李啟釗, 孔德煌, 何建濤, 席占生

(國(guó)核電力規(guī)劃設(shè)計(jì)研究院有限公司,北京 100095)

海上風(fēng)能作為一種新型的可再生能源,具有資源豐富、靠近負(fù)荷中心、節(jié)省土地資源等優(yōu)勢(shì),是國(guó)家鼓勵(lì)發(fā)展的可再生能源。目前海上風(fēng)電已逐步走向平價(jià)上網(wǎng),設(shè)計(jì)優(yōu)化是降低工程造價(jià)的重要技術(shù)手段,風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)占風(fēng)電場(chǎng)總造價(jià)的20%～30%,國(guó)內(nèi)外已建成的海上風(fēng)電風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)75%為單樁基礎(chǔ),因此單樁基礎(chǔ)優(yōu)化設(shè)計(jì)是重中之重。對(duì)于承受風(fēng)、浪、流等荷載聯(lián)合作用的大直徑單樁基礎(chǔ)而言,樁-土相互作用特性是設(shè)計(jì)的重點(diǎn)和難點(diǎn)。

目前廣泛應(yīng)用的樁-土相互作用分析方法為美國(guó)石油協(xié)會(huì)API RP 2A規(guī)范[1]推薦的p-y曲線法,該方法考慮了土的非線性特點(diǎn),其計(jì)算公式是根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)試樁數(shù)據(jù)分析推導(dǎo)的,試驗(yàn)的鋼管樁直徑在1m以內(nèi)。隨著單樁直徑的增大,國(guó)外學(xué)者Dunnavant等[2]、Stevens等[3]通過(guò)試驗(yàn)研究均發(fā)現(xiàn),樁徑效應(yīng)對(duì)p-y曲線有明顯的影響,特別是p-y曲線的初始剛度與樁徑密切相關(guān)。Damgaard等[4]發(fā)現(xiàn),采用規(guī)范推薦的p-y曲線無(wú)法準(zhǔn)確預(yù)測(cè)風(fēng)機(jī)單樁基礎(chǔ)的樁頂水平響應(yīng),且低估了風(fēng)機(jī)的1階自振頻率。

近年來(lái),國(guó)內(nèi)學(xué)者針對(duì)大直徑單樁基礎(chǔ)樁-土相互作用特性開(kāi)展了大量的研究。文獻(xiàn)[5]研究了循環(huán)荷載作用下地基剛度和阻尼的變化及其對(duì)單樁動(dòng)力特性的影響。文獻(xiàn)[6]基于HS本構(gòu)模型分析了大直徑單樁基礎(chǔ)的水平承載力,并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,驗(yàn)證了該模型的適用性。文獻(xiàn)[7]通過(guò)試驗(yàn)確定了典型海洋軟土HSS本構(gòu)模型的強(qiáng)度參數(shù)和剛度參數(shù),為設(shè)計(jì)人員提供了參數(shù)取值的科學(xué)依據(jù)。文獻(xiàn)[8]提出了一種多彈簧樁-土相互作用分析模型,進(jìn)行了大直徑單樁基礎(chǔ)水平承載力計(jì)算,并與現(xiàn)場(chǎng)試樁試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比,驗(yàn)證了多彈簧模型的適用性。

國(guó)際上單樁基礎(chǔ)設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)最為豐富的Ramboll公司根據(jù)參考文獻(xiàn)[9]、[10],對(duì)API規(guī)范中的p-y曲線的初始剛度進(jìn)行了修正,提出了更適用于大直徑單樁基礎(chǔ)的p-y曲線。但該方法仍無(wú)法真實(shí)反映大直徑單樁基礎(chǔ)的受力模式,導(dǎo)致設(shè)計(jì)入泥深度偏大。

