海上風電大直徑單樁基礎(chǔ)優(yōu)化研究

李啟釗, 孔德煌, 何建濤, 席占生

(國核電力規(guī)劃設(shè)計研究院有限公司,北京 100095)

海上風能作為一種新型的可再生能源,具有資源豐富、靠近負荷中心、節(jié)省土地資源等優(yōu)勢,是國家鼓勵發(fā)展的可再生能源。目前海上風電已逐步走向平價上網(wǎng),設(shè)計優(yōu)化是降低工程造價的重要技術(shù)手段,風機基礎(chǔ)占風電場總造價的20%～30%,國內(nèi)外已建成的海上風電風機基礎(chǔ)75%為單樁基礎(chǔ),因此單樁基礎(chǔ)優(yōu)化設(shè)計是重中之重。對于承受風、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)計的重點和難點。

目前廣泛應(yīng)用的樁-土相互作用分析方法為美國石油協(xié)會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,其計算公式是根據(jù)現(xiàn)場試樁數(shù)據(jù)分析推導(dǎo)的,試驗的鋼管樁直徑在1m以內(nèi)。隨著單樁直徑的增大,國外學者Dunnavant等[2]、Stevens等[3]通過試驗研究均發(fā)現(xiàn),樁徑效應(yīng)對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曲線無法準確預(yù)測風機單樁基礎(chǔ)的樁頂水平響應(yīng),且低估了風機的1階自振頻率。

近年來,國內(nèi)學者針對大直徑單樁基礎(chǔ)樁-土相互作用特性開展了大量的研究。文獻[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單樁動力特性的影響。文獻[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,并與試驗結(jié)果進行對比,驗證了該模型的適用性。文獻[7]通過試驗確定了典型海洋軟土HSS本構(gòu)模型的強度參數(shù)和剛度參數(shù),為設(shè)計人員提供了參數(shù)取值的科學依據(jù)。文獻[8]提出了一種多彈簧樁-土相互作用分析模型,進行了大直徑單樁基礎(chǔ)水平承載力計算,并與現(xiàn)場試樁試驗進行對比,驗證了多彈簧模型的適用性。

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

2016年歐洲的PISA聯(lián)合產(chǎn)業(yè)研究項目通過大量的直徑3m以上的大直徑樁的現(xiàn)場原位試驗及有限元分析,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)計時,可通過分布在樁側(cè)及樁端的四種剛度的彈簧,真實反映樁-土相互作用的特性。PISA項目的研究成果已成功應(yīng)用于歐洲多個風電場,其中Triton Knoll工程設(shè)計的單樁重量相比API規(guī)范方法優(yōu)化了30%。目前,PISA方法雖然在國內(nèi)暫無工程應(yīng)用的報道,但其理論是完備的,因此本文將依托國內(nèi)實際工程項目,應(yīng)用PISA方法進行單樁基礎(chǔ)優(yōu)化研究。

1 PISA方法

PISA方法在計算土的水平承載力時,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項目中選取了英格蘭考登(Cowden)的冰磧硬黏土場地[11]、蘇格蘭博什肯納(Bothkennar)的軟黏土場地、法國敦刻爾克(Dunkirk)中密或密實的砂土[12]進行多組單樁水平靜載試驗(見圖2),得到了不同場地的土反力曲線數(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)計空間中,進行單樁響應(yīng)分析,驗證了在砂土、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)計空間中的成層土。

圖2 單樁水平靜載試驗

PISA項目通過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、懸挑長度等)相關(guān),進而推導(dǎo)出一套多參數(shù)的土反力曲線計算公式,其中黏土包含28個擬合參數(shù),砂土包含24個擬合參數(shù)。

當采用PISA方法進行單樁基礎(chǔ)優(yōu)化設(shè)計時,其土反力曲線的參數(shù)需根據(jù)實際鉆孔的巖土參數(shù)建立至少8個不同的樁-土有限元模型,并通過計算擬合得出。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)缺點對比如表1所示。

表1 各方法優(yōu)缺點對比

2 土反力曲線參數(shù)的擬合

本文通過設(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,計算分析其對樁-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。綜合考慮計算效率和精度,計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,采用三軸壓縮、三軸拉伸、單軸剪切三種試驗確定土的不排水抗剪強度及其對應(yīng)的剪切變形,真實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)非線性彈性模型來分析土屈服前的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系,遵循莫爾-庫倫強度準則,運用加工硬化定律計算土的塑性變形,引進小應(yīng)變剪切模量G0來考慮土的初始剛度。

典型工況樁-土有限元分析過程:在樁頂施加12 480 kN的水平荷載、1 381 kN·m的彎矩,分80個荷載步逐級施加,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,達到0.22m。

