摘 要：在海上升壓站導(dǎo)管架鋼管樁基礎(chǔ)水下沉樁施工過程中，受導(dǎo)管架套筒喇叭口與打樁錘錘帽干涉影響，需在鋼管樁與錘帽之間增設(shè)送樁器作為替打工裝。送樁器長期承受大能量錘擊載荷，使用壽命尚不明確。針對該問題，以某海上升壓站導(dǎo)管架沉樁施工為研究背景， 基于一維縱波理論對送樁器沖擊應(yīng)力進(jìn)行求解，通過使用Solidworks軟件建立送樁器模型，對其在承受不同周期性沖擊載荷下的應(yīng)力分布及疲勞損壞情況進(jìn)行數(shù)值模擬，并通過高應(yīng)變監(jiān)測設(shè)備獲取結(jié)構(gòu)實(shí)時應(yīng)力數(shù)據(jù)進(jìn)行對比。結(jié)果表明：送樁器在不同沖擊能量下的最大應(yīng)力位置相同，送樁器疲勞壽命與沖擊能量呈反比例指數(shù)關(guān)系，送樁器模擬應(yīng)力值與高應(yīng)變監(jiān)測應(yīng)力值的誤差在考慮能量消散比例后僅為2.77%。

關(guān)鍵詞：海上風(fēng)電；送樁器；沖擊應(yīng)力；疲勞分析；數(shù)值模擬

中圖分類號：P752 """"" """""""""""""""文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

0 引 言

隨著當(dāng)前全球資源和能源結(jié)構(gòu)調(diào)整轉(zhuǎn)型，新興能源的研究與開發(fā)成為世界各國關(guān)注的熱點(diǎn)與焦點(diǎn)［1］。其中，風(fēng)能作為地球儲量豐富的資源之一，因其清潔可靠、無需進(jìn)口等優(yōu)勢，成為可再生能源中發(fā)展最快、應(yīng)用最廣泛的主力軍［2-3］。在海洋強(qiáng)國戰(zhàn)略及“3060”、“雙碳”目標(biāo)等政策引導(dǎo)下，中國海上風(fēng)電產(chǎn)業(yè)發(fā)展迅猛，各省份相繼開展海上風(fēng)電活動，并出臺大量電價優(yōu)惠政策引導(dǎo)鼓勵，海上風(fēng)電場規(guī)模和裝機(jī)容量不斷擴(kuò)大，海洋結(jié)構(gòu)物也向超大型化、非常規(guī)化發(fā)展，浮式風(fēng)機(jī)的出現(xiàn)更標(biāo)志著風(fēng)電產(chǎn)業(yè)呈現(xiàn)出正在由近海向深水拓展的趨勢［4-6］。其中，海上升壓站作為海上風(fēng)場的電能匯集中心，是實(shí)現(xiàn)海上向陸地輸變電的重要設(shè)施，同時也是整個海上風(fēng)場成敗的關(guān)鍵。