2016年歐洲的PISA聯(lián)合產(chǎn)業(yè)研究項(xiàng)目通過(guò)大量的直徑3m以上的大直徑樁的現(xiàn)場(chǎng)原位試驗(yàn)及有限元分析,提出了一種四剛度的樁-土相互作用特性分析方法。該方法在單樁基礎(chǔ)設(shè)計(jì)時(shí),可通過(guò)分布在樁側(cè)及樁端的四種剛度的彈簧,真實(shí)反映樁-土相互作用的特性。PISA項(xiàng)目的研究成果已成功應(yīng)用于歐洲多個(gè)風(fēng)電場(chǎng),其中Triton Knoll工程設(shè)計(jì)的單樁重量相比API規(guī)范方法優(yōu)化了30%。目前,PISA方法雖然在國(guó)內(nèi)暫無(wú)工程應(yīng)用的報(bào)道,但其理論是完備的,因此本文將依托國(guó)內(nèi)實(shí)際工程項(xiàng)目,應(yīng)用PISA方法進(jìn)行單樁基礎(chǔ)優(yōu)化研究。

1 PISA方法

PISA方法在計(jì)算土的水平承載力時(shí),除考慮土的水平抗力之外,還考慮了沿樁側(cè)分布的彎矩、樁底的橫向剪力以及樁底的彎矩,能真實(shí)地反映大直徑單樁基礎(chǔ)的受力模式,如圖1所示。

圖1 單樁基礎(chǔ)受力模式

PISA項(xiàng)目中選取了英格蘭考登(Cowden)的冰磧硬黏土場(chǎng)地[11]、蘇格蘭博什肯納(Bothkennar)的軟黏土場(chǎng)地、法國(guó)敦刻爾克(Dunkirk)中密或密實(shí)的砂土[12]進(jìn)行多組單樁水平靜載試驗(yàn)(見(jiàn)圖2),得到了不同場(chǎng)地的土反力曲線數(shù)據(jù)。He等[13]先建立均質(zhì)砂土、黏土中的三維有限元單樁模型,計(jì)算兩者的土反力曲線,再將砂土、黏土的曲線分別導(dǎo)入到一維設(shè)計(jì)空間中,進(jìn)行單樁響應(yīng)分析,驗(yàn)證了在砂土、黏土互層條件下,基于有限元方法分析單樁響應(yīng)的適用性。Byrne等[14]總結(jié)了包括考登的冰磧硬黏土、脆性硬塑性黏土(倫敦黏土)、博什肯納軟黏土、不同密實(shí)度的敦刻爾克砂土及上述土層混合而成的成層土中的單樁設(shè)計(jì)方法。結(jié)果表明,均質(zhì)土層中得到的土反力曲線適用于PISA一維設(shè)計(jì)空間中的成層土。

圖2 單樁水平靜載試驗(yàn)

PISA項(xiàng)目通過(guò)大量的案例分析得出,同一地質(zhì)條件下,大直徑單樁基礎(chǔ)的四剛度土反力曲線的變化規(guī)律與單樁參數(shù)(樁徑、壁厚、入泥深度、懸挑長(zhǎng)度等)相關(guān),進(jìn)而推導(dǎo)出一套多參數(shù)的土反力曲線計(jì)算公式,其中黏土包含28個(gè)擬合參數(shù),砂土包含24個(gè)擬合參數(shù)。

當(dāng)采用PISA方法進(jìn)行單樁基礎(chǔ)優(yōu)化設(shè)計(jì)時(shí),其土反力曲線的參數(shù)需根據(jù)實(shí)際鉆孔的巖土參數(shù)建立至少8個(gè)不同的樁-土有限元模型,并通過(guò)計(jì)算擬合得出。因此,單樁參數(shù)的設(shè)定將直接影響擬合結(jié)果的準(zhǔn)確性,設(shè)置合適的單樁參數(shù)至關(guān)重要。

PISA方法與API規(guī)范、Ramboll方法的優(yōu)缺點(diǎn)對(duì)比如表1所示。

表1 各方法優(yōu)缺點(diǎn)對(duì)比

2 土反力曲線參數(shù)的擬合

本文通過(guò)設(shè)置不同的單樁參數(shù)(樁徑D、入泥深度L等),建立不同的算例,計(jì)算分析其對(duì)樁-土作用特性的影響規(guī)律。

