GRLWEAP 程序在海上風電樁基工程中的應用

賀正興

（福建省水利水電勘測設計研究院 福建福州 350001）

1 方法的選擇

隨著能源結構的調整，清潔能源所占的比重逐年增長。而在清潔能源中，風能以其含量大、分布廣、無污染等優勢，具有廣闊的發展前景［1］。海上風電因其占用土地面積小、遠離人們生活區、風資源豐富、距高用電負荷區近、棄電限電少等優勢得到人們的廣泛關注［2］。海上風力發電機組基礎按其基礎形式不同，主要包括重力式基礎、高樁承臺基礎、單樁基礎、單柱復合筒基礎、樁式導管架基礎、吸力式導管架基礎和漂浮式基礎。其中高樁承載基礎、單樁基礎和樁式導管架基礎均為通過端部樁基基礎承載的基礎型式。最早的打樁分析通過打樁公式進行，Isaacs 提出了將古典波動方程引入樁周土阻力的參數項R 的方法。Smith 提出了錘-樁-土離散化單元計算模型，用差分法將整個系統按結構動力學問題分析，求得較精確的數值解［3-4］。

隨著科技的進度與發展，海上風電樁基基礎鋼管樁也向大直徑、超深入泥方向變化，施工過程中會發生拒錘等現象［5］。同時考慮到海上風電導管架基礎沉樁要求精度高及水下送樁工藝等方面因素，因此，在沉樁施工前選用哪種錘型以及采用多大能量進行沉樁施工在保證鋼管樁順利到達設計高程方面具有現實意義。本文以波動理論方程為基礎，結合工程實例，采用GRLWEAP 程序進行樁基承載力分析和可打入性分析，并深入分析水上打樁水下送樁工藝對沉樁效果的影響，建立了一套適用于海上風電深水厚粘砂土條件樁基工程中選用打樁錘型號及施工錘擊能量的方法。

2 計算實例

以福建某風電場四樁導管架基礎鋼管樁沉樁為例，應用波動方程的方法進行樁基承載力分析，從而選擇適合場區地質的樁錘型號。然后依據選定的樁錘型號開展可打入性分析，最后再根據實際沉樁數據及高應變檢測結果進行可打入性反演分析，建立了一套適用于海上風電深水厚粘砂土條件樁基工程中選用打樁錘型號及施工錘擊能量的方法。

2.1 工程概況

福建某海上風電場項目平均水深40 m，共布置有四樁內插式導管架基礎和吸力式導管架基礎，另外布置有海上升壓站一臺。其中四樁導管架基礎和海上升壓站導管架基礎均采用先通過輔助樁架和送樁器沉樁至設計高程然后安裝上部導管架再進行水下灌漿的施工工藝。

選取場區內四樁導管架基礎典型機位進行研究分析。該典型機位設計鋼管樁長度為94 m，入泥深度為86.7 m，設計樁徑為3.2 m～3.8 m，壁厚45 mm～50 mm；水下送樁器長度為50 m，直徑為3.2 m，壁厚50 mm。具體設計鋼管樁及送樁器參數如表1所示。場區內地質以粘性土和砂土為主，自泥面至下共分為10層土，具體場區地質情況如表2 所示。

表1 設計鋼管樁和送樁器幾何參數

表2 土層主要物理力學指標

2.2 工程特點

由于海上風電四樁導管架基礎采用先通過輔助樁架和送樁器沉樁至設計高程然后安裝上部導管架再進行水下灌漿的施工工藝。為保證上部導管架基礎順利下放及灌漿作業的順利進行，須要求沉樁結束后四根鋼管樁的樁頂高程偏差不能太大，須滿足小于0.05 m 的高精度要求。同時，海上風電四樁導管架基礎鋼管樁樁頂高程位于水下，而打樁錘大多采用水上打樁工藝，因此需采用水下送樁工藝。送樁器一般為鋼質管樁，管樁上部通過樁帽連接打樁錘，下部通過插樁導向連接基礎鋼樁。打樁過程中，打樁錘錘擊能量通過送樁器傳遞到基礎鋼樁頂部。由于基礎沉樁多了送樁器這一傳遞能量的介質，因此采用水下送樁工藝必然導致傳遞到基礎鋼管樁頂打擊能量的衰減，打樁錘的錘擊能量轉化效率降低。因此，海上風電多樁導管架基礎鋼管樁沉樁具有以下特點：

