吸力桶基礎在陽江沙扒海上風電場施工中的應用

李元松，侯 瑛，葉紹其，李昭憲，潘勝平，張 鑫

1.武漢工程大學土木工程與建筑學院，湖北 武漢 430074；

2.中鐵大橋局集團第五工程有限公司，江西 九江 332001

自從1994 年挪威Europipe16/11-E 大型導管架平臺基礎的成功安裝以來，吸力桶因其定位準確、施工效率高、回收簡單、受水深影響小等諸多優點，很快成為海上施工平臺的一種重要基礎形式［1］。然而，由于其核心技術被少數幾個國家所壟斷，相關的應用和工程實例較少［2-4］。導向架平臺吸力桶基礎的應用關鍵在于解決以下3 個方面的技術問題［5-7］：①如何有效實現吸力桶順利沉貫至設計深度和高效回收；②沉貫/頂升過程中的安全控制；③安裝完成后承載力能力是否滿足要求。目前，在國內吸力桶基礎設計計算尚無規范性指導文件，工程實踐缺乏理論依據，開展吸力桶基礎設計流程、計算方法和校驗參數的歸納總結，勢在必行，且意義重大。

本文以廣東某海上風電場導向架平臺基礎安裝工程為背景，在歸納總結國內外相關領域勘察、設計規范與工程應用成果的基礎上，提出一套完整的近海施工平臺吸力樁基礎設計計算方法，包括吸力桶基礎貫入阻力計算方法、校核與驗算標準、沉貫安裝與回收過程控制技術，選取2 個具有代表性的導向架平臺吸力桶計算參數，說明其計算方法、過程控制與實施效果。以供類似吸力桶基礎設計、施工時參考。

1 工程概況

1.1 項目概況

粵電陽江沙扒海上風電項目場址位于廣東省陽江市陽西縣沙扒鎮附近海域，涉海面積約48 km2。場址水深范圍23～27 m，中心離岸距離約20 km。項目規劃裝機容量為300 MW，擬布置1 臺單機容量5.5 MW 的風電機組和46 臺單機容量為6.45 MW 的風機機組，配套建設一座220 kV海上升壓站及陸上運維基地。風機機組采用四樁非嵌巖導管架基礎、三樁嵌巖導管架基礎和吸力桶基礎等3種形式，主體鋼管樁直徑2.4、3.5、4.0 m。其中47 個機組基礎采用三樁或四樁導向架吸力桶基礎平臺進行施工。單個導向架平臺布置4 根φ5 000 mm×d30 mm吸力桶，4根吸力桶呈正方形布置，樁間距26 m，樁長6.5 m；吸力桶頂通過φ1 500 mm×d18 mm 鋼管立柱與上部作業平臺聯接。

1.2 工程地質水文地質條件

（1）地形地貌。項目區域內，水深變化較為平緩，海底標高-24.2 m 至-27.1 m，整體從北西向南東方向水深逐漸加深。海底地形較為平坦，坡度基本小于0.5°。

（2）地層巖性。風電場覆蓋層按其成因類型主要包括：①全新統海相沉積層（Q4m）；②全新統海陸過渡相沉積層（Q4m+al）；③第四系殘積黏性土層（Qel）；④下伏基巖為中生代晚白堊系泥質砂巖；⑤砂巖和；⑥古生代寒武紀花崗片麻巖。

（3）地震動參數。根據工程地質勘察報告，風電場場地類別為Ⅲ類，地震動峰值加速度為0.125g，反應譜特征周期為0.45 s。

（4）場區最大水深29 m，導向平臺工作狀態及非工作狀態最大風速分別按20.7 m/s 和34.6 m/s計算風載。平臺施工、鋼護筒打入按最大波高2.5 m、周期6 s 計算波浪力。平臺施工、鋼護筒插打按1 m/s 流速計算水流力。