注:紅色區(qū)域為塑性區(qū)。

圖5 土體水平位移云圖

通過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,當樁側(cè)土體產(chǎn)生較大變形時,基礎(chǔ)距泥面0.7L～0.8L深度處會產(chǎn)生一個旋轉(zhuǎn)中心。由此可分析出樁側(cè)土體的破壞模式(見圖7),即以旋轉(zhuǎn)中心到樁端為半徑的圓周范圍內(nèi)的土體會發(fā)生整體旋轉(zhuǎn)剪切破壞;圓周以上的土體會發(fā)生楔形體剪切破壞;同時樁側(cè)的土體會受到豎向的摩擦力;樁端的土體會發(fā)生水平剪切破壞。由此可見,有限元計算得出的樁側(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

圖7 樁側(cè)土體破壞模式

通過有限元計算得到表征樁-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(見圖8、9)、泥面處樁身彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線(見圖8、9)、樁身位移隨土層深度變化曲線(見圖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。

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

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

2) 當土體處于大變形狀態(tài)時,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,說明土體進入塑性狀態(tài),剛度逐漸降低。對于黏性土,當土體處于臨界破壞狀態(tài)時,剪力達到峰值,土體破壞后,剪力降低,而變形急劇增大;對于砂性土,當土體處于臨界破壞狀態(tài)時,曲線出現(xiàn)明顯的拐點,土體破壞后,砂土顆粒會發(fā)生重分布,土體能繼續(xù)承載,但土體剛度明顯降低。

3) 當單樁處于極限承載狀態(tài)時,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。地基剛度也對單樁的受力模式有顯著影響。在特定地質(zhì)條件下,可通過變化不同的L/D,建立多個工況進行分析,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三個因素相關(guān)。因此,在特定地質(zhì)條件下,針對這三個變量,可設(shè)置上、下限,建立8個有限元模型的包絡(luò)空間,根據(jù)包絡(luò)空間的計算結(jié)果,擬合土反力曲線的參數(shù),得出包絡(luò)空間中設(shè)計工況的土反力曲線,用于單樁基礎(chǔ)的優(yōu)化設(shè)計。

3 PISA方法的工程驗證

濱海項目對100個單樁基礎(chǔ)的風機機位均進行了整機頻率的監(jiān)測,實測頻率見圖11。

濱海項目單樁基礎(chǔ)樁徑為5.5m～6.1m,樁長為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。風機重量為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 濱海項目地層參數(shù)

整機頻率受地質(zhì)條件、水深、輪轂高度、風機重量、基礎(chǔ)剛度等因素的影響,因此各機位的頻率均不相同,變化規(guī)律復(fù)雜。對于同一風場,各機位的風機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個代表性的機位進行單樁基礎(chǔ)頻率計算,并與現(xiàn)場實測頻率進行對比驗證,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個模型的包絡(luò)空間,進行樁-土有限元計算。

2) 根據(jù)第一步的計算結(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-風機一體化模型(見圖12),進行頻率計算。由機艙、輪轂及葉片組成的風機系統(tǒng)可進行360°偏航,因此風機系統(tǒng)具有對稱性,通?？蓪⑵浜喕癁樗岔敳康囊粋€集中質(zhì)量點。

圖12 基礎(chǔ)-塔筒-風機一體化模型

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

5) 對比分析上述各方法的單樁頻率,并通過工程實測頻率進行驗證。

各方法計算的單樁基礎(chǔ)頻率與實測數(shù)據(jù)的對比見表3。

表3 單樁基礎(chǔ)計算頻率與實測頻率對比

通過對比表中的數(shù)據(jù)可得出以下結(jié)論。

1) 由于單樁基礎(chǔ)較柔,通常容易接近風機的1P,進而產(chǎn)生共振,因此單樁基礎(chǔ)設(shè)計時需選擇合適的頻率避開風機的1P。單樁重量越輕,則頻率越低,也越接近風機的1P,因此頻率計算的準確性會直接影響樁重。根據(jù)以往項目的工程經(jīng)驗,單樁基礎(chǔ)計算的頻率往往低于實測值,這就導(dǎo)致設(shè)計偏于保守。API規(guī)范計算的頻率偏低,很大程度上低估了土的剛度;相比API規(guī)范,PISA方法與Ramboll方法計算的頻率均更接近實測頻率,且兩者仍具有一定的安全裕度。

2) 對比3個機位的計算頻率與實測頻率可知,PISA方法的計算結(jié)果均低于實測值,說明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

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

國家電投揭陽神泉一(二期)海上風電場項目水深范圍33～39 m,場址中心離岸距離約26 km。安裝13臺單機容量7.0 MW的風電機組,總裝機容量為91 MW。基礎(chǔ)型式為單樁基礎(chǔ),附屬構(gòu)件包括外平臺、內(nèi)平臺、靠船件、外加電流陰極保護系統(tǒng)等,計算時均以附加質(zhì)量的方式施加至單樁相應(yīng)的高程位置,同時水下部分考慮附連水質(zhì)量對結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)的影響。

