海上風(fēng)機(jī)單樁基礎(chǔ)沉樁可打性及疲勞損傷分析

熊 根，尚 進(jìn)，和慶冬，李 煒

(1.浙江省深遠(yuǎn)海風(fēng)電技術(shù)研究重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，浙江 杭州 311122；2.中國電建集團(tuán)華東勘測設(shè)計(jì)研究院有限公司，浙江 杭州 311122；3.國家電投集團(tuán)江蘇海上風(fēng)力發(fā)電有限公司，江蘇 鹽城 224000)

0 引 言

海上風(fēng)電開發(fā)是沿海國家風(fēng)電發(fā)展的方向，是風(fēng)電技術(shù)進(jìn)步的制高點(diǎn)和推手，同時(shí)也面臨諸多挑戰(zhàn)[1]。根據(jù)世界風(fēng)能理事會(huì)發(fā)布的2019年全球風(fēng)能報(bào)告[2]顯示，2019年全球新增海上風(fēng)電裝機(jī)6.1 GW，占新增風(fēng)電裝機(jī)總量的10%，創(chuàng)歷史新高，較2015年時(shí)的比重提高了一倍，中國海上風(fēng)電新增裝機(jī)超過2.3 GW，仍居世界首位。在海上風(fēng)電場的建設(shè)中，基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的成本占總造價(jià)的比例較高，其中大直徑單樁基礎(chǔ)由于具有結(jié)構(gòu)受力簡單、承載力大、施工效率高等優(yōu)點(diǎn)，在海上風(fēng)電基礎(chǔ)工程中得到廣泛應(yīng)用。

表1 土層參數(shù)

目前，海上風(fēng)機(jī)大直徑單樁基礎(chǔ)的沉樁方法主要是錘擊動(dòng)力沉樁，即用以蒸汽、柴油或液壓為動(dòng)力的沖擊錘將樁打入預(yù)定海底。然而由于海洋工程地質(zhì)條件的復(fù)雜性，在實(shí)際的動(dòng)力打樁過程中，對大直徑大長度的鋼管樁常會(huì)遇到樁無法下沉至設(shè)計(jì)貫入度，或即使達(dá)到貫入度，但不滿足設(shè)計(jì)承載力要求，甚至亦會(huì)出現(xiàn)拒錘和溜樁等情況[3-5]。當(dāng)然，國內(nèi)外學(xué)者亦對此作了深入的研究。李颯等[5- 6]先后開展了大直徑鋼管樁非連續(xù)打樁過程中拒錘原因的研究與考慮溜樁影響的土阻力研究；湯立軍等[7]針對旅大32-2PSP海洋平臺(tái)鋼樁研究了其可打入性；劉明等[8]系則統(tǒng)研究了海洋平臺(tái)鋼樁的可打入性分析方法及適用性。

海上風(fēng)電大直徑單樁基礎(chǔ)的疲勞損傷主要由兩部分原因引起，一是單樁基礎(chǔ)在其服役期間所承受的周期性荷載作用，二是打樁期間樁錘錘擊所產(chǎn)生的樁身拉-壓交變應(yīng)力[9-10]。其中，盡管打樁持續(xù)時(shí)間不長，但鋼管樁樁身所受應(yīng)力變幅較大，由此引起的疲勞損傷卻不容忽視。Lotsberg等[11]對荷蘭某海上風(fēng)電場風(fēng)機(jī)鋼管樁進(jìn)行了打樁過中的疲勞損傷及服役期間環(huán)境荷載與使用荷載共同作用下的疲勞損傷評估，結(jié)果表明，鋼管樁在打樁過程中所遭受的疲勞損傷約占總體疲勞損傷的13%；尤其是Tang等[12]依托墨西哥灣某海工結(jié)構(gòu)的鋼管樁錘擊沉樁工程，指出錘擊動(dòng)荷載所造成的疲勞損傷占比高達(dá)70%～90%。

為此，有必要綜合研究海上風(fēng)電場風(fēng)機(jī)大直徑單樁基礎(chǔ)的可打入性與打樁過程中所引起的疲勞損傷。本文以實(shí)際工程為背景，基于打樁實(shí)測記錄，采用GRLWEAP建立可反映動(dòng)態(tài)沉樁的動(dòng)力打樁模型，借此確定打樁過程典型近海地質(zhì)條件下的土阻力分布，并進(jìn)一步探討樁身截面疲勞損傷的分布規(guī)律。

