海上風(fēng)電大直徑鋼管樁抗拔承載特性試驗(yàn)分析

徐海濱，呂鵬遠(yuǎn)

(中國(guó)三峽新能源(集團(tuán))股份有限公司，北京 100053)

0 引 言

我國(guó)海上風(fēng)能資源豐富，目前具備大規(guī)模商業(yè)化開發(fā)的價(jià)值。由于我國(guó)海上風(fēng)電發(fā)展較晚，目前相關(guān)的海上風(fēng)電機(jī)組地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)理論和方法滯后于工程實(shí)踐，尚未發(fā)布適合于海上風(fēng)電機(jī)組地基基礎(chǔ)的技術(shù)規(guī)范，現(xiàn)有設(shè)計(jì)主要參考國(guó)外相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)和我國(guó)港口、海洋石油行業(yè)技術(shù)規(guī)范。江蘇黃海附近的淺海區(qū)是以淤泥質(zhì)、粉砂土為主的軟基海床，針對(duì)此海床地質(zhì)環(huán)境的大直徑鋼管樁基礎(chǔ)的承載力研究較少，為此，開展海上單樁試驗(yàn)，研究海上風(fēng)電大直徑鋼管樁垂直承載力特性，為即將開建的其他海上風(fēng)場(chǎng)建設(shè)提供技術(shù)支持十分必要。

岳歡歡[1]結(jié)合寧波某港口大橋大直徑鋼管樁抗拔靜載荷試驗(yàn)，對(duì)試樁的荷載—位移曲線、位移—時(shí)間曲線、樁身軸力及單位側(cè)摩阻力分布曲線進(jìn)行了分析，揭示了鋼管樁的抗拔受力機(jī)理；賈德慶[2]依據(jù)碼頭工程的施工實(shí)踐，通過高應(yīng)變法動(dòng)力檢測(cè)試樁和靜載試樁資料的統(tǒng)計(jì)，對(duì)風(fēng)化巖石上大直徑開口鋼管樁承載力特性進(jìn)行分析；任國(guó)峰[3]利用離心模擬技術(shù)求得荷載—位移關(guān)系曲線，并與某海上風(fēng)電樁基工程中的大直徑超長(zhǎng)鋼管樁抗拔試驗(yàn)成果進(jìn)行對(duì)比，分析加載方式和加載速率的不同對(duì)荷載—位移曲線的影響；徐國(guó)賓[4]結(jié)合某海上風(fēng)電樁基礎(chǔ)采用ABAQUS軟件進(jìn)行三維有限元數(shù)值計(jì)算，研究了鋼管樁在單向荷載作用下的極限承載力特性；徐向陽等[5]結(jié)合某港口工程1.5 m樁徑樁基試驗(yàn)項(xiàng)目，研究了大直徑鋼管樁在不同持力層地基、不同樁端加強(qiáng)形式和不同深度情況下的樁端閉塞效應(yīng)系數(shù)；張華章等[6]對(duì)海南洋浦港兩根1.5 m樁徑超長(zhǎng)鋼管樁進(jìn)行了高應(yīng)變?nèi)虅?dòng)測(cè)、壓樁試驗(yàn)，探討了深厚入土地基中大直徑超長(zhǎng)鋼管樁工程性狀和壓樁土側(cè)阻力的分布規(guī)律。

本文以江蘇某海上風(fēng)電項(xiàng)目大直徑鋼管樁現(xiàn)場(chǎng)抗拔載荷試驗(yàn)為背景，對(duì)兩根試樁均加載至極限承載力，深入研究海上風(fēng)電大直徑鋼管樁的抗拔載荷作用下的受力、變形、破壞及荷載傳遞機(jī)理。

1 工程概況

江蘇某近海風(fēng)電場(chǎng)項(xiàng)目，風(fēng)電場(chǎng)中心與岸線最近點(diǎn)的直線距離約10 km，沿海岸線方向長(zhǎng)約18 km，垂直于海岸線方向?qū)捈s2.5～5.5 km，風(fēng)電場(chǎng)涉海面積34.7 km2，場(chǎng)區(qū)水深8～12 m(平均海平面起算)。