海上升壓站導(dǎo)管架基礎(chǔ)根據(jù)吊放導(dǎo)管架先后順序關(guān)系可分為后樁法施工的外套式導(dǎo)管架和采用先樁法施工的內(nèi)插式導(dǎo)管架兩種［7］，在后樁法施工工藝中又分為水上打樁和水下打樁兩種方式。其中，水下打樁施工時常出現(xiàn)打樁錘錘帽與導(dǎo)管架套筒的喇叭口產(chǎn)生干涉、打樁錘入水作業(yè)深度有限、鋼樁貫入具體數(shù)值無法掌控等一系列問題，業(yè)界內(nèi)普遍采用在鋼管樁和錘帽之間增設(shè)送樁器的方式加以解決。楊昊等［8］、時學(xué)海［9］、王芳輝等［10］闡述了送樁器在海上工程中的使用方法與效果，驗(yàn)證了其具有成本低、適配范圍廣、施工效果好等特點(diǎn)；孫要兵［11］和薛峰等［12］分別通過有限元軟件對錘體和送樁器應(yīng)力應(yīng)變進(jìn)行仿真計算，同時證明了送樁器具有降低鋼管樁本體沖擊應(yīng)力、延長沖擊時長的作用；劉捷等［13-14］、王亞輝［15］、李森等［16］則重點(diǎn)對送樁器能量消散問題展開深入研究，并輔以高應(yīng)變監(jiān)測數(shù)據(jù)對比驗(yàn)證，為錘體選型及送樁器結(jié)構(gòu)設(shè)計提供了參考。以上學(xué)者從理論、仿真及實(shí)驗(yàn)等多個角度對送樁器進(jìn)行了研究，取得的成果對送樁器海上工程實(shí)踐均具備關(guān)鍵指導(dǎo)意義。但送樁器結(jié)構(gòu)本身長期承受液壓錘周期性大能量沖擊載荷，屬于典型的疲勞易損件，鮮有學(xué)者對其疲勞壽命進(jìn)行分析與研究。李文森［17］依據(jù)經(jīng)驗(yàn)提出可通過合理選材、優(yōu)化結(jié)構(gòu)壁厚等途徑以降低送樁器結(jié)構(gòu)的疲勞損壞，但仍缺少數(shù)值模擬結(jié)果作為支撐。

本文以某海上升壓站導(dǎo)管架鋼管樁沉樁施工工程為背景，通過使用Solidworks軟件建立送樁器計算模型，基于一維縱波理論對送樁器沖擊應(yīng)力求解，并以算得的沖擊應(yīng)力值作為打樁應(yīng)力計算和疲勞計算的初始載荷，對送樁器在承受不同周期性沖擊載荷下的應(yīng)力分布及疲勞損壞情況進(jìn)行數(shù)值模擬，進(jìn)而分析錘擊能量與結(jié)構(gòu)疲勞壽命的關(guān)系。最后，通過施工現(xiàn)場高應(yīng)變監(jiān)測設(shè)備獲取實(shí)時應(yīng)力數(shù)據(jù)與模擬計算值進(jìn)行對比，驗(yàn)證算法的可靠性，為送樁器沖擊載荷下的疲勞壽命預(yù)報及其在錘擊過程的安全性和可靠性評估提供參考。

1 沖擊理論

1.1 一維縱波沖擊理論

通常情況下，當(dāng)樁長遠(yuǎn)大于樁徑時，可將樁看作一維細(xì)長桿狀結(jié)構(gòu)。送樁器本體近似于細(xì)長桿狀結(jié)構(gòu)，可基于一維縱波理論對錘體和送樁器之間的沖擊進(jìn)行研究［18］。如圖1所示，在送樁器簡化圖中，以一個速度為[v]的剛體沿軸向?qū)λ蜆镀鬟M(jìn)行沖擊，根據(jù)牛頓第三定律和動量守恒定律可得出[dt]時間送樁器結(jié)構(gòu)[dx]內(nèi)產(chǎn)生的沖擊應(yīng)力[σ0]為：

[σ0=EsvCs=ρsEsv=ρsCsv] （1）

式中：[Es]——送樁器的彈性模量，Pa；[Cs]——應(yīng)力波在送樁器結(jié)構(gòu)體內(nèi)的傳播速度，m/s；[ρs]——送樁器的密度，kg/m3。

在產(chǎn)生沖擊應(yīng)力[dx]部分中，沖擊波能量的一部分為送樁器由于形變而產(chǎn)生的應(yīng)變勢能[Uζ]，一部分為[dx]部分送樁器體內(nèi)的動能[UK]，即：

