海上升壓站樁靴式導(dǎo)管架基礎(chǔ)設(shè)計(jì)與數(shù)值分析

鄭燦，劉旭東，馮奕敏，莊杰敏

（中國(guó)能源建設(shè)集團(tuán)廣東省電力設(shè)計(jì)研究院有限公司，廣州 510663）

0 引言

隨著國(guó)內(nèi)能源供給逐漸往新能源方向轉(zhuǎn)變，海上風(fēng)電在國(guó)家大力支持下逐步發(fā)展。作為海上風(fēng)電的核心構(gòu)筑物，海上升壓站有著舉足輕重的作用。由于導(dǎo)管架基礎(chǔ)對(duì)水深的適應(yīng)范圍較廣。目前國(guó)內(nèi)外主流的海上升壓站平臺(tái)大部分采用導(dǎo)管架基礎(chǔ)[1]。根據(jù)導(dǎo)管架與樁連接方式劃分，導(dǎo)管架基礎(chǔ)分為樁靴式基礎(chǔ)和樁腿式基礎(chǔ)[2-3]。

目前國(guó)內(nèi)尚無(wú)研究樁靴式海上升壓站導(dǎo)管架基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)案例，僅有海油項(xiàng)目中的石油平臺(tái)采用了裙樁式導(dǎo)管架基礎(chǔ)，但海油平臺(tái)的受力機(jī)理和使用功能與海上升壓站相比存在較大差異。針對(duì)上述問(wèn)題，本文開(kāi)展了樁靴式升壓站基礎(chǔ)研究，通過(guò)理論研究和計(jì)算分析，形成一套能夠應(yīng)用于實(shí)際工程的樁靴式升壓站基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)方法。

1 海上升壓站導(dǎo)管架基礎(chǔ)

國(guó)內(nèi)運(yùn)行的海上升壓站絕大部分采用樁腿式基礎(chǔ)。樁腿式基礎(chǔ)（見(jiàn)圖1）適用于水深較淺、地質(zhì)條件較好的海域。隨著海上風(fēng)電的發(fā)展，海上風(fēng)電場(chǎng)所在海域水深越來(lái)越深，表層也往往存在深厚軟土層。若采用傳統(tǒng)的樁腿式基礎(chǔ)，則所需導(dǎo)管架主腿截面較大（主腿直徑達(dá)3 m以上），鋼管樁樁長(zhǎng)較長(zhǎng)（110 m以上），海上升壓站施工難度大幅增加。而樁靴式基礎(chǔ)（見(jiàn)圖2）由于樁徑不受導(dǎo)管架主腿截面限制，可調(diào)空間較大，從而適用水深范圍更廣，對(duì)于軟土地區(qū)也可通過(guò)增加樁長(zhǎng)和增大樁徑來(lái)滿(mǎn)足設(shè)計(jì)要求。

圖1 樁腿式海上升壓站導(dǎo)管架基礎(chǔ)Fig.1 Pile leg jacket foundation

圖2 樁靴式海上升壓站導(dǎo)管架基礎(chǔ)Fig.2 Pile shoe jacket foundation

樁靴式海上升壓站導(dǎo)管架基礎(chǔ)主要通過(guò)樁靴和樁之間的高強(qiáng)灌漿料將導(dǎo)管架基礎(chǔ)的力傳遞至鋼管樁上，樁靴和灌漿料受力機(jī)理復(fù)雜，需要采用有限元軟件對(duì)其在不同工況下進(jìn)行詳細(xì)分析和計(jì)算。

2 升壓站設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)

2.1 升壓站構(gòu)筑物級(jí)別和結(jié)構(gòu)安全等級(jí)

海上升壓站作為海上風(fēng)力發(fā)電場(chǎng)的重要構(gòu)筑物，其重要性等級(jí)高于一般風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)。根據(jù)NB/T 31115—2017《風(fēng)電場(chǎng)工程110 kV～220 kV海上升壓變電站設(shè)計(jì)規(guī)范》第3.0.5條規(guī)定，海上升壓變電站應(yīng)按照“無(wú)人值守”方式設(shè)計(jì)[4]。

2.2 環(huán)境荷載設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)

根據(jù)NB/T 31115—2017《風(fēng)電場(chǎng)工程110 kV～220 kV海上升壓變電站設(shè)計(jì)規(guī)范》第3.0.6條規(guī)定，海上升壓變電站的潮位、波浪、海流、海冰和風(fēng)速的設(shè)計(jì)重現(xiàn)期應(yīng)為100年[4]。