1 工程概況

某海上風(fēng)電場工程位于黃海近海海域，該工程擬安裝單機(jī)容量4.0 MW的機(jī)型，基礎(chǔ)擬采用大直徑單樁基礎(chǔ)。該場區(qū)地貌屬濱海相沉積地貌單元，根據(jù)鉆孔揭露的地層結(jié)構(gòu)、巖性特征、埋藏條件及物理力學(xué)性質(zhì)，勘探深度內(nèi)(勘探孔最深79.50 m)均為第四系沉積物，該場區(qū)勘探深度范圍內(nèi)上部①～③層為第四系全新統(tǒng)(Q4)沖海相粉土、粉砂，下部為晚更新世(Q3)陸相、濱海相沉積物。共分8個(gè)大層，根據(jù)土性及物理力學(xué)性質(zhì)細(xì)分為15個(gè)亞層，3個(gè)典型機(jī)位鉆孔現(xiàn)自上而下分述見表1。本工程6號(hào)～7號(hào)以及16號(hào)單樁基礎(chǔ)主要參數(shù)見表2。典型機(jī)位樁體設(shè)計(jì)如圖1所示。

表2 工程樁主要參數(shù)表

圖1 樁體結(jié)構(gòu)示意

根據(jù)地質(zhì)建議選擇適當(dāng)埋深的⑥-1層粉砂、⑦-1層粉質(zhì)黏土及以下⑦-2層粉砂、⑧-1層粉質(zhì)黏土作為樁基持力層，此時(shí)，單樁基礎(chǔ)則需穿過③-2層粉砂、⑥-1層粉砂、⑦-1層粉質(zhì)黏土層，而上述土層由于存在較大的土抗力對沉樁有較大影響。現(xiàn)場采用錘擊法進(jìn)行施工并記錄其沉樁過程，表3是3個(gè)機(jī)位沉樁情況，由表3可知，上述3臺(tái)機(jī)位的單樁基礎(chǔ)均是在自沉后進(jìn)行壓樁，錘擊過程中并未發(fā)生溜樁現(xiàn)象。

表3 沉樁情況匯總

表4為典型機(jī)位6號(hào)單樁基礎(chǔ)的實(shí)測沉樁全過程記錄。

2 可打入性反分析

為對大直徑單樁基礎(chǔ)的可打入性進(jìn)行準(zhǔn)確預(yù)測，亟需確定打樁過程中的土阻力。為此，借助打樁波動(dòng)方程分析程序GRLWEAP對場區(qū)已沉單樁基礎(chǔ)進(jìn)行反分析，即基于GRLWEAP建立打樁模型并獲取錘擊數(shù)-貫入深度以及貫入度曲線的計(jì)算值，將其與已有沉樁實(shí)測值對比并逐步調(diào)整各土層土體參數(shù)，藉此獲取打樁過程中的實(shí)際土阻力。

2.1 計(jì)算理論與計(jì)算參數(shù)

在1931年，Isaacs將反映樁周土阻力的參數(shù)項(xiàng)R引入古典的波動(dòng)方程以描述打樁過程中樁身的波動(dòng)作用。

(1)

在求解上述波動(dòng)方程時(shí)，Smith將打樁系統(tǒng)(包括樁錘、樁帽、錘墊、樁墊及樁身)予以離散化，各單元由不可壓縮的剛性快代表，單元?jiǎng)偠葎t由無質(zhì)量彈簧來模擬，最后利用GRLWEAP軟件進(jìn)行計(jì)算求解。GRLWEAP軟件為基于Smith模型并采用有限差分法工作的打樁波動(dòng)方程分析程序。

樁錘作為錘擊沉樁的主要設(shè)備，該工程所選用的樁錘為MHU-1900S型，其數(shù)值計(jì)算所需的基本參數(shù)如表5所示。

在采用GRLWEAP模擬計(jì)算時(shí)，需確定樁周土與樁端土的最大彈性變形和阻尼系數(shù)。其中，土體的最大彈性變形值與土類、樁徑以及樁端形式(開口、閉口)等因素有關(guān)。鑒于Ramer和Hudgins曾指出波動(dòng)方程的數(shù)值解對土體的最大彈性變形化并不敏感，且GRLWEAP軟件給出了相應(yīng)的建議值。因此，在該數(shù)值模擬中取樁側(cè)土彈性變形值qs=2.5 mm，樁端土彈性變形值qp=2.5 mm。對于阻尼系數(shù)而言，已有研究表明樁端土的阻尼系數(shù)對樁承載力的預(yù)測和沉樁能力預(yù)測影響很小，而樁側(cè)土阻尼系數(shù)對其影響較大，應(yīng)謹(jǐn)慎選取。同樣，GRLWEAP軟件也給出了不同土體類型時(shí)的土體阻尼系數(shù)值，即樁側(cè)松散土阻尼系數(shù)為Js=0.16 s/m，樁側(cè)密實(shí)土阻尼系數(shù)為Js=0.65 s/m，樁端土阻尼系數(shù)則取Jp=0.50 s/m。