[Uξ=σAsdu2=σ2AsCsdt2Es=σ2Asdx2Es] （2）

式中：[As]——送樁器的截面積，m2；[du]——送樁器[dx]段的形變量，m。

[UK=AsCsρsv2dt2=σ2Asdx2Es] （3）

通過式（2）和式（3）可知，所產(chǎn)生的應(yīng)變勢能與動能等值。由于沖擊應(yīng)力是時間的函數(shù)[σ（t）]，沖擊持續(xù)時間為[T]，則單次沖擊總能量為：

[U=Uζ+UK=0Tσ2（t）AsCsEsdt] （4）

1.2 沖擊系統(tǒng)沖擊應(yīng)力求解

如圖2所示，Ⅰ和Ⅱ分別表示錘體和送樁器。當(dāng)錘體以v0的速度沖擊撞向送樁器頂端，則根據(jù)接觸面的連續(xù)條件、牛頓第三定律和動量守恒定律可得送樁器頂端所產(chǎn)生的沖擊應(yīng)力[σ]為：

[σ=AcEcρcAcEcρc+AsEsρsEsρsv0] （5）

式中：[Ec]——錘體彈性模量，Pa；[Cc]——應(yīng)力波在錘體內(nèi)的傳播速度，m/s；[ρc]——錘體密度，kg/m3；[Ac]——錘體的截面積，m2。

根據(jù)錘體能量守恒定律，錘體以最大當(dāng)量行程[Hmax]沖擊時，錘體的沖擊速度[v0=2gHmax]。根據(jù)式（5）可得送樁器頂端所產(chǎn)生的沖擊應(yīng)力為：

[σ=2EsρsgHmax1+AsEsρs/AcEcρc] （6）

2 計算模擬

采用Solidworks simulation模塊進(jìn)行計算，計算思路為先行通過靜力模塊計算初始打樁應(yīng)力，后將求得的打樁應(yīng)力作為周期性載荷添加至疲勞計算的邊界條件中。

2.1 打樁應(yīng)力計算

擬投入施工使用的送樁器整體為Q355B材質(zhì)焊接的管狀鋼結(jié)構(gòu)，長約11 m，頂部外徑2.13 m，內(nèi)部周向布置有加強(qiáng)環(huán)板與肘板，外部設(shè)有兩個對稱的圓柱式吊耳供吊裝用，送樁器結(jié)構(gòu)整體重質(zhì)量約4.5 t，送樁器整體尺寸大小和實(shí)體結(jié)構(gòu)如圖3a和圖3b所示。

2.1.1 模型建立

通過使用Solidworks進(jìn)行1∶1建模，由于兩個吊耳非主要計算校核結(jié)構(gòu)，因此建模時可忽略，模型如圖4所示。

2.1.2 網(wǎng)格劃分

由于結(jié)構(gòu)整體較為規(guī)則，采用標(biāo)準(zhǔn)正四面體網(wǎng)格形式，網(wǎng)格邊長尺寸為40 mm，將網(wǎng)格密度調(diào)整為良好，網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖5所示。

2.1.3 約束施加

實(shí)際施工時送樁器底部圓柱體套入鋼管樁頂作為替打，送樁器與鋼管樁之間為鋼管嵌套的面接觸關(guān)系，依靠自身結(jié)構(gòu)進(jìn)行限位，無焊接等特殊固定約束。因此主要通過鋼管樁的上端面對送樁器進(jìn)行垂向位移約束，鋼管樁的內(nèi)壁對送樁器進(jìn)行橫向位移約束，同時釋放送樁器在樁內(nèi)的旋轉(zhuǎn)約束，約束施加如圖6a和圖6b所示。

2.1.4 載荷施加

送樁器所施加的載荷主要為其上端面承受來自打樁錘錘芯的沖擊載荷?，F(xiàn)場擬投入IHC S1400打樁錘進(jìn)行錘擊施工，該錘為雙作用式液壓錘，通過在液壓油缸上腔設(shè)置氮?dú)馐?，再由液壓閥控制液壓油缸上升時壓縮氮?dú)?，抵達(dá)設(shè)定高度后，將壓縮的氮?dú)饽芰克矔r釋放，連同錘芯自重一起作用，達(dá)到加速錘芯下落的效果［19-20］。