單樁基礎(chǔ)和土體的三維有限元模型見(jiàn)圖3。單樁基礎(chǔ)樁徑D取7～11m,入泥深度L取30～70m,土體邊界條件為土體四周設(shè)置水平位移約束,土體底面設(shè)置豎向位移約束。綜合考慮計(jì)算效率和精度,計(jì)算模型在土體豎直方向取2L,荷載作用的水平方向取25D,非荷載作用的水平方向取6D,對(duì)樁周4D范圍、樁端1D范圍內(nèi)的土體網(wǎng)格加密。

圖3 樁-土有限元模型

黏土采用NGI-ADP本構(gòu)模型[15],該本構(gòu)模型考慮了土的各向異性特點(diǎn),采用三軸壓縮、三軸拉伸、單軸剪切三種試驗(yàn)確定土的不排水抗剪強(qiáng)度及其對(duì)應(yīng)的剪切變形,真實(shí)地反映土的受力狀態(tài);砂土采用HSS本構(gòu)模型[16],該本構(gòu)模型采用鄧肯-張(Duncan-Chang)非線性彈性模型來(lái)分析土屈服前的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系,遵循莫爾-庫(kù)倫強(qiáng)度準(zhǔn)則,運(yùn)用加工硬化定律計(jì)算土的塑性變形,引進(jìn)小應(yīng)變剪切模量G0來(lái)考慮土的初始剛度。

典型工況樁-土有限元分析過(guò)程:在樁頂施加12 480 kN的水平荷載、1 381 kN·m的彎矩,分80個(gè)荷載步逐級(jí)施加,直至土體產(chǎn)生塑性破壞。土體最終狀態(tài)下的塑性區(qū)分布如圖4所示,水平位移如圖5所示。圖4中表層和樁端的土體均已破壞,表層土體的水平位移最大,達(dá)到0.22m。

注:紅色區(qū)域?yàn)樗苄詤^(qū)。

圖5 土體水平位移云圖

通過(guò)大量有限元算例分析得出極限承載狀況下樁側(cè)土體的水平變形規(guī)律,如圖6所示,從圖中可以看出,在水平荷載作用下,當(dāng)樁側(cè)土體產(chǎn)生較大變形時(shí),基礎(chǔ)距泥面0.7L～0.8L深度處會(huì)產(chǎn)生一個(gè)旋轉(zhuǎn)中心。由此可分析出樁側(cè)土體的破壞模式(見(jiàn)圖7),即以旋轉(zhuǎn)中心到樁端為半徑的圓周范圍內(nèi)的土體會(huì)發(fā)生整體旋轉(zhuǎn)剪切破壞;圓周以上的土體會(huì)發(fā)生楔形體剪切破壞;同時(shí)樁側(cè)的土體會(huì)受到豎向的摩擦力;樁端的土體會(huì)發(fā)生水平剪切破壞。由此可見(jiàn),有限元計(jì)算得出的樁側(cè)土體在極限荷載作用下的受力模式與PISA的四剛度法一致。

圖6 樁側(cè)土體水平變形趨勢(shì)

圖7 樁側(cè)土體破壞模式

通過(guò)有限元計(jì)算得到表征樁-土作用特性的三組重要曲線:泥面處樁身剪力-水平位移關(guān)系曲線(見(jiàn)圖8、9)、泥面處樁身彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線(見(jiàn)圖8、9)、樁身位移隨土層深度變化曲線(見(jiàn)圖10)。

圖8 黏性土的單樁土反力曲線

注:1—L/D=3.64;2—L/D=4.71;3—L/D=6.36;4—L/D=8.24。

通過(guò)分析上述曲線得出單樁參數(shù)對(duì)樁-土作用特性的影響規(guī)律。

1) 當(dāng)土體處于小變形狀態(tài)時(shí),單樁水平位移隨水平力的增大呈線性增大,此時(shí),土體處于彈性狀態(tài),直線的斜率可反映土的初始剛度。