試樁為直樁，共兩組，每組由1根試驗(yàn)樁(S1)、6根錨樁(M-1～M-6)以及2根基準(zhǔn)樁(J-1～J-2)組成。樁型均采用鋼管樁，管材為Q345C。試驗(yàn)樁為直徑2.0 m的開口鋼管樁，錨樁和基準(zhǔn)樁均為直徑1.8 m的開口鋼管樁。試樁SZ01樁長(zhǎng)72.4 m，樁頂標(biāo)高為+8.7 m，泥面標(biāo)高為-10.1 m；試樁SZ02樁長(zhǎng)78.5 m，樁頂標(biāo)高為+8.5 m，泥面標(biāo)高為-10.5 m。

試驗(yàn)反力采用50 000 kN級(jí)反力梁系統(tǒng)，由4根錨樁提供試驗(yàn)反力，加載系統(tǒng)由10只5 000 kN級(jí)油壓千斤頂、70 MPa超高壓油路和油泵組成，數(shù)據(jù)采集由RS-JYC靜態(tài)測(cè)試系統(tǒng)自動(dòng)完成。

2 試樁成果分析

2.1 試樁U-δ和 δ-lgt曲線分析

兩根試樁的U-δ和δ-lgt曲線如圖1、圖2所示。從圖1、2可以看出，隨著樁頂上拔荷載的逐漸增加，上拔位移也平穩(wěn)增加，試樁SZ01加載至2 330 kN時(shí)，荷載—上拔曲線出現(xiàn)陡升段，δ-lgt曲線尾部也出現(xiàn)明顯向上的折線，此時(shí)樁頂上拔量為84.05 mm，根據(jù)規(guī)范[7-8]判斷終止加載，試樁單樁軸向抗拔極限承載力取δ-lgt曲線尾部明顯向上曲折的前一級(jí)荷載為極限承載力，即22 800 kN。試樁SZ02加載過程先按每級(jí)加載量2 200 kN加載至22 000 kN，后續(xù)按每級(jí)加載量1 100 kN加載，從荷載15 400 kN進(jìn)行循環(huán)加載，循環(huán)加載至22 000 kN時(shí)，上拔量為49.76 mm，U-δ曲線基本保持線性，加載至23 100 kN時(shí)，荷載—上拔曲線出現(xiàn)陡升段，δ-lgt曲線尾部亦出現(xiàn)明顯向上的折線，此時(shí)樁頂上拔量為91.97 mm，極限承載力為22 000 kN。

兩根試驗(yàn)單樁軸向抗拔試驗(yàn)亦做到樁周土體破壞，單樁軸向抗拔極限承載力分別為22 800 kN和22 000 kN。試樁SZ02單樁軸向抗拔試驗(yàn)在荷載15 400～22 000 kN區(qū)段采用循環(huán)加載，受循環(huán)加載的影響，試樁SZ02單樁軸向抗拔極限承載力略小。

圖1 U-δ曲線

圖2 不同加載量時(shí)的 δ-lgt曲線

2.2 試樁樁身軸力分析

根據(jù)分布式光纖傳感器測(cè)試結(jié)果，計(jì)算得到樁身軸力，如圖3所示。從圖3可以看出，樁身軸力基本呈梯形分布模式，即泥面以上軸力不變，軸力在土中隨深度逐漸遞減至端阻力，根據(jù)土層的不同表現(xiàn)為不同的衰減速率。

圖3 不同加載量時(shí)樁身軸力分布

在荷載加載的整個(gè)過程中，樁端處的軸力始終為零，說明抗拔承載力基本上由側(cè)摩阻力承擔(dān)。同時(shí)樁身上部的軸力分布曲線斜率基本不變，樁身中下部軸力分布曲線斜率逐漸變小，說明樁身上部的側(cè)摩阻力已發(fā)揮充分，下部的側(cè)摩阻力隨樁頂上拔荷載的增加而逐漸發(fā)揮作用。