1.3 吸力桶計算參數

（1）桶體參數：吸力桶外徑D=5.0 m，壁厚t=0.03 m，設計貫入深度L=6.5 m，桶體自重498.48 kN，水下自重按410.55 kN 計。E=210 GPa，μ=0.3，屈服強度σy=345 MPa。

（2）上部荷載：貫入時樁頂豎向力766 kN；在位工況豎向荷載1 743 kN，彎矩M=669 kN·m，最大水平荷載378 kN。

（3）地層參數。從47 個機組基礎中選取2 個具有代表性的導向架平臺吸力桶地層計算參數，見表1。

表1 WT17 和WT42 樁位地層及計算參數Tab.1 Stratum and calculation parameters of suction buckets of WT17 and WT42

2 施工分析計算

吸力桶施工分析計算主要包括貫入阻力、承載能力分析與結構屈曲驗算。

2.1 貫入阻力

貫入阻力計算是吸力桶基礎設計的重要內容，也是施工過程控制的關鍵技術環節。關于貫入阻力的計算已有大量的理論與試驗研究［8-10］，目前國內外工程設計主要引用美國石油協會（American Petroleum Institute，API）［11-12］和挪威船級社（Det Norske Veritas，DNV）［13-14］中推薦的靜力平衡法和孔壓靜力觸探（Based-CPTU）法。本次計算采用靜力平衡法。假定吸力桶內外側壁摩擦系數相同，并不考慮土塞效應，給定貫入深度hn的貫入阻力：

式（1）中：n為分層計算的總層數；Qtot為總貫入阻力；Qside為沿桶側壁摩阻力；Qtip為桶的端阻力；Atip為桶端圓環面積；Sui為第i分層土體不排水抗剪強度；Nci為承載力系數，其取值與計算目的有關［11］；Nqi為承載力系數，對于黏土，一般取1.0；對于砂土參見API［12］；Sutipi為桶端土體不排水抗剪強度均值；K為側壓力系數，一般采用實測值，若無實測數據，對于黏土，K=0；對于無黏性土，K=0.8，或根據K=（1-sinφ）（式中φ為土層內摩擦角）計算，；δ為桶與土體之間的摩擦角（°），當無實測值時，δ可按文獻［11］取值；αi為安裝過程中土體的黏性系數，當無實測數據時，可按式（2）計算：

其中：ψ=Su/p'0，p'0為計算點的有效豎向應力。

據此方法，典型四樁導向架平臺WT17 與WT42 貫入阻力計算結果見表2。

表2 吸力桶WT17 和WT42 貫入阻力Tab.2 Penetration resistance of suction buckets of WT17 and WT42

2.2 承載能力驗算

吸力桶承載能力驗算一般指豎向承載能力、水平承載力與抗拔承載力驗算。研究表明導向架平臺基礎水平荷載和上拔力均較小，主要進行在位豎向承載力驗算。

2.2.1 計算工況及標準

（1）驗算工況

工況A：設計貫入深度，桶底與土體充分接觸，吸力桶貫入到設計深度對應的承載力；

工況B：考慮最大可能土塞高度（1 m）時，吸力桶的承載力。

當設計貫入深度小于考慮土塞效應的深度時，不再考慮土塞貫入深度工況，即不對工況B 對應的豎向承載力、強度、屈曲與貫入可行性進行計算。

（2）驗算標準

工況A：允許安全系數取1.5（正常狀態）；工況B：允許安全系數取1.25（極端狀態）。

結構強度利用系數U.C（Unity Check）小于1.0；貫入可行性分析安全系數取1.25。

2.2.2 豎向承載力驗算 海上作業平臺豎向承載力驗算式為：

式（3）中：Qu，t為t時刻吸力桶極限承載力，kN；一般情況下，吸力桶豎向承載力隨時間延長有所提高，貫入終止時刻承載力為最小值；Qk為上部結構傳遞荷載標準值，包括吸力桶自重，kN。