2) 當(dāng)土體處于大變形狀態(tài)時(shí),單樁水平位移隨水平力的增大呈非線性增大,且隨著位移增大,曲線斜率減小,說(shuō)明土體進(jìn)入塑性狀態(tài),剛度逐漸降低。對(duì)于黏性土,當(dāng)土體處于臨界破壞狀態(tài)時(shí),剪力達(dá)到峰值,土體破壞后,剪力降低,而變形急劇增大;對(duì)于砂性土,當(dāng)土體處于臨界破壞狀態(tài)時(shí),曲線出現(xiàn)明顯的拐點(diǎn),土體破壞后,砂土顆粒會(huì)發(fā)生重分布,土體能繼續(xù)承載,但土體剛度明顯降低。

3) 當(dāng)單樁處于極限承載狀態(tài)時(shí),樁徑越大、入泥深度越深,則土體產(chǎn)生相同變形所需的外力越大,即承載力越高。

4) 無(wú)論土體處于何種狀態(tài),單樁在土層一定深度處(0.6

5) 單樁入泥深度與樁徑的比值,即L/D,反映了樁的剛度及受力模式。L/D越大,如曲線3和4,則單樁越趨近于彈性長(zhǎng)樁,即單樁在水平力作用下整體呈彎曲狀;L/D越小,如曲線1和2,則單樁越趨近于剛性短樁,即單樁在水平力作用下整體呈傾斜狀。地基剛度也對(duì)單樁的受力模式有顯著影響。在特定地質(zhì)條件下,可通過(guò)變化不同的L/D,建立多個(gè)工況進(jìn)行分析,確定單樁剛?cè)岬慕缦蕖?/p>

綜合上述分析,單樁的承載能力、受力模式等樁-土作用特性與樁徑D、入泥深度L、入泥深度與樁徑比L/D三個(gè)因素相關(guān)。因此,在特定地質(zhì)條件下,針對(duì)這三個(gè)變量,可設(shè)置上、下限,建立8個(gè)有限元模型的包絡(luò)空間,根據(jù)包絡(luò)空間的計(jì)算結(jié)果,擬合土反力曲線的參數(shù),得出包絡(luò)空間中設(shè)計(jì)工況的土反力曲線,用于單樁基礎(chǔ)的優(yōu)化設(shè)計(jì)。

3 PISA方法的工程驗(yàn)證

濱海項(xiàng)目對(duì)100個(gè)單樁基礎(chǔ)的風(fēng)機(jī)機(jī)位均進(jìn)行了整機(jī)頻率的監(jiān)測(cè),實(shí)測(cè)頻率見(jiàn)圖11。

濱海項(xiàng)目單樁基礎(chǔ)樁徑為5.5m～6.1m,樁長(zhǎng)為60m～75m,壁厚為50mm～80mm。塔筒直徑為3.12m～5.5m,高度為73.84m,壁厚為15mm～57mm。風(fēng)機(jī)重量為239 t。樁基入泥深度范圍內(nèi)土層主要以粉質(zhì)黏土、粉土為主,地層參數(shù)如表2所示。

表2 濱海項(xiàng)目地層參數(shù)

整機(jī)頻率受地質(zhì)條件、水深、輪轂高度、風(fēng)機(jī)重量、基礎(chǔ)剛度等因素的影響,因此各機(jī)位的頻率均不相同,變化規(guī)律復(fù)雜。對(duì)于同一風(fēng)場(chǎng),各機(jī)位的風(fēng)機(jī)重量和輪轂高度一般相同,本文綜合考慮地質(zhì)條件、水深、基礎(chǔ)剛度等因素,選取其中3個(gè)代表性的機(jī)位進(jìn)行單樁基礎(chǔ)頻率計(jì)算,并與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)頻率進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證,具體步驟如下。

1) 設(shè)置樁徑D、入泥深度L、入泥深度與樁徑比L/D三個(gè)變量的上、下限,樁徑D取5～8m,入泥深度L取32～50m,L/D取4～10。建立8個(gè)模型的包絡(luò)空間,進(jìn)行樁-土有限元計(jì)算。

2) 根據(jù)第一步的計(jì)算結(jié)果擬合PISA四剛度法的土反力曲線參數(shù),生成包絡(luò)空間中設(shè)計(jì)工況的土反力曲線。