2.3 抗震設(shè)防標(biāo)準(zhǔn)

根據(jù)NB/T 10101—2018《風(fēng)電場(chǎng)工程等級(jí)劃分及設(shè)計(jì)安全標(biāo)準(zhǔn)》，海上升壓站的所有架構(gòu)設(shè)備支架和其建（構(gòu)）筑物為標(biāo)準(zhǔn)設(shè)防類(lèi)（丙類(lèi)），則升壓站基礎(chǔ)抗震設(shè)防類(lèi)別為標(biāo)準(zhǔn)設(shè)防類(lèi)（丙類(lèi)）[5]。

3 靜力及動(dòng)力分析

本文結(jié)合廣東省南海海域某海上升壓站項(xiàng)目，采用目前海洋工程常用的海工專(zhuān)業(yè)計(jì)算軟件SACS進(jìn)行整體計(jì)算，針對(duì)不同工況開(kāi)展樁基承載力、結(jié)構(gòu)應(yīng)力、結(jié)構(gòu)疲勞等靜力及動(dòng)力計(jì)算[6]。

3.1 樁基承載力計(jì)算

樁基設(shè)計(jì)采用應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)法，計(jì)算得到所需的樁長(zhǎng)。

3.2 結(jié)構(gòu)靜力及動(dòng)力計(jì)算

3.2.1 海上升壓站的荷載

（1）恒載，包括導(dǎo)管架及上部結(jié)構(gòu)的凈恒載、浮力（分別考慮高低水位的情況）、海生物重量，靜水壓力等；

（2）活載，包括上部結(jié)構(gòu)的活荷載以及操作工況下吊車(chē)起重量等；

（3）風(fēng)荷載，包括操作工況下風(fēng)荷載（考慮10年一遇）及極端工況下風(fēng)浪流荷載（考慮100年一遇）；

（4）偶然荷載，包括地震荷載及船舶事故撞擊荷載[7-8]；

（5）疲勞荷載，包括所在海域的波浪譜荷載。

3.2.2 海上升壓站的工況

（1）承載能力極限狀態(tài)（Ultimate Limit State，ULS），包含極端工況及操作工況；

（2）正常使用極限狀態(tài)（Serviceability Limit State，SLS），主要用于計(jì)算結(jié)構(gòu)變形；

（3）疲勞極限狀態(tài)（Fatigue Limit State，F(xiàn)LS），考慮各種波高分組作用下產(chǎn)生循環(huán)荷載的波浪力的組合；

（4）偶然極限狀態(tài)（Accidental Limit State，ALS），包括地震荷載及船舶事故撞擊荷載；

（5）施工極限狀態(tài)（Construction Limit State，CLS），考慮升壓站吊裝工況下的結(jié)構(gòu)應(yīng)力和變形計(jì)算。

本文設(shè)計(jì)的某項(xiàng)目海上升壓站ULS極端工況下構(gòu)件應(yīng)力單元校核（Unity Check，UC）值如圖3和表1所示，ALS地震工況下構(gòu)件應(yīng)力UC值如圖4和表2所示，上部組塊CLS吊裝工況下構(gòu)件應(yīng)力UC值如圖5所示，下部導(dǎo)管架基礎(chǔ)CLS吊裝工況下構(gòu)件應(yīng)力UC值如圖6所示。

圖5 上部組塊CLS吊裝工況下構(gòu)件應(yīng)力UC圖Fig.5 UC diagram of topside component stress under CLS working condition

圖6 下部導(dǎo)管架基礎(chǔ)CLS吊裝工況下構(gòu)件應(yīng)力UC圖Fig.6 UC diagram of jacket component stress under CLS working condition

表2 地震工況下構(gòu)件應(yīng)力UC值Tab.2 UC value of component stress under seismic working condition

圖3 ULS極端工況下構(gòu)件應(yīng)力UC圖Fig.3 UC diagram of component stress under ULS extreme working condition

圖4 ALS地震工況下構(gòu)件應(yīng)力UC圖Fig.4 UC diagram of component stress under ALS seismic working condition

表1 極端工況下構(gòu)件應(yīng)力UC值Tab.1 UC value of component stress under extreme working condition

