)均遠(yuǎn)大于實(shí)測(cè)值，因此，采用DNVGL規(guī)范計(jì)算得出的沉貫阻力較為保守，而改進(jìn)方法計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)值更為接近。

圖4 吸力樁沉貫過程所受阻力對(duì)比

3.2 沉貫所需壓差對(duì)比分析

進(jìn)一步將改進(jìn)方法計(jì)算得到的C15和C36機(jī)位沉貫過程所需壓差與DNVGL規(guī)范和實(shí)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比分析，如圖5所示。從圖5可知，吸力樁導(dǎo)管架基礎(chǔ)在自重貫入一定深度后所需壓差均隨著貫入深度的增加而增大，C15機(jī)位所需壓差最可能值(MP)與實(shí)測(cè)值較為接近，C36機(jī)位所需壓差最可能值(MP)稍大于實(shí)測(cè)值，兩個(gè)機(jī)位所需壓差的限值(HP)均大于實(shí)測(cè)值；而采用DNVGL規(guī)范計(jì)算的所需壓差最可能值(MP)和最大上限值(HP)均遠(yuǎn)大于實(shí)測(cè)值；改進(jìn)方法計(jì)算沉貫所需壓差相比DNVGL規(guī)范計(jì)算值更小，與實(shí)測(cè)值更為接近。

圖5 吸力樁沉貫過程所需壓差對(duì)比

3.3 頂起所需壓差對(duì)比分析

吸力樁臨時(shí)頂起受到的阻力主要包括樁側(cè)阻力和基礎(chǔ)自重，頂起階段吸力樁側(cè)向土壤仍被擾動(dòng)，采用與沉貫時(shí)相同的土壤靈敏度，將改進(jìn)方法計(jì)算得到的C15和C36機(jī)位頂起過程所需壓差與DNVGL規(guī)范進(jìn)行對(duì)比，如圖6所示。從圖6可知，隨著頂起過程入土深度的減小，兩個(gè)機(jī)位頂起所需壓差均逐漸減小，同時(shí)由于自重作用方向相反，頂起所需壓力比沉貫時(shí)要大不少；采用DNVGL規(guī)范計(jì)算的所需壓差最可能值(MP)和最大上限值(HP)整體上明顯大于改進(jìn)方法計(jì)算值。

圖6 吸力樁回收過程所需壓差對(duì)比

4 吸力樁頂蓋屈曲分析

4.1 頂蓋數(shù)值模型建立

為保證吸力樁順利沉貫及后續(xù)使用安全，采用有限元分析方法對(duì)吸力樁頂蓋展開屈曲校核驗(yàn)算。使用板單元和殼單元對(duì)C15和C36吸力樁頂蓋部分進(jìn)行建模，定義材料為理想彈塑性模型，彈性模量E=205 GPa，泊松比v=0.3，屈服強(qiáng)度隨材料厚度增加而減小，如表3所示。

表3 材料屬性

C15和C36吸力樁頂蓋各部分詳細(xì)建模和材料厚度如圖7所示，其中，頂板厚度分別為45 mm和50 mm，加勁板厚度分別為35 mm和40 mm。頂蓋模型網(wǎng)格劃分如圖8所示，C15機(jī)位主導(dǎo)管與吸力樁垂直連接，C36機(jī)位主導(dǎo)管與吸力樁斜向連接，傾斜角為81.98°，為消除邊界效應(yīng)對(duì)計(jì)算結(jié)果影響，頂蓋模型下邊界取至頂板以下2 m長(zhǎng)處，并施加固定約束，上邊界取至加勁板以上主導(dǎo)管2倍直徑長(zhǎng)度處，為自由邊界。主導(dǎo)管和吸力筒采用殼單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，頂蓋部分主要采用四節(jié)點(diǎn)板單元(QUAD-4)進(jìn)行網(wǎng)格劃分。吸力樁沉貫和頂起階段的壓力直接施加在內(nèi)表面單元上，如圖9所示，沉貫時(shí)為負(fù)壓，頂起時(shí)為正壓。