3) 將土反力曲線作為帶有非線性剛度的土彈簧導(dǎo)入SACS 14軟件,并建立單樁-塔筒-風(fēng)機(jī)一體化模型(見(jiàn)圖12),進(jìn)行頻率計(jì)算。由機(jī)艙、輪轂及葉片組成的風(fēng)機(jī)系統(tǒng)可進(jìn)行360°偏航,因此風(fēng)機(jī)系統(tǒng)具有對(duì)稱性,通?？蓪⑵浜?jiǎn)化為塔筒頂部的一個(gè)集中質(zhì)量點(diǎn)。

圖12 基礎(chǔ)-塔筒-風(fēng)機(jī)一體化模型

4) 采用API規(guī)范、Ramboll方法的p-y曲線進(jìn)行單樁頻率計(jì)算。

5) 對(duì)比分析上述各方法的單樁頻率,并通過(guò)工程實(shí)測(cè)頻率進(jìn)行驗(yàn)證。

各方法計(jì)算的單樁基礎(chǔ)頻率與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)的對(duì)比見(jiàn)表3。

表3 單樁基礎(chǔ)計(jì)算頻率與實(shí)測(cè)頻率對(duì)比

通過(guò)對(duì)比表中的數(shù)據(jù)可得出以下結(jié)論。

1) 由于單樁基礎(chǔ)較柔,通常容易接近風(fēng)機(jī)的1P,進(jìn)而產(chǎn)生共振,因此單樁基礎(chǔ)設(shè)計(jì)時(shí)需選擇合適的頻率避開(kāi)風(fēng)機(jī)的1P。單樁重量越輕,則頻率越低,也越接近風(fēng)機(jī)的1P,因此頻率計(jì)算的準(zhǔn)確性會(huì)直接影響樁重。根據(jù)以往項(xiàng)目的工程經(jīng)驗(yàn),單樁基礎(chǔ)計(jì)算的頻率往往低于實(shí)測(cè)值,這就導(dǎo)致設(shè)計(jì)偏于保守。API規(guī)范計(jì)算的頻率偏低,很大程度上低估了土的剛度;相比API規(guī)范,PISA方法與Ramboll方法計(jì)算的頻率均更接近實(shí)測(cè)頻率,且兩者仍具有一定的安全裕度。

2) 對(duì)比3個(gè)機(jī)位的計(jì)算頻率與實(shí)測(cè)頻率可知,PISA方法的計(jì)算結(jié)果均低于實(shí)測(cè)值,說(shuō)明PISA方法具有較好的穩(wěn)定性和可靠性。

4 單樁基礎(chǔ)優(yōu)化設(shè)計(jì)

本文依托國(guó)電投神泉一(二期)工程的典型機(jī)位,采用PISA方法進(jìn)行單樁基礎(chǔ)優(yōu)化設(shè)計(jì),并與Ramboll的設(shè)計(jì)成果和API規(guī)范的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。

國(guó)家電投揭陽(yáng)神泉一(二期)海上風(fēng)電場(chǎng)項(xiàng)目水深范圍33～39 m,場(chǎng)址中心離岸距離約26 km。安裝13臺(tái)單機(jī)容量7.0 MW的風(fēng)電機(jī)組,總裝機(jī)容量為91 MW?；A(chǔ)型式為單樁基礎(chǔ),附屬構(gòu)件包括外平臺(tái)、內(nèi)平臺(tái)、靠船件、外加電流陰極保護(hù)系統(tǒng)等,計(jì)算時(shí)均以附加質(zhì)量的方式施加至單樁相應(yīng)的高程位置,同時(shí)水下部分考慮附連水質(zhì)量對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的影響。

神泉一項(xiàng)目典型機(jī)位單樁基礎(chǔ)樁徑為6.0 m～8.8 m,樁長(zhǎng)約100 m,壁厚為68 mm～95 mm。塔筒直徑為4.145 m～6.0 m,高度為85.46 m,壁厚為22 mm～78 mm。風(fēng)機(jī)重量為431 t。樁基入泥深度范圍內(nèi)土層主要以粉砂、細(xì)砂、粉土、粉質(zhì)黏土為主,地層參數(shù)如表4所示。

