黏土中海上風(fēng)電超大型吸力樁基礎(chǔ)沉貫安裝分析

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)行對比；李大勇等[9]對吸力錨的沉貫性進(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)測方法，并建立非線性有限元模型進(jìn)行驗(yàn)證。對于吸力樁基礎(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)果對比。

本文基于國內(nèi)首個(gè)全場采用吸力樁基礎(chǔ)的福建長樂外海海上風(fēng)電場工程，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)向土的擾動效應(yīng)，引入黏土靈敏度，對樁側(cè)土阻力進(jìn)行折減，基于安裝海域?qū)崪y土壤參數(shù)，對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)測值對比分析，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，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)

本文依托福建省長樂外海海上風(fēng)電場實(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)全場采用吸力式基礎(chǔ)的大型風(fēng)電場。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)電場區(qū)海床土壤地質(zhì)勘探實(shí)測資料，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)測得，指原狀土抗剪強(qiáng)度與擾動殘余強(qiáng)度之比，靈敏度越大，受擾動后土體強(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)場測試取得，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)測值進(jìn)行對比，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)測值均基本吻合，最大上限阻力值(HP)稍大于實(shí)測值，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)測值更為接近。

圖4 吸力樁沉貫過程所受阻力對比

3.2 沉貫所需壓差對比分析

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)測值進(jìn)行對比分析，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)測值較為接近，C36機(jī)位所需壓差最可能值(MP)稍大于實(shí)測值，兩個(gè)機(jī)位所需壓差的限值(HP)均大于實(shí)測值；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)測值更為接近。

圖5 吸力樁沉貫過程所需壓差對比

3.3 頂起所需壓差對比分析

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，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吸力樁頂蓋展開屈曲校核驗(yàn)算。使用板單元和殼單元對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)對計(jì)算結(jié)果影響，頂蓋模型下邊界取至頂板以下2 m長處，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樁側(cè)土的擾動效應(yīng)，引入黏土靈敏度，對樁側(cè)土阻力進(jìn)行折減，根據(jù)實(shí)測地質(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)測值對比，驗(yàn)證改進(jìn)方法的有效性和準(zhǔn)確性，進(jìn)一步對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，考慮土體擾動影響對側(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)算方法對深厚軟黏土具有很好的適用性和準(zhǔn)確性，項(xiàng)目成果對經(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。