海上風電單樁基礎軸向承載特性及軟弱土層影響分析

李超杰，朱洪澤，蘇浩然，蘇 凱，3，4

（1.浙江華東工程咨詢有限公司，浙江 杭州 310014；2.武漢大學水資源與水電工程科學國家重點實驗室，湖北 武漢 430072；3.武漢大學水工巖石力學教育部重點實驗室，湖北 武漢 430072；4.武漢大學海綿城市建設水系統湖北省重點實驗室，湖北 武漢 430072）

0 引 言

海上風電基礎的主要作用是固定風機整體結構并維持其穩定性，根據基礎結構是否與海床直接接觸可分為固定式基礎與漂浮式基礎。當前我國近海風電基本采用固定式基礎，其中單樁基礎較其他固定式基礎型式有結構簡單、施工簡便快捷、經濟性好等優點［1］，是目前應用最為廣泛的基礎之一［2，3］。近年來，隨著我國風電事業的快速發展，超長大直徑單樁基礎在海上風電中應用越來越多［4，5］。

對于單樁基礎而言，其水平承載力關系到風電結構運行期位移變形情況，而軸向承載力則直接關系到施工過程的順利與否。目前，眾多學者對單樁基礎軸向承載力展開了相關研究。梁超［6］對比了多個樁基軸向承載力計算理論公式及設計規范，并指出理論計算難以精確評估；董淑海［7］對水下大直徑單樁基礎進行了原位試驗以分析結構受力情況及樁-土作用特性；Lehane［8］對松砂條件下單樁軸向承載能力進行了試驗研究，并分析了樁基礎內壁與土體應力水平、內摩擦角及剪脹角間關系；Paik［9］對比了開口樁與閉口樁軸向承載力的差異，研究并推導了土塞效應的樁端承載力公式；劉冰雪［10］通過數值分析討論了樁周土體參數、樁間距等因素對軸向承載力的影響；徐國賓［11］基于數值模擬研究并確定了影響基礎軸向承載力的主要因素；張明遠［12］基于FLAC3D 對超長大直徑鋼管樁進行數值分析，模擬得到基礎軸向承載力與實測結果一致；劉文白［13］、黃周泉［14］對樁桶符合型海上風機基礎的軸向承載力進行了研究，并對該結構提出了設計優化方法。

目前大多數研究針對單一或特定海域土體基礎，并未討論地基中包含軟弱土層及其變化對于樁基軸向承載性的影響，然而我國部分海域砂土上存在不同厚度軟弱土層，例如上覆淤泥質粉砂土的等［15］，勢必將對樁基軸向承載力產生影響，因此有必要進行深入研究。本文借助大型通用有限元軟件平臺ABAQUS，首先討論了軸向承載特性判斷標準的差異，并進行了土體參數敏感性分析，隨后討論了軟弱土層位置及其厚度對軸向承載力的影響，以期為后續結構優化設計提供一定參考。

1 軸向承載特性判據及模型

1.1 軸向承載特性判據

對于摩擦-端承樁而言，單樁極限軸向荷載指當樁側摩阻力和樁端阻力導致樁周及樁端土體都達到塑性狀態，此時較小的軸向荷載增量將引起較大的沉降量。學術界與工程界以及不同行業、國家地區對于確定摩擦-端承樁極限荷載目前并沒有一個較為統一的標準［10］，主要通過荷載-位移曲線（Q-S曲線）類別進行判別［16］：①對于陡變型，通過確定平緩段與陡降段的拐點來確定樁基礎軸向極限承載力。此類方法受Q-S曲線比例尺影響較大，須選用合理的比例尺，以求得較為合理的軸向極限荷載；②對于緩變型曲線，無明確拐點，則根據樁頂沉降量來確定極限荷載，根據承載能力極限狀態和正常使用極限狀態不同而確定。這種方法具有明確且簡單的特征，一般情況下采用與樁徑相關的標準來進行判斷。Vesic［17］等人建議對于打入樁和灌注樁分別采用樁頂下沉量等于10%、25%樁徑時的荷載為極限荷載。表1給出了兩種軸向極限承載力控制標準。

表1 樁基礎軸向極限承載力控制標準Tab.1 Different control standards of axial ultimate bearing capacity

1.2 模型及驗證

為比較不同變形控制標準所確定軸向承載力大小，依托江蘇某800MW 海上風電場項目為工程背景，建立相關三維有限元模型。參考工程統一采用單樁基礎式風機，樁徑D=6.0 m，樁長L=74 m，其中泥面以下埋深MCD=52 m，樁基礎簡化為等壁厚，其值為d=70 mm。根據工程實測資料設鋼管樁的彈性模量E=210 GPa，泊松比ν=0.30，密度ρ=7.80 g∕cm3。參考風場海域地貌屬于南黃海濱海相沉積地貌單元，海底地形起伏明顯，根據工程勘測資料，各土層厚度及材料參數如表2所示，其中土層⑤為持力層，土層②為流塑狀軟土，工程性能差，屬于軟弱土層。

表2 地基各層土體參數表Tab.2 Soil parameters of each layer of foundation

利用ABAQUS建立相關有限元模型，并使用Mohr-Coulomb彈塑性屈服準則模擬地層土體的力學性質，樁基礎則假定為線彈性材料；模型水平范圍取為10 倍樁徑，縱向范圍為2 倍基礎埋深；整個模型均采用C3D8R 三維8 節點六面體單元進行劃分；模型邊界方面，地層土體底部約束其全部位移，同時約束地基土側面的法向位移，地基土體頂部為自由面；樁-土相互作用關系采用面-面接觸模擬，其接觸屬性法向為“硬接觸”，切向類型為“罰”摩擦函數，摩擦系數取0.3。同時，建立以土層⑤-中砂材料參數為基準的均質地基模型，并將其作為基礎方案，對應有限元模型如圖1所示。

圖1 有限元模型（基礎方案）Fig.1 Finite element model （benchmark scheme）

為對比不同控制標準下單樁基礎軸向承載力差異，在樁頂處梯度施加0～150 MN 豎直荷載，并提取樁頂軸向荷載-沉降曲線，如圖2所示。由圖2可知，該曲線具有較為明顯的拐點和陡降段，其破壞特征點比較顯著，標準1所對應的曲線轉折點處軸向荷載的大小為60.4 MN；若采用標準2，樁頂沉降位移達到0.1D時，單樁頂部所對應的軸向荷載為141.3 MN。

圖2 基礎方案中軸向荷載-沉降曲線Fig.2 Axial load-displacement curve in benchmark scheme

圖3為樁基礎沉降剛好達到變形控制標準時其樁身軸力分布曲線。由圖3可知泥面以上范圍內，由于單樁存在自重，樁身軸力沿樁頂向下緩慢