表4 神泉一項(xiàng)目地層參數(shù)

單樁基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)工況主要包含極端工況(ULS)、正常運(yùn)行工況(SLS)、疲勞工況(FLS)和頻率計(jì)算工況(NFA),針對(duì)單樁基礎(chǔ)各設(shè)計(jì)工況的計(jì)算結(jié)果,進(jìn)行詳細(xì)的對(duì)比分析。

4.1 ULS

該工況主要進(jìn)行單樁基礎(chǔ)在50年一遇極端狀況下,風(fēng)、波浪、海流聯(lián)合作用時(shí)的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度、穩(wěn)定、承載力的驗(yàn)算。結(jié)果通過(guò)UC值(彎曲抗力系數(shù))綜合反映,UC值小于1,則單樁基礎(chǔ)可承受極端狀況下的荷載作用,滿足設(shè)計(jì)要求。

PISA方法的計(jì)算結(jié)果見(jiàn)圖13、14,各方法的對(duì)比見(jiàn)表5。從表中數(shù)據(jù)可知,PISA方法的結(jié)果滿足設(shè)計(jì)要求,且比Ramboll方法和API規(guī)范小。

表5 單樁基礎(chǔ)UC值對(duì)比

圖13 泥面以上鋼管樁的UC值

4.2 SLS

該工況主要進(jìn)行單樁基礎(chǔ)在風(fēng)機(jī)正常運(yùn)行狀況下泥面處轉(zhuǎn)角的計(jì)算,結(jié)果需滿足規(guī)范要求的0.25°,即0.004 36 rad。采用PISA方法的計(jì)算結(jié)果見(jiàn)圖15。從圖中數(shù)據(jù)可知,單樁基礎(chǔ)泥面處,即高程0 m處的轉(zhuǎn)角為0.003 64 rad,滿足規(guī)范要求。

圖15 樁身轉(zhuǎn)角

單樁基礎(chǔ)的泥面處轉(zhuǎn)角與其入泥深度相關(guān),隨著入泥深度增加,轉(zhuǎn)角減小;當(dāng)入泥達(dá)到一定深度,即設(shè)計(jì)入泥深度時(shí),轉(zhuǎn)角變化很小,趨于穩(wěn)定。采用PISA方法設(shè)計(jì)的單樁入泥深度為41 m,Ramboll方法為45.5 m,API規(guī)范為52 m。

4.3 FLS

該工況主要進(jìn)行單樁基礎(chǔ)在長(zhǎng)期循環(huán)往復(fù)的風(fēng)機(jī)荷載和波浪荷載作用下的疲勞驗(yàn)算。雖然單樁基礎(chǔ)無(wú)復(fù)雜的節(jié)點(diǎn)型式,抗疲勞性能好,但其變截面段存在一定的應(yīng)力集中,在風(fēng)機(jī)、波浪等動(dòng)力荷載循環(huán)作用下,焊縫處會(huì)產(chǎn)生累積疲勞損傷,導(dǎo)致結(jié)構(gòu)強(qiáng)度降低,根據(jù)簡(jiǎn)化彈塑性假設(shè)和Miner累計(jì)疲勞綜合準(zhǔn)則,對(duì)其進(jìn)行疲勞驗(yàn)算。

單樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)無(wú)桿件交接部位,計(jì)算尋找累積疲勞損傷最大的節(jié)點(diǎn),評(píng)估其累計(jì)疲勞損傷情況。對(duì)于大直徑單樁基礎(chǔ),疲勞計(jì)算位置選取變截面處,即圖16中A、B、C三個(gè)區(qū)域。分別計(jì)算上述每個(gè)位置的風(fēng)浪聯(lián)合作用的疲勞損傷和打樁產(chǎn)生的疲勞損傷,再將兩者線性疊加,得到累積損傷,用以評(píng)估結(jié)構(gòu)的抗疲勞設(shè)計(jì)安全性。對(duì)于疲勞損傷較大部位的焊縫進(jìn)行打磨處理,S-N曲線采用C1曲線;對(duì)于未打磨焊縫的部位,采用D曲線。單樁基礎(chǔ)疲勞損傷計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表6,均小于1,單樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)疲勞壽命可滿足設(shè)計(jì)要求。