2.2 反分析計(jì)算結(jié)果

圖2給出了6、7號(hào)以及16號(hào)單樁基礎(chǔ)單位入土深度的錘擊數(shù)。由圖2可知，該樁體沉樁過程中的單位入土深度的錘擊數(shù)實(shí)測值與基于GRLWEAP軟件的計(jì)算結(jié)果的整體趨勢基本一致，表明基于GRLWEAP所建立的動(dòng)力打樁模型可準(zhǔn)確反映其動(dòng)態(tài)沉樁過程。同時(shí)，圖2中的橫線為不同土層分界線，則可知該樁體沉樁過程中單位入土深度的錘擊數(shù)與土層性質(zhì)密切相關(guān)，其單位入土深度的錘擊數(shù)最大值往往發(fā)生在粉質(zhì)黏土層中，且在同一土層中其錘擊數(shù)亦隨著入土深度的增加而增加。當(dāng)然，計(jì)算所得的單位入土深度錘擊數(shù)與實(shí)測記錄也存在一定的差別，其原因可能是由GRLWEAP軟件計(jì)算所得為一個(gè)計(jì)算單元1.0 m之間的均值。

表4 6號(hào)機(jī)位實(shí)測沉樁記錄

表5 樁錘參數(shù)

圖2 錘擊數(shù)與貫入深度曲線

圖3為打樁過程中6、7號(hào)以及16號(hào)單樁基礎(chǔ)的錘擊數(shù)與累計(jì)入土深度的關(guān)系。由圖3可知，實(shí)測的各根樁打樁記錄基本接近，其錘擊數(shù)隨累計(jì)入土深度基本呈近似線性增加。與此同時(shí)，圖3亦給出了基于GRLWEAP軟件計(jì)算所得的錘擊數(shù)與累計(jì)入土深度的關(guān)系曲線，與實(shí)測沉樁記錄對比可知，兩者基本一致，表明基于GRLWEAP 所建立的動(dòng)力打樁模型可準(zhǔn)確描述該海上風(fēng)機(jī)大直徑單樁基礎(chǔ)的動(dòng)態(tài)沉樁過程中的錘擊數(shù)。

圖3 累積錘擊數(shù)與貫入深度曲線

2.3 沉樁土阻力分析

在沉樁過程中，樁端阻力和樁側(cè)摩阻力的和即為土體的土抗力或稱為打樁土阻力。目前，海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)設(shè)計(jì)中土阻力計(jì)算主要參考API規(guī)范[13]。

API規(guī)范[13]中，樁的土阻力為

QD=Qf+Qp=fAs+qAp

(2)

式中，QD為樁的極限土阻力；Qf為表面摩擦總阻力；Qp為端部總阻力；f為單位側(cè)摩阻力；As為樁側(cè)表面積；q為單位樁端阻力；Ap為樁端總面積。

單位樁側(cè)摩阻力fmax為：

對于黏性土

(3)

對于無黏性土fmax=KP′0tanδ

(4)

式中，α為系數(shù)，α≤1.0；c為黏性土的不排水抗剪強(qiáng)度；P′0為計(jì)算點(diǎn)處有效上覆土壓力；K為無因次側(cè)向土壓力系數(shù)，對于非堵塞的開口打入樁，通常假設(shè)拉伸和壓縮荷載的K取0.8，對于開口堵塞打入樁或者閉口樁，K取1.0；δ為樁土相對摩擦角。

單位樁端阻力q為：

對于端部支撐在非黏性土中q=P′0Nq

(5)

對于端部支撐在黏性土中q=9c

(6)

式中，Nq為無量綱承載力系數(shù)，可根據(jù)規(guī)范查出。

基于上述錘擊數(shù)與貫入深度曲線進(jìn)行反分析計(jì)算，可確定沉樁過程中的實(shí)際土阻力。圖4即為采用上述反分析法所得的6號(hào)、7號(hào)以及16號(hào)單樁基礎(chǔ)沉樁過程中的土阻力分布曲線，并將其與API規(guī)范法予以對比。由圖4可知，在單樁基礎(chǔ)入土深度20 m左右的范圍內(nèi)，基于反分析所得的土抗力與API規(guī)范法基本保持一致，而當(dāng)入土深度大于20 m以后，前者所得的土阻力明顯小于后者。這可能是由于基于GRLWEAP反分析所得的土阻力反映了打樁過程中的實(shí)際土阻力，尤其是其組成部分的樁側(cè)摩阻力在打樁過程中被會(huì)被嚴(yán)重?cái)_動(dòng)并弱化[14]，進(jìn)而致使樁側(cè)摩阻力發(fā)生顯著折減，而API規(guī)范法所得的土阻力實(shí)際上是土體的靜極限承載力。

圖4 土阻力沿深度分布曲線

3 疲勞損傷分析

為深入了解海上風(fēng)機(jī)大直徑單樁基礎(chǔ)在其打樁過程中的疲勞損傷分布特征，采用基于Miner線性損傷理論的S-N曲線方法開展相應(yīng)的計(jì)算分析，S-N曲線的數(shù)學(xué)形式可表示為