對于工況A：Qu,t=Qout+Qp，其中Qout為桶壁外側摩擦力，Qp為桶端部土體的承載力（土塞效應系數取1）；

對于工況B：Qu,t=Qout+Qin+Qtip，其中Qout為桶壁外側摩擦力，Qin為桶壁端部承載力（土塞效應系數取0），Qtip為桶端圓環面積。

據此算法，WT17 與WT42 豎向承載力驗算結果見表3。

表3 吸力桶WT17 和WT42 豎向承載力驗算Tab.3 Checking calculation of vertical bearing capacity of suction buckets of WT17 and WT42

2.3 桶體強度與屈曲驗算

2.3.1 桶體強度驗算 按API RP 2A 建議，吸力桶貫入過程中，每一點的強度應滿足要求，強度驗算分兩步進行。

（1）計算單向荷載作用下應力，計算方法參見文獻［11］。

（2）按式（4）進行結構強度校驗。

式中，σm為Mises 應力；σp為許用應力；σy為材料屈服應力；η安全系數，一般取0.8。

按此方法，WT17 與WT42 吸力桶強度驗算結果見表4。

表4 吸力桶WT17 和WT42 貫入過程強度驗算Tab.4 Strength calculation of suction buckets of WT17 and WT42 in penetration process

2.3.2 桶體穩定性驗算 吸力桶一般都是鋼制薄壁圓筒，在沉貫過程中可能出現局部板殼失穩與整體柱狀失穩2 種失效模式，而這2 種失效模式與桶體幾何構造、徑厚比D/t密切相關。鋼結構設計標準（GB 50017—2017）還無針對性的條款用于指導圓筒的穩定性驗算，API RP 2A—2005 適用于60≤D/t＜300 的鋼制圓筒，API BULL 2U 適用于300≤D/t＜1200 的鋼制圓筒。

（1）計算模型

圖1 為軟土無支撐長度L0、直徑D、壁厚t、貫入深度d、側壁受橫向壓力p，頂板受上部荷載與豎向壓力差p作用的吸力桶計算模型。

圖1 桶體屈曲計算簡圖Fig.1 Simplified diagram of bucket buckling calculation

（2）局部穩定性驗算

吸力桶局部穩定性驗算程序如下：

①計算單向荷載作用下的應力fa，fb和fθ；

②計算單向荷載作用下結構的臨界屈曲應力；

③組合荷載作用下，臨界屈曲應力需滿足式（5）。

式（5）中：Ra=Ffcj/Fxcj，Rh=Fθcj/Frcj分別為組合應力作用下軸向臨界應力和環向臨界應力與單向應力條件下軸向臨界應力和環向臨界應力的比值；c為桶體構造系數。

④計算屈曲條件下的允許應力。

屈曲應力安全系數：FS=1.67ψ（一般工況）；FS=1.25ψ（極端工況）。其中ψ為屈曲應力安全系數。

允許應力：計算允許應力Fa，Fb和Fθ。

⑤屈曲校驗

按下式進行屈曲校驗：

以上各物理量的含義及計算方法，詳見API Bull 2U［15］。

（3）柱狀穩定性驗算

吸力桶柱狀屈曲穩定性按下述步驟進行驗算：

①計算柱狀屈曲應力，計算方法見API RP 2A［11］。

②計算柱狀屈曲許用應力

對于fa/Fa≤0.15：

對于fa/Fa＞0.15：

其中：Cm為等效彎矩作用影響系數，當端部有約束時取0.85，無約束時取1.0；Fe’為彈性屈曲允許應力基本值，其計算方法見文獻［10］。

據此方法，WT17 與WT42 吸力桶貫入過程中穩定性驗算結果見表5。

表5 吸力桶WT17 和WT42 貫入過程穩定性驗算Tab.5 Stability calculation of suction buckets of WT17 and WT42 in penetration process

3 貫入/頂升可行性分析

貫入可行性分析就是在設計貫入深度范圍內，將土層分為若干厚度單元，分別計算其臨界吸力、允許吸力與需求吸力，逐層判斷吸力桶是否可安全貫穿。根據工程經驗，判定標準定為貫入安全系數1.25。頂升回收為貫入的逆過程，阻力計算與貫入時類似。