海上升壓站在整體吊裝（安裝）工況下，吊點(diǎn)設(shè)于4根主柱頂部，吊裝上部平臺(tái)時(shí)構(gòu)件應(yīng)力最大UC值為0.793，吊裝導(dǎo)管架基礎(chǔ)時(shí)構(gòu)件應(yīng)力最大UC值為0.783，均滿(mǎn)足結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)安全性能要求。

4 樁靴與導(dǎo)管架主腿連接段有限元分析

采用一塊豎向抗剪板以及一對(duì)約克板分別布置在抗剪板的上下層，用于連接導(dǎo)管架主腿與鋼管樁套筒[9]。由于該節(jié)點(diǎn)處桿件布置比較復(fù)雜，本文利用大型通用有限元軟件ANSYS對(duì)局部構(gòu)件進(jìn)行受力分析，采用SHELL181以及SOLID185單元對(duì)模型中的桿件進(jìn)行模擬，具體建模如圖7所示。對(duì)樁靴與導(dǎo)管架主腿連接段分析，計(jì)算結(jié)果如圖8和表3所示。

表3 導(dǎo)管架灌漿連接段有限元分析計(jì)算結(jié)果Tab.3 Finite element calculation results of jacket grouting connection section

圖7 樁靴連接節(jié)點(diǎn)有限元模型Fig.7 Finite element model of skirt shoe connection joint

圖8 局部應(yīng)力云圖Fig.8 Local stress cloud chart

5 灌漿連接段靜力計(jì)算及有限元分析

根 據(jù)DNVGL-ST-0126—2018《Support structures for wind turbines》規(guī)范[10]，鋼管樁的灌漿連接段分為帶剪切鍵圓柱灌漿連接段和不帶剪切鍵圓錐灌漿連接段兩類(lèi)；導(dǎo)管架的灌漿連接段分為后樁法導(dǎo)管架灌漿連接段和先樁法導(dǎo)管架灌漿連接段兩類(lèi)。本文采用DNV GL-ST-0126—2018規(guī)范對(duì)帶剪切鍵圓柱的后柱法灌漿連接段進(jìn)行灌漿分析。

5.1 軸力作用

當(dāng)不等式（1）滿(mǎn)足時(shí)，灌漿連接段的軸力設(shè)計(jì)滿(mǎn)足要求。

式中：FV—單位長(zhǎng)度剪力鍵的設(shè)計(jì)荷載，N/mm；

FVcap,d—單位長(zhǎng)度剪力鍵的承載力設(shè)計(jì)值，N/mm。

單個(gè)剪切鍵單位長(zhǎng)度下設(shè)計(jì)荷載強(qiáng)度由式（2）求得：

式中：Rp—樁半徑，mm；

n—剪力鍵數(shù)量，個(gè)；

V—灌漿段設(shè)計(jì)軸向荷載，N。

單個(gè)剪切鍵單位長(zhǎng)度下承載力設(shè)計(jì)值由式（3）求得：

式中：s—剪力鍵間距，mm；

γm—材料系數(shù)，取2.0；

fbk—灌漿連接段界面抗剪強(qiáng)度，MPa。

灌漿連接段界面抗剪強(qiáng)度可根據(jù)式（4）求得：

其中：Dp—樁靴直徑，mm；

h—剪力鍵高度，mm；

k—徑向剛度系數(shù)；

fck—漿體圓柱體試塊的特征抗壓強(qiáng)度，MPa。

另外，式（4）計(jì)算得到的強(qiáng)度值不應(yīng)超過(guò)式（5）計(jì)算的漿體破壞時(shí)的強(qiáng)度值。

5.2 水平力與彎矩作用

對(duì)于后樁法導(dǎo)管架樁靴與鋼管樁灌漿連接段，從灌漿連接段頂部（樁靴頂）到一半彈性長(zhǎng)度的范圍內(nèi)，受彎矩影響較大，其他部分受彎矩影響較小。鋼管樁的彈性長(zhǎng)度le由式（6）給出：