(7)

式中，N為疲勞壽命，即在應(yīng)力范圍Δσ內(nèi)循環(huán)到破壞的次數(shù)；Δσ為應(yīng)力范圍；m為在lgN-lgS繪圖中S-N曲線的反斜率；lga為lgN軸的截距；tref為參考厚度。

Miner線性累積損傷理論認(rèn)為，構(gòu)件在應(yīng)力水平Si下，經(jīng)受ni次循環(huán)時(shí)的損傷為Di=ni/Ni。若在M個(gè)應(yīng)力水平Si下，各經(jīng)受ni次循環(huán)，則可定義其累積疲勞損傷為

(8)

式中，D為累積疲勞損傷度；n(Si)為應(yīng)力幅Si的實(shí)際循環(huán)次數(shù)；N(Si)為應(yīng)力幅Si的疲勞破壞循環(huán)次數(shù)；DFF為設(shè)計(jì)疲勞系數(shù)，視構(gòu)件的所處環(huán)境及檢修難易，一般取為1～3。

若要獲得打樁全過程中單樁基礎(chǔ)的累積疲勞損傷，需確定單次錘擊下的疲勞損傷量并予以累加。此時(shí)，可首先借助Smith波動(dòng)方程計(jì)算單次錘擊下單樁基礎(chǔ)不同截面處的應(yīng)力時(shí)程曲線，繼而對該應(yīng)力時(shí)程曲線開展應(yīng)力幅循環(huán)計(jì)算，即可獲得單次錘擊下單樁基礎(chǔ)的疲勞損傷。

值得注意的是，鑒于該工程中的單樁基礎(chǔ)基本處于海洋環(huán)境且位于水下部位，難以檢修，因此設(shè)計(jì)疲勞系數(shù)DFF取3。圖5給出了6號(hào)與16號(hào)大直徑單樁基礎(chǔ)的累積疲勞損傷沿樁身截面的分布特征。由圖5可知，6號(hào)單樁基礎(chǔ)樁身的最大累積疲勞損傷約為0.146，16號(hào)單樁基礎(chǔ)的最大累積疲勞損傷約為0.096，而結(jié)合現(xiàn)場樁體的幾何特征發(fā)現(xiàn)其最大疲勞損傷所處位置主要出現(xiàn)在單樁基礎(chǔ)圓錐過渡段。這就要求在實(shí)際工程設(shè)計(jì)中對該單樁基礎(chǔ)圓錐段采取有效措施以合理控制其疲勞損傷進(jìn)而確保工程安全。

與此同時(shí)，圖5亦反映了單樁基礎(chǔ)各截面的累計(jì)疲勞損傷大體上隨著樁深的增加而呈降低趨勢。尤其是6號(hào)單樁基礎(chǔ)，在其截面高程-31 m處，其疲勞損傷量急劇降低，這是由于該截面以下樁周土為粉質(zhì)黏土層，土體強(qiáng)度較高，從樁身傳遞至土體的能量就越多，相反，留在樁身中的能量就越少，表現(xiàn)為較小的疲勞損傷。事實(shí)上，隨著樁身入土深度的增加，其打樁土阻力亦隨之增加，進(jìn)而致使樁錘錘擊所引起的疲勞損傷也隨之降低。

圖5 累計(jì)疲勞損傷與樁身截面高程的關(guān)系

4 結(jié) 論

以某海上風(fēng)機(jī)大直徑單樁基礎(chǔ)為例，基于現(xiàn)場沉樁記錄，采用GRLWEAP軟件對其反分析以探討該單樁基礎(chǔ)的可打入性，并開展打樁過程中的疲勞損傷分析，得到如下結(jié)果：

(1)已有沉樁記錄表明，沉樁過程中未發(fā)生溜樁現(xiàn)象，且錘擊所產(chǎn)生的樁身應(yīng)力最大值均小于鋼材標(biāo)準(zhǔn)值250 MPa，表明選用MHU-1900S液壓打樁錘是合適的。

(2)采用GRLWEAP軟件所得的錘擊數(shù)與貫入深度曲線與實(shí)測結(jié)果基本一致，表明所建立的動(dòng)力沉樁數(shù)值模型是合理的，可借助其進(jìn)一步開展相應(yīng)的反分析。同時(shí)也表明風(fēng)機(jī)機(jī)位地勘分層基本上與實(shí)際較為吻合。

(3)實(shí)際土阻力與基于API法計(jì)算得到的土阻力盡管有一定差別，但其分布規(guī)律基本吻合。

(4)海上風(fēng)機(jī)單樁基礎(chǔ)最大疲勞損傷主要出現(xiàn)在單樁基礎(chǔ)頂部圓錐過渡段以及變壁厚段。