3.1 臨界吸力

（1）黏性土

將引起桶端土體整體反向失效以及大量土體吸入桶內的吸力定義為給定深度處的極限吸力ΔUcrit，其計算公式為：

式（10）中：Ains為桶壁的內側面積，其余符號同前。

（2）無黏性土

對于均勻無黏性土層，Senders 等［16］給出經驗公式：

式（11）中：D為吸力桶直徑；H為吸力桶高度。

（3）對于層狀土層夾無黏性土層

本文建議先計算無黏性土層的直接上覆黏土層的臨界吸力，再按分層厚度代入式（11）計算無黏性土層的臨界吸力，兩者相加即為混合土層的臨界吸力。

3.2 允許吸力

許用吸力ΔUallow按式（12）確定：

式中：k為安全系數，推薦值為1.5；γw為海水容重；h為吸力桶頂水深。

3.3 所需吸力

吸力桶所需吸力ΔUreq按式（13）確定：

式（13）中：W'為吸力桶浮重及上部平臺分配的重量，kN；Ain為吸力桶的有效凈截面積，m2。據此方法，WT17 與WT42 吸力桶貫入過程可行性分析結果見圖2。

圖2 吸力桶貫入過程控制曲線：（a）吸力桶WT17，（b）吸力桶WT42Fig.2 Curves of suction buckets in penetration process：（a）suction bucket WT17，（b）suction bucket WT42

由圖2 可以看出，在該風電場特定地質環境條件下，自重貫入深度達3～4 m，占總深度6.5 m 的50%～60%；貫入時，實測吸力與理論計算值有一定誤差，但遠離允許吸力控制線，具有一定的冗余度。實測吸力值與理論計算值出現誤差的原因，一方面與地層參數的變化有關，另一方面多桶平臺架貫入時，沉貫速率的不均導致上部荷載的分配有所調整。由此可見，三桶或四桶平臺架沉貫過程必須加強監測監控，根據實測信息隨時調整各桶吸力。

3.4 頂升能力分析

導向架平臺在完成打樁作業后，要進行拆除移位。工作平臺移位之前需向桶內注水將吸力桶從海底頂升拔出，為安裝貫入的逆過程。分析頂升能力時，應考慮吸力桶的頂升能力受桶內土體承壓能力的限制，即防止桶內土體失穩破壞。WT17 和WT42 吸力桶在設計貫入深度的頂升能力見表6。

表6 吸力桶WT17 和WT42 頂升能力Tab.6 Jacking capacity of suction buckets of WT17 and WT42

表6 中剩余頂升壓力表明，吸力桶注水壓力完全可以克服桶側土體摩擦阻力與桶體自重，吊機主要是安全儲備與輔助扶正作用。

4 結論

本文以陽江沙扒海上風電場工程為背景，系統地總結了導向架平臺吸力桶基礎施工過程中貫入阻力計算、承載能力驗算、桶體強度與穩定性校驗、貫入可行性分析的計算方法、參數選擇與計算步驟。并以2個四樁平臺吸力桶基礎施工控制過程為例，將計算結果與實測數據對比分析。結果表明：

（1）貫入阻力計算式（1）源于API 和DNV，經歸納整理提出，既適用于黏性土層，也適用于無黏性土層，是吸力桶貫入阻力的通用表達式；

（2）文中承載能力驗算工況、驗算標準相較永久基礎的驗算，安全風險偏大，但比較符合施工平臺臨時性特點；

（3）對于徑厚比為60≤＜D/t＜1 200 的吸力桶，桶體結構穩定性，只需進行局部屈曲驗算即可，無需進行柱狀屈曲驗算；

（4）陽江風電項目工裝平臺吸力桶基礎的成功應用，其施工計算方法與實測數據為類似工程項目的設計、施工提供參考和借鑒，也為今后規范的形成、制定積累經驗。