式中：E—鋼材楊氏模量，MPa；

Ip—導(dǎo)管架樁的慣性矩，mm4；

krD—支撐彈簧剛度，MPa。

支撐彈簧剛度krD可由式（7）計(jì)算：

式中：Rp—樁直徑，mm；

tp—樁壁厚，mm；

Rs—樁靴直徑，mm；

ts—樁靴壁厚，mm；

tg—漿體厚度，mm；

m—鋼材與高強(qiáng)灌漿料的彈模比。

對(duì)于由水平力與彎矩引起的最大名義徑向接觸壓力pnom，可由式（8）計(jì)算：

式中：M0—設(shè)計(jì)水平彎矩，N·mm；

Q0—設(shè)計(jì)水平力，N。

由式（6）—式（8）可知，導(dǎo)管架基礎(chǔ)灌漿連接段的抗彎性能與剪切鍵的高度、寬度、間距以及漿體的抗壓強(qiáng)度等無(wú)關(guān)，與鋼管樁與導(dǎo)管架腿柱的相關(guān)參數(shù)及漿體彈性模量等有關(guān)。

最大名義徑向接觸壓力pnom應(yīng)滿(mǎn)足式（9）：

如果接觸壓力pnom無(wú)法滿(mǎn)足式（9）要求，則需開(kāi)展有限元分析，進(jìn)一步確認(rèn)灌漿連接段是否滿(mǎn)足設(shè)計(jì)要求。本文對(duì)升壓站灌漿連接段開(kāi)展靜力分析，結(jié)果如表4所示。

表4 灌漿連接段靜力分析結(jié)果Tab.4 Static analysis results of grouting connection section

5.3 有限元分析

通過(guò)樁靴與鋼管樁之間的環(huán)形空間內(nèi)灌漿，可以把過(guò)渡段荷載傳遞給鋼管樁，此荷載傳遞是由上部結(jié)構(gòu)經(jīng)過(guò)水泥漿傳至鋼管樁[11]。試驗(yàn)表明，荷載傳遞機(jī)理是水泥漿與鋼管樁表面之間的黏合和密閉摩擦的綜合作用[12]。樁靴段腿柱內(nèi)表面和鋼管樁外表面設(shè)置剪切鍵，帶有剪切鍵的灌漿連接段大樣如圖9所示。

圖9 灌漿連接段大樣Fig.9 Detail drawing of grouting connection section

本文采用ANSYS有限元軟件對(duì)導(dǎo)管架灌漿連接段進(jìn)行數(shù)值模擬，分析結(jié)構(gòu)在設(shè)計(jì)荷載作用下的力學(xué)性能。數(shù)值分析模型主要由四部分組成，分別是導(dǎo)管架部分桿件（端部進(jìn)行約束）、樁靴、鋼管樁和灌漿部分，其荷載及約束情況見(jiàn)圖10。

圖10 灌漿連接段子模型Fig.10 Sub model of grouting connection section

根據(jù)相關(guān)計(jì)算結(jié)果，可以通過(guò)調(diào)整灌漿段長(zhǎng)度及選取高強(qiáng)度灌漿料來(lái)滿(mǎn)足設(shè)計(jì)要求。有限元計(jì)算結(jié)果見(jiàn)圖11和表5。

表5 導(dǎo)管架灌漿連接段有限元計(jì)算結(jié)果Tab.5 Finite element calculation results of jacket grouting connection

圖11 灌漿連接段及漿體應(yīng)力云圖Fig.11 Stress cloud chart of grouting connection section and grout

6 結(jié)論

本文結(jié)合廣東省南海海域某升壓站項(xiàng)目開(kāi)展了樁靴式海上升壓站導(dǎo)管架基礎(chǔ)的靜力和動(dòng)力計(jì)算，進(jìn)行了樁靴和灌漿的有限元分析，形成了一套能夠應(yīng)用于實(shí)際工程的設(shè)計(jì)方法和理論，可為該型式升壓站基礎(chǔ)設(shè)計(jì)提供技術(shù)借鑒。相對(duì)于傳統(tǒng)的樁腿式基礎(chǔ)，樁靴式升壓站基礎(chǔ)由于樁徑不受導(dǎo)管架主腿截面限制，樁徑可調(diào)空間較大，適用水深范圍更廣，對(duì)于軟土地區(qū)也可通過(guò)增加樁長(zhǎng)和增大樁徑來(lái)滿(mǎn)足設(shè)計(jì)要求。目前本文主要的研究成果已在廣東省南海海域近十個(gè)海上風(fēng)電項(xiàng)目中得以應(yīng)用，取得了顯著的經(jīng)濟(jì)效益和社會(huì)效益，在同類(lèi)工程中推廣應(yīng)用前景廣闊。