（1）實際沉貫樁頂高程與設計樁頂高程偏差要求小，沉樁精度要求高；

（2）采用水下送樁工藝，錘擊能量損耗大。

因此，在沉樁施工前選用哪種錘型以及采用多大能量進行沉樁施工在保證鋼管樁順利到達設計高程具有現實意義。

2.3 承載力分析及樁錘選取

（1）備選錘型。根據設計要求，鋼管樁擬打入深度為86.7 m，土層單樁承載力為70 000 kN，初步考慮從永安機械YC110、YC120、YC130、YC150、YC180 這5 種打樁錘選取擬采用的打樁錘型號，樁帽采用ZM3600 型號。這5 種打樁錘的樁錘參數和樁帽參數如表3 和表4 所示。

表3 打樁錘參數

表4 樁帽參數

（2）選取標準。根據波動方程理論，通過如下標準來確定擬采用的樁錘型號：①根據承載力-錘擊數曲線，同等條件下選取曲線斜率較大的錘型，即選取錘擊數增大而承載力增加較快的錘型；②根據初打地基承載力，選取終錘貫入度較大的錘型。出于對打樁錘及鋼管樁的保護，一般情況下，控制終錘的貫入不小于8 mm/擊；③根據樁身最大壓應力-錘擊數、樁身最大拉應力-錘擊數曲線，選取不超過鋼管樁材質設計抗壓強度、抗拉強度允許值的錘型。按照鋼管樁設計最大壁厚50 mm 考慮，根據《鋼結構設計標準》（GB50017—2017）現行規范的要求，鋼管樁壁厚50 mm 情況下抗拉抗壓強度設計值為290 MPa。

（3）不考慮送樁器影響計算結果分析。這5 種打樁錘的沉樁最大壓應力-錘擊數曲線如圖1 所示。由圖1 可知，最大壓應力-錘擊數曲線呈現“先不變后增大再不變”的趨勢，即當地基承載力較小時，錘擊數增大，樁身壓應力基本不變；當地基承載力較小增加到一定值，曲線出現“拐點”，曲線斜率突然增大，樁身壓應力隨著錘擊數增加而增加；當地基承載力較小進一步增大時，曲線斜率減小，樁身壓應力隨著錘擊數增加變化較小，趨于穩定。從圖1 中各曲線對比還可以發現，當單樁地基承載力一定時，選取樁錘越大，傳遞到樁身的壓應力越大，出現出現貫入度“拐點”時的時間越早。當錘擊數一定時，選取樁錘越大，傳遞到樁身的壓應力越大。因此，選取樁錘型號不能一味只追求選用大能量錘，選取樁錘時除了盡可能選用大能量錘外還需要同時滿足樁身材質抗壓設計強度的要求。

圖1 樁身最大壓應力-錘擊數曲線

這5 種打樁錘的沉樁最大拉應力-錘擊數曲線如圖2 所示。由圖2 可知，最大拉應力-錘擊數曲線呈現“先降低后增大再逐步穩定”的趨勢，即當地基承載力較小時，樁身拉應力隨著錘擊數增加而急劇減小；當地基承載力達到一定值后，曲線斜率突然增大，樁身拉應力隨著錘擊數增加而急劇增加；當地基承載力進一步增大時，樁身拉應力趨于穩定，隨著貫入度增大略微減小。由于傳遞到樁身上的拉應力主要由于沉樁過程中錘擊偏心導致的，且傳遞到樁身的拉應力較小，因此可以不考慮鋼管樁身拉應力的影響。