該錘錘體材質(zhì)為高鉻合金，錘體密度[ρc=]7.70×103 kg/m3，錘體彈性模量[Ec=]2.00×1011 Pa，錘體直徑2.40 m，則錘體截面積[Ac=4.52] m2；送樁器整體結(jié)構(gòu)材質(zhì)均為Q355B鋼，送樁器密度[ρs=]7.85×103 kg/m3，送樁器彈性模量[Es=]2.10×1011 Pa，送樁器上端面外徑2.13 m，內(nèi)徑1.93 m，則送樁器上端面截面積[As=0.64] m2。重力加速度[g=9.81] m/s"最大當(dāng)量沖程[Hmax]經(jīng)查該錘使用手冊為1.00 m。將上述數(shù)據(jù)代入式（6），可求得當(dāng)打樁錘按最大沖程錘擊時，送樁器所受沖擊應(yīng)力[σ=156.86 MPa]，并施加于送樁器上端面上，如圖7所示。

2.1.5 計算結(jié)果

計算結(jié)果如圖8所示，當(dāng)打樁錘對送樁器上端面施加最大沖程錘擊時，送樁器整體結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力值為298.79 MPa，最大應(yīng)力位置在上部圓柱體的變徑處，且結(jié)構(gòu)下部由于套入鋼管樁內(nèi)，非主要承載結(jié)構(gòu)，因此整體應(yīng)力較小。

2.2 疲勞計算

2.2.1 最大沖擊能量下的疲勞響應(yīng)

在Solidworks simulation模塊下重新創(chuàng)建疲勞分析算例，并將前述靜應(yīng)力求解結(jié)果添加，作為單個周期的響應(yīng)分析。擬施工的海上升壓站導(dǎo)管架鋼管樁基礎(chǔ)共4根，結(jié)合以往施工經(jīng)驗(yàn)、沉樁區(qū)域地勘資料及打樁錘性能等因素，擬定疲勞計算載荷循環(huán)周期10000次，即施工總錘擊數(shù)為10000次，周期為2 s。為防止施工過程中發(fā)生拒錘等不可預(yù)見因素，送樁器的疲勞壽命應(yīng)按承受10000次最大沖程沖擊進(jìn)行校核較為穩(wěn)妥。因此，算例為已定義周期的恒定高低幅度算例。

1）交替應(yīng)力算法與平均應(yīng)力糾正

在疲勞計算屬性中，送樁器與鋼管樁嵌套接觸，系統(tǒng)整體沿管樁中軸線中心對稱，交替應(yīng)力方式應(yīng)為對等應(yīng)力形式，且送樁器結(jié)構(gòu)采用韌性材料，平均應(yīng)力糾正方法應(yīng)采用Gerber算法。

2）應(yīng)力波動特征

送樁器在錘擊過程中承受的周期性載荷為0～156.86 MPa之間的交替載荷，該過程的應(yīng)力波動特征符合圖9所示的曲線，整體符合三角函數(shù)特征，應(yīng)力比值[R]為0。

3）疲勞特征

送樁器接受沖擊載荷的頻次預(yù)計達(dá)10000次，屬于高周疲勞件。高周疲勞分析是基于應(yīng)力-疲勞（S-N）方法，疲勞分析結(jié)果與S-N曲線直接相關(guān)，該曲線可反映導(dǎo)致疲勞失效所需的應(yīng)力水平與循環(huán)次數(shù)的對應(yīng)關(guān)系［21］。本送樁器S-N曲線如圖10所示，疲勞計算時需將其中數(shù)據(jù)賦到材料疲勞屬性中。

4）計算結(jié)果

疲勞計算結(jié)果如圖11a和圖11b所示，送樁器結(jié)構(gòu)在10000次0-156.86 MPa交替沖擊載荷影響下，結(jié)構(gòu)最大損壞百分比為12.160%，預(yù)報疲勞壽命為82268次。