神泉一項目典型機位單樁基礎(chǔ)樁徑為6.0 m～8.8 m,樁長約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。風機重量為431 t。樁基入泥深度范圍內(nèi)土層主要以粉砂、細砂、粉土、粉質(zhì)黏土為主,地層參數(shù)如表4所示。

表4 神泉一項目地層參數(shù)

單樁基礎(chǔ)的設(shè)計工況主要包含極端工況(ULS)、正常運行工況(SLS)、疲勞工況(FLS)和頻率計算工況(NFA),針對單樁基礎(chǔ)各設(shè)計工況的計算結(jié)果,進行詳細的對比分析。

4.1 ULS

該工況主要進行單樁基礎(chǔ)在50年一遇極端狀況下,風、波浪、海流聯(lián)合作用時的結(jié)構(gòu)強度、穩(wěn)定、承載力的驗算。結(jié)果通過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)計要求。

PISA方法的計算結(jié)果見圖13、14,各方法的對比見表5。從表中數(shù)據(jù)可知,PISA方法的結(jié)果滿足設(shè)計要求,且比Ramboll方法和API規(guī)范小。

表5 單樁基礎(chǔ)UC值對比

圖13 泥面以上鋼管樁的UC值

4.2 SLS

該工況主要進行單樁基礎(chǔ)在風機正常運行狀況下泥面處轉(zhuǎn)角的計算,結(jié)果需滿足規(guī)范要求的0.25°,即0.004 36 rad。采用PISA方法的計算結(jié)果見圖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;當入泥達到一定深度,即設(shè)計入泥深度時,轉(zhuǎn)角變化很小,趨于穩(wěn)定。采用PISA方法設(shè)計的單樁入泥深度為41 m,Ramboll方法為45.5 m,API規(guī)范為52 m。

4.3 FLS

該工況主要進行單樁基礎(chǔ)在長期循環(huán)往復(fù)的風機荷載和波浪荷載作用下的疲勞驗算。雖然單樁基礎(chǔ)無復(fù)雜的節(jié)點型式,抗疲勞性能好,但其變截面段存在一定的應(yīng)力集中,在風機、波浪等動力荷載循環(huán)作用下,焊縫處會產(chǎn)生累積疲勞損傷,導(dǎo)致結(jié)構(gòu)強度降低,根據(jù)簡化彈塑性假設(shè)和Miner累計疲勞綜合準則,對其進行疲勞驗算。

單樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)無桿件交接部位,計算尋找累積疲勞損傷最大的節(jié)點,評估其累計疲勞損傷情況。對于大直徑單樁基礎(chǔ),疲勞計算位置選取變截面處,即圖16中A、B、C三個區(qū)域。分別計算上述每個位置的風浪聯(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,用以評估結(jié)構(gòu)的抗疲勞設(shè)計安全性。對于疲勞損傷較大部位的焊縫進行打磨處理,S-N曲線采用C1曲線;對于未打磨焊縫的部位,采用D曲線。單樁基礎(chǔ)疲勞損傷計算結(jié)果見表6,均小于1,單樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)疲勞壽命可滿足設(shè)計要求。

表6 單樁基礎(chǔ)關(guān)鍵部位疲勞損傷計算結(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)計的樁徑為8.8 m,最大壁厚為90 mm;Ramboll方法設(shè)計的樁徑為8.8 m,最大壁厚為95 mm;API規(guī)范設(shè)計的樁徑為8.8 m,最大壁厚為110 mm。

4.4 NFA

該工況主要進行單樁基礎(chǔ)的頻率計算,計算結(jié)果需控制在風機廠家允許的頻率范圍內(nèi),即0.20 Hz～0.27 Hz之間。

頻率計算需建立基礎(chǔ)-塔筒-風機的一體化模型,將葉輪和機艙簡化為一個集中質(zhì)量單元,計算結(jié)果見表7。從表中數(shù)據(jù)可知,PISA方法的結(jié)果滿足設(shè)計要求,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,則頻率偏低,荷載偏大,導(dǎo)致設(shè)計樁重偏大。

表7 單樁頻率對比

綜上,相比Ramboll設(shè)計成果,采用PISA方法進行單樁基礎(chǔ)優(yōu)化設(shè)計,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,則樁重增加30%以上。

5 結(jié) 論

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

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

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

3) 通過對濱海項目的單樁基礎(chǔ)頻率的驗證,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) 依托國電投神泉一(二期)工程,采用PISA方法進行單樁基礎(chǔ)優(yōu)化設(shè)計,所設(shè)計的單樁重量相比Ramboll方法優(yōu)化了6%～7%,相比API規(guī)范優(yōu)化了30%以上。