圖2 樁身最大拉應力-錘擊數曲線

當地基單樁承載力為70 000 kN 時，YC110、YC120、YC130、YC150、YC180 打樁錘對應的樁身最大壓應力和最大拉應力如表5 所示。由表5 可知，這5 中打樁錘均滿足工程需求。

表5 承載力分析計算結果

YC110、YC120、YC130、YC150、YC180 這5 種打樁錘的單樁承載力-錘擊數曲線如圖3 所示。各曲線隨著承載力增加，錘擊數增加。當承載力較小時，錘擊數和承載力近似線性增長，曲線斜率較大；當承載力較大時，錘擊數增加較快，曲線斜率降低，說明當承載力增加到一定數值后土層變得難以打入，錘擊效率降低。由圖1 可知，YC180 錘型的曲線斜率最大，YC150 次之，YC110 曲線斜率最小，因此在施工裝備條件允許情況下應盡可能選取大能量錘。按照土層單樁承載力70 000 kN計算，得到YC110、YC120、YC130、YC150、YC180 這5 種打樁錘終錘錘擊數和貫入度如表6 所示。由表6 可知，按照終錘貫入度不小于8 mm/擊考慮，選取YC150 和YC180 打樁錘滿足較為合適。

圖3 單樁承載力-錘擊數曲線

表6 承載力分析計算結果

綜合以上分析，在不考慮送樁器的影響時，地基承載為70 000 kN 時，選用YC150 和YC180 打樁錘較為合適。

（2）考慮送樁器對樁錘選擇的影響。考慮送樁器的情況下YC150、YC180 這2 種打樁錘的單樁承載力-錘擊數曲線如圖4 所示。由圖4 可知，同等承載力條件下，選用送樁器所需要的錘擊數更大。當承載力為70 000 kN 時，YC150、YC180 打樁錘不含送樁器和含有送樁器情況下的錘擊數和貫入度計算結果如表7 所示。

圖4 單樁承載力-錘擊數曲線

表7 承載力分析計算結果

由表7 可知，當考慮送樁器的影響時，YC150 打樁錘的終錘貫入度小于8 mm，不滿足要求。考慮本工程采用水下送樁沉樁的施工工藝，選用YC180 打樁錘較為適宜。

2.4 送樁器對錘擊能量的影響分析

考慮送樁器后，由于多了送樁器這一傳遞能量介質，相當于樁身長度加長。為了使鋼管樁達到設計高程，在同等貫入度條件下，需要施加更大的錘擊能量。考慮送樁器情況，錘擊能量相對于不設置送樁器情況下錘擊能量的變化率η 計算公式如式（1）所示。

式中：W1表示設置送樁器情況下樁錘錘擊能量；W2表示不設置送樁器情況下樁錘錘擊能量。

以YC180 打樁錘為例，計算得到設置送樁器情況下不同地基承載力與有效錘擊能量變化率關系如圖5 所示。由圖5可知，地基承載力從50 000 kN 增大到80 000 kN 時，錘擊能量增量從4.3%變化為7%，說明設置送樁器后，地基承載力越大，錘擊能量的變化率越大，且隨著承載力增大，錘擊能量變量變化率的斜率越來越大的趨勢。

圖5 設置送樁器后承載力與錘擊能量變化率曲線

2.5 可打入性分析及實際沉樁后反演分析

根據2.4 節分析，本工程考慮擬采用YC180 打樁錘施工。未沉樁施工前，選用YC180 液壓錘進行沉樁可打入性分析，設定打樁錘沖程為1.7 m，錘擊效率為0.7，不考慮沉樁過程打樁錘錘擊效率的折減及沖程的變化，采用GRLWEAP 程序進行可打入性分析。實際沉樁完成后，根據得到的實際沉貫數據（實際貫入度、錘擊能量等數據）再次采用GRLWEAP 程序進行進行可打入性驗證性分析，得到鋼管樁沉樁的入泥深度與錘擊數的關系曲線如圖6（a）和（b）所示，入泥深度與壓應力的關系曲線如圖6（c）所示，入泥深度與拉應力的關系曲線如圖6（d）所示，入泥深度與錘擊能量的關系曲線如圖6（e）所示。