2.2.2 不同沖擊能量下的疲勞響應(yīng)

施工時實(shí)際最大錘擊能量通?？刂圃谠O(shè)備性能的75%～95%區(qū)間，按75%～95%不同沖擊能量重復(fù)上述疲勞計算，可得出圖12a～圖12j所示的結(jié)果。

根據(jù)圖11、圖12獲取的數(shù)據(jù)，可整理出圖13所示的結(jié)果。由圖13可知，隨著沖擊能量的增大，送樁器結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力值增大，基本呈線性變化的關(guān)系，而送樁器疲勞壽命則大致呈指數(shù)下降的趨勢。

3 高應(yīng)變實(shí)測與模擬結(jié)果對比分析

3.1 高應(yīng)變設(shè)備安裝原理

待監(jiān)測鋼管樁長約58 m，外徑2.6 m，頂部壁厚為50 mm。由于實(shí)際施工過程中，需根據(jù)現(xiàn)場實(shí)際樁身下沉情況動態(tài)調(diào)整錘擊能量，根據(jù)施工區(qū)域泥質(zhì)特征，暫設(shè)定系統(tǒng)錘擊能量為80%最大錘擊能量，即960 kJ。

高應(yīng)變監(jiān)測設(shè)備選用PDA-8G型打樁分析儀，在距離樁頂2.6 m位置處（鋼管樁吊耳下方）兩側(cè)對稱安裝工具式應(yīng)變傳感器和加速度計。高應(yīng)變設(shè)備作用原理為：在具備足夠的錘擊能量使得樁土之間產(chǎn)生一定的相對位移的條件下，測量每一錘擊過程中作用的樁上的力波[F（t）]和加速度波[a（t）]，積分后得速度波[v（t）]，由FEI系統(tǒng)進(jìn)行信號采集、數(shù)據(jù)處理并顯示結(jié)果，得出樁的靜阻力、錘擊力、樁身損傷程度等，設(shè)備安裝位置及現(xiàn)場監(jiān)測情況如圖14a和圖14b所示。

3.2 采集數(shù)據(jù)對比

經(jīng)采集實(shí)時監(jiān)測數(shù)據(jù)，4根鋼管樁（1#、2#、3#、4#）的高應(yīng)變監(jiān)測數(shù)據(jù)曲線如圖15a～圖15h所示，包含每次錘擊所產(chǎn)生的錘擊能量與應(yīng)力信息。

經(jīng)匯總圖15中的高應(yīng)變數(shù)據(jù)信息，可得表1內(nèi)容。

由表1數(shù)據(jù)可知，各樁實(shí)測最大錘擊能量效率在70%～80%區(qū)間，各樁實(shí)測最大應(yīng)力值相差不大。根據(jù)表1統(tǒng)計的各樁最大錘擊能量數(shù)據(jù)，可求得理論沖擊應(yīng)力值，再利用對應(yīng)的沖擊應(yīng)力值重復(fù)上述疲勞模擬計算，可得出對應(yīng)沖擊作用下的送樁器模擬應(yīng)力值，具體數(shù)據(jù)如表2所示。

由表2數(shù)據(jù)可知，送樁器的模擬應(yīng)力值與錘擊能量和理論沖擊應(yīng)力值基本呈正比例關(guān)系，符合一維縱波沖擊理論。將表2中各樁實(shí)測最大應(yīng)力值與送樁器結(jié)構(gòu)在對應(yīng)錘擊能量作用下的模擬應(yīng)力值對比，對比結(jié)果如表3所示。

由表3可知，送樁器結(jié)構(gòu)的模擬應(yīng)力值與各樁實(shí)測應(yīng)力值的誤差在5.30%～21.98%范圍內(nèi)，平均誤差約為11.07%。其中，根據(jù)以往學(xué)者實(shí)踐與計算經(jīng)驗(yàn)，該尺寸下送樁器及鋼管樁結(jié)構(gòu)在能量傳輸上會存在3.30%～13.30%的能量消散［13］，平均消散比例約8.30%。