表6 單樁基礎(chǔ)關(guān)鍵部位疲勞損傷計(jì)算結(jié)果

圖16 單樁基礎(chǔ)疲勞分析關(guān)鍵部位

單樁基礎(chǔ)疲勞損傷主要受樁徑和壁厚的影響。PISA方法設(shè)計(jì)的樁徑為8.8 m,最大壁厚為90 mm;Ramboll方法設(shè)計(jì)的樁徑為8.8 m,最大壁厚為95 mm;API規(guī)范設(shè)計(jì)的樁徑為8.8 m,最大壁厚為110 mm。

4.4 NFA

該工況主要進(jìn)行單樁基礎(chǔ)的頻率計(jì)算,計(jì)算結(jié)果需控制在風(fēng)機(jī)廠家允許的頻率范圍內(nèi),即0.20 Hz～0.27 Hz之間。

頻率計(jì)算需建立基礎(chǔ)-塔筒-風(fēng)機(jī)的一體化模型,將葉輪和機(jī)艙簡(jiǎn)化為一個(gè)集中質(zhì)量單元,計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表7。從表中數(shù)據(jù)可知,PISA方法的結(jié)果滿足設(shè)計(jì)要求,介于Ramboll方法和API規(guī)范之間,略低于Ramboll的結(jié)果。若按API規(guī)范設(shè)計(jì),則頻率偏低,荷載偏大,導(dǎo)致設(shè)計(jì)樁重偏大。

表7 單樁頻率對(duì)比

綜上,相比Ramboll設(shè)計(jì)成果,采用PISA方法進(jìn)行單樁基礎(chǔ)優(yōu)化設(shè)計(jì),其單樁入泥深度可減少4.5m,部分筒節(jié)壁厚可由95mm優(yōu)化至90mm,整體樁重大約減輕100 t,優(yōu)化后單樁重量約1 400 t。若采用API規(guī)范設(shè)計(jì),則樁重增加30%以上。

5 結(jié) 論

本文對(duì)API規(guī)范的p-y曲線法、Ramboll方法和PISA方法進(jìn)行了深入研究,將這三種方法計(jì)算的單樁頻率與工程實(shí)測(cè)頻率進(jìn)行對(duì)比,并依托國(guó)電投神泉一(二期)工程將三種方法的單樁基礎(chǔ)設(shè)計(jì)成果進(jìn)行對(duì)比分析,主要結(jié)論如下。

1) PISA方法通過(guò)分布在樁側(cè)及樁端的四種剛度的彈簧,來(lái)模擬樁-土的相互作用,相比API規(guī)范的p-y曲線和Ramboll方法,更真實(shí)地反映了大直徑單樁基礎(chǔ)的受力情況。

2) 通過(guò)樁徑、入泥深度、入泥深度與樁徑比3個(gè)因素控制的8個(gè)有限元模型的包絡(luò)空間的計(jì)算結(jié)果,可以準(zhǔn)確擬合PISA方法的土反力曲線,用于單樁基礎(chǔ)的優(yōu)化設(shè)計(jì)。

3) 通過(guò)對(duì)濱海項(xiàng)目的單樁基礎(chǔ)頻率的驗(yàn)證,PISA方法相比API規(guī)范做了較大程度的優(yōu)化,但仍具有一定的安全裕度,且穩(wěn)定性好、可靠性高。

4) 依托國(guó)電投神泉一(二期)工程,采用PISA方法進(jìn)行單樁基礎(chǔ)優(yōu)化設(shè)計(jì),所設(shè)計(jì)的單樁重量相比Ramboll方法優(yōu)化了6%～7%,相比API規(guī)范優(yōu)化了30%以上。