圖7 吸力樁頂蓋布置

圖8 吸力樁頂蓋有限元模型

圖9 吸力樁頂蓋壓力作用分布

4.2 數(shù)值計(jì)算結(jié)果與分析

C15與C36吸力樁頂蓋在沉貫所需壓差達(dá)到最大時(shí)整體屈曲校核結(jié)果以及最大UC值如圖10和圖11所示。從圖10、11可以看出，頂蓋各部分校核UC值有所差別，各部分結(jié)構(gòu)連接處出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，UC值相對(duì)較大，C15機(jī)位最大值靠近加勁板與主梁連接處，達(dá)到0.82；C36機(jī)位最大值位于最長(zhǎng)主梁支架與吸力筒連接處，達(dá)到0.94，最大UC值均小于1，吸力樁頂蓋處于彈性階段，不會(huì)出現(xiàn)屈服現(xiàn)象。

圖10 沉貫過程頂蓋整體UC系數(shù)

圖11 沉貫過程頂蓋最大UC分布

圖12和圖13分別為C15與C36吸力樁頂蓋在頂起時(shí)所需壓差達(dá)到最大時(shí)整體屈曲校核計(jì)算結(jié)果以及最大校核系數(shù)分布。從圖12、13可以看出，與沉貫階段相似，各部分結(jié)構(gòu)連接處會(huì)出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，C15與C36機(jī)位最大值分別位于加勁板與主梁連接處和最長(zhǎng)主梁支架與吸力筒連接處，為0.65和0.69，最大校核系數(shù)遠(yuǎn)小于1，吸力樁頂蓋處于彈性階段，不會(huì)出現(xiàn)屈服現(xiàn)象。

圖12 頂起過程頂蓋整體UC系數(shù)

圖13 頂起過程頂蓋最大UC分布

5 結(jié) 論

本文提出一種黏土中超大型吸力樁基礎(chǔ)沉貫阻力改進(jìn)計(jì)算方法，考慮吸力樁沉貫過程對(duì)樁側(cè)土的擾動(dòng)效應(yīng)，引入黏土靈敏度，對(duì)樁側(cè)土阻力進(jìn)行折減，根據(jù)實(shí)測(cè)地質(zhì)土壤參數(shù)，進(jìn)行吸力樁沉貫阻力及所需壓差計(jì)算分析，通過與DNVGL規(guī)范和實(shí)測(cè)值對(duì)比，驗(yàn)證改進(jìn)方法的有效性和準(zhǔn)確性，進(jìn)一步對(duì)兩種典型吸力樁頂蓋展開沉貫以及臨時(shí)頂起過程下的屈曲校核分析，得到以下結(jié)論：

(1)在黏土中，采用DNVGL規(guī)范計(jì)算超大型吸力樁基礎(chǔ)的沉貫阻力較為保守，考慮土體擾動(dòng)影響對(duì)側(cè)阻力通過靈敏度進(jìn)行折減的改進(jìn)方法計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)值更為接近。

(2)改進(jìn)方法計(jì)算得到的吸力樁導(dǎo)管架基礎(chǔ)沉貫所需壓差相比DNVGL規(guī)范計(jì)算值更小，與實(shí)測(cè)值更為接近。

(3)由于自重作用方向的改變，吸力樁基礎(chǔ)臨時(shí)頂起所需壓差遠(yuǎn)大于沉貫過程；采用DNVGL規(guī)范計(jì)算得出的臨時(shí)頂起所需壓差整體上明顯大于改進(jìn)方法計(jì)算值。

(4)吸力樁基礎(chǔ)在達(dá)到沉貫以及臨時(shí)頂起所需最大壓差時(shí)，頂蓋各部分連接處出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，但主導(dǎo)管中心布置和偏心布置出現(xiàn)最大值的位置不同；兩種典型吸力樁頂蓋屈曲校核UC值均較大，最大值均小于1，吸力樁頂蓋處于彈性階段，不會(huì)發(fā)生屈曲破壞。

通過福建海域幾個(gè)項(xiàng)目實(shí)際驗(yàn)證，本文提出的吸力樁沉貫阻力改進(jìn)計(jì)算方法對(duì)深厚軟黏土具有很好的適用性和準(zhǔn)確性，項(xiàng)目成果對(duì)經(jīng)濟(jì)、環(huán)保的吸力樁基礎(chǔ)在海上風(fēng)電的應(yīng)用提供了技術(shù)支撐，有利于海上風(fēng)電基礎(chǔ)技術(shù)的發(fā)展。