運用GRLWEAP 程序計算得到沉樁完成后考慮實際錘擊能量變化的可打入性反分析計算結果與實際沉貫終錘的數據對比如表8 所示。由表8 可見，采用GRLWEAP 程序計算得到的終錘結果與實測數據較為接近。

表8 GRLWEAP 計算結果與實測數據對比

由圖6（b）和（e）可知，實際沉貫自重入泥深度為12 m，最大錘擊數為400 擊/m，發生在入泥深度50 m 附近，主要是由于實際錘擊能量較小導致的。同時，采用GRLWEAP 程序計算得到錘擊數（貫入度）曲線和實測錘擊數（貫入度）曲線擬合基本一致，說明采用GRLWEAP 程序在該打樁錘錘擊效率、厚軟粘砂土層條件下的進行沉樁可打入性分析是可行的。

由圖6（d）和（e）可知，在鋼管樁自重結束后的沉貫階段，采用大能量沉樁且不考慮沉樁能量變化時，鋼管樁樁身最大拉應力為120 MPa；采用小能量沉樁且考慮沉樁能量變化時，鋼管樁樁身最大拉應力為25 MPa。因此，當沉樁的初始階段，地基承載力較小，尤其是在鋼管樁自重沉貫剛結束階段，應控制打樁錘小能量沉樁，否則易導致鋼管樁樁身拉應力急劇增大的現象。

由圖6（a）（c）（d）（e）可知，沉樁過程中錘擊能量的變化對沉貫過程中貫入度、壓應力及總錘擊數影響較大，對沉樁結束階段的貫入度和傳遞樁身最大拉、壓應力影響不大。

圖6 GRLWEAP 沉樁可打入性計算結果

通過以上沉貫施工前可打入性分析及實際沉樁后反分析及實測數據驗證可知，沉樁施工前采用GRLWEAP 程序進行沉樁可打入性分析是有效的。

3 結論

（1）在沉樁前，依據已有地質資料采用GRLWEAP 程序模擬不同錘型對地基承載力的影響是必要的，通過這種方法可以初步預估沉樁的難易程度，從而選定所需要的錘型，然后依據初步選定打樁錘系統進行可打入性分析的方法通過工程實例證明是行之有效的。

（2）當承載力較小時，錘擊數和承載力近似線性增長，曲線斜率較大；當承載力較大時，錘擊數增加較快，曲線斜率降低，說明當承載力增加到一定數值后土層變得難以打入，錘擊效率降低。

（3）當地基承載力一定時，選取樁錘越大，傳遞到樁身的壓應力越大。因此選取樁錘型號不能一味只追求選用大能量錘，選取樁錘時除了盡可能選用大能量錘外，還需要同時滿足樁身材質抗壓設計強度的要求。

（4）當沉樁的初始階段，地基承載力較小，尤其是在鋼管樁自重沉貫剛結束階段，應控制打樁錘小能量沉樁，否則易導致鋼管樁樁身拉應力急劇增大。

（5）采用水下送樁工藝對沉樁能量的損耗因樁基承載力不同而不同，承載承載力越大，送樁器段損耗的能量越大。以本文為例，樁基承載力由50 000 kN 變化為80 000 kN，錘擊能量損耗率從4.3%增大到7%。

（6）沉樁過程中，錘擊能量的變化對沉貫過程中貫入度、壓應力及總錘擊數影響較大，但對終錘貫入度和傳遞樁身最大拉、壓應力影響不大。