根據(jù)API規(guī)范［22］，鋼結(jié)構(gòu)在承受動載時，其動應(yīng)力不應(yīng)超過自身屈服強(qiáng)度的80%～90%。本次使用的送樁器材質(zhì)為Q355B鋼，材料屈服強(qiáng)度為355 MPa，整體按屈服強(qiáng)度的85%取值，則材料最大許用動應(yīng)力值為301.75 MPa。各樁實(shí)測最大應(yīng)力與材料最大許用動應(yīng)力比較結(jié)果如表4所示。

由表4數(shù)據(jù)可知，各樁實(shí)測最大應(yīng)力值均小于材料本身最大許用動應(yīng)力值，且安全系數(shù)均在1.3以上，因此滿足實(shí)際施工時的安全需求。

4 結(jié) 論

以某海上升壓站導(dǎo)管架鋼管樁沉樁施工過程為研究對象，基于一維縱波理論對送樁器沖擊應(yīng)力進(jìn)行求解，通過Solidworks軟件建立送樁器模型，模擬不同沖擊能量下送樁器結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布及疲勞壽命，且通過與施工現(xiàn)場高應(yīng)變監(jiān)測設(shè)備獲取實(shí)時應(yīng)力數(shù)據(jù)對比，主要得到如下結(jié)論：

1）送樁器在不同能量沖擊下最大應(yīng)力出現(xiàn)的位置相同，均位于結(jié)構(gòu)腰部變徑處，設(shè)計制造時需對腰部增設(shè)相應(yīng)的肘板及環(huán)板進(jìn)行整體結(jié)構(gòu)加強(qiáng)。

2）送樁器疲勞壽命可被模擬預(yù)報，且與錘擊能量呈反比例指數(shù)關(guān)系，在滿足實(shí)際沉樁施工所需的能量要求下，適當(dāng)降低錘擊能量可顯著提高送樁器結(jié)構(gòu)的使用壽命。

3）以實(shí)際錘擊能量計算，送樁器結(jié)構(gòu)的最大模擬應(yīng)力值基本高于鋼管樁高應(yīng)變監(jiān)測最大應(yīng)力值，且數(shù)值接近，考慮送樁器結(jié)構(gòu)本體在能量傳輸過程中會引起平均比例8.30%的能量消散后，誤差僅為2.77%，可為實(shí)際施工提供一定的指導(dǎo)。

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FATIGUE ANALYSIS OF PILE FOLLOWER UNDER IMPACT LOAD FOR PILE FOUNDATION OF OFFSHORE BOOSTER STATION

Wang Qingpeng"Zhang Minghua2

（1. China Yantai Salvage of Ministry of Transport， Yantai 26401""China；

2. Shandong Energy Group Electric Power Group Co.， Ltd.， Ji’nan 250013， China）

Abstract：Due to the interference between jacket sleeve and hammer during underwater piling of offshore booster station， a pile follower should be installed between pipe pile and hammer. The service life of pile follower， which has been subjected to large energy hammer load for a long time， is not clear as yet. To solve this problem， the piling of an offshore booster station jacket is taken as the research background， the impact stress of pile follower is solved based on one-dimensional longitudinal wave theory， and pile follower model is established by using Solidworks software. The stress distribution and fatigue damage of the pile follower under periodic impact load are simulated numerically， and the real-time stress data of pile follower is obtained by high-strain monitoring equipment. The results show that the maximum stress position of pile follower is same under different impact energy， and the fatigue life of pile follower is inversely proportional to impact energy. The error between simulated stress value of pile follower and high-strain monitoring stress value is only 2.77% after considering energy dissipation.

Keywords：offshore wind power； pile follower； impact stress； fatigue analysis； numerical simulation