2.3 試樁側(cè)摩阻力分析

根據(jù)兩相鄰計(jì)算斷面的樁身軸力之差求得試樁單位側(cè)摩阻力隨深度的分布曲線如圖 4 所示。從圖4可以看出：①樁側(cè)摩阻力隨著樁頂上拔荷載的增加而增加。②在各級(jí)荷載作用下，上部土層的增幅較小，側(cè)摩阻力基本完全重合，說明上部范圍的樁側(cè)摩阻力較小，已充分發(fā)揮；下部土層的樁側(cè)摩阻力尚未完全發(fā)揮，所以樁側(cè)摩阻力是自上而下沿著樁身逐步發(fā)揮的，并且樁身上部先達(dá)到極限狀態(tài)。③側(cè)摩阻力沿深度的分布比較復(fù)雜。④當(dāng)加載接近極限荷載時(shí)，樁身上部的側(cè)摩阻力隨著荷載的增加反而出現(xiàn)減小的現(xiàn)象，并且大多發(fā)生在表層土體內(nèi)，分析其原因是表層土體因?yàn)槭芎纱蠖l(fā)生了剪切破壞。雖然樁體上部側(cè)摩阻力出現(xiàn)退化現(xiàn)象，但下部的側(cè)摩阻力的增大速度明顯大于上部土體的退化速度。當(dāng)從荷載15 200 kN加載至22 800 kN時(shí)，SZ01樁-60 m高程附近的粉砂層側(cè)摩阻力增幅最大。上層的粉砂及淤泥質(zhì)粉質(zhì)粘土層的極限側(cè)摩阻力相對(duì)較小，由此可見，超長(zhǎng)大直徑鋼管樁樁側(cè)摩阻力發(fā)揮性狀受土層深度、土層性質(zhì)及樁頂荷載水平影響，是異步發(fā)揮的過程。

圖4 不同加載量時(shí)樁身側(cè)摩阻力分布

不同土層極限側(cè)摩阻力實(shí)測(cè)值與規(guī)范推薦值對(duì)比見表1。從表1可知，兩根試樁淺層土①-1、①-2、②和③-2實(shí)測(cè)的抗拔側(cè)阻力折減值明顯低于推薦值，隨著入土深度增加，SZ01樁下部土層實(shí)測(cè)的抗拔側(cè)阻力折減值逐漸增加，比規(guī)范推薦值大；SZ02樁下部土層實(shí)測(cè)抗拔側(cè)阻力折減值比規(guī)范推薦值小。測(cè)試得到的側(cè)摩阻力是包含了內(nèi)外樁側(cè)的總摩阻力，而設(shè)計(jì)根據(jù)規(guī)范所提的推薦值僅是樁外側(cè)的側(cè)阻力，上部土層抗拔側(cè)阻力的實(shí)測(cè)值與推薦值偏差較大，不能正確反映大直徑敞口鋼管樁實(shí)際承載狀態(tài)。

表1 不同土層極限側(cè)摩阻力實(shí)測(cè)值與規(guī)范推薦值對(duì)比

注：推薦值為設(shè)計(jì)根據(jù)規(guī)JTS 167-4—2012《港口工程樁基規(guī)范》給出的建議值。

3 結(jié) 論

本文對(duì)江蘇某海上風(fēng)電大直徑鋼管樁開展了軸向抗拔靜載試驗(yàn)，并加載至地基土破壞，通過分析靜載試驗(yàn)數(shù)據(jù)，得到以下結(jié)論和建議：

(1)本試驗(yàn)兩根試樁的荷載—位移曲線為陡降型，曲線尾部出現(xiàn)明顯上的折線，即樁周土體破壞。上拔荷載沒有達(dá)到其極限荷載前，基本保持線性，此階段樁土處于彈性變形階段。通過試樁得到的荷載—位移曲線，對(duì)設(shè)計(jì)階段確定樁的極限抗拔承載力具有很好的參考價(jià)值，數(shù)據(jù)積累的越多，其可靠性越高。

(2)樁身軸力沿深度逐漸衰減，大體呈“倒三角”形式分布，衰減速率受樁頂荷載和土層性質(zhì)的影響顯著。豎向荷載作用下，大直徑鋼管樁樁側(cè)摩阻力沿深度分布比較復(fù)雜，側(cè)摩阻力的發(fā)揮性狀主要受土層深度、土層性質(zhì)及樁頂荷載水平的影響，是異步發(fā)揮的過程。

(3)測(cè)試得到的側(cè)摩阻力為包含了內(nèi)外樁側(cè)的總摩阻力，而設(shè)計(jì)根據(jù)規(guī)范所提出的推薦值僅是樁外側(cè)的側(cè)阻力，上部土層抗拔側(cè)阻力的實(shí)測(cè)值與推薦值偏差較大，不能正確反映大直徑敞口鋼管樁實(shí)際承載狀態(tài)。

(4)本文的研究成果僅以2根試樁為例，故尚需更多的試驗(yàn)數(shù)據(jù)和計(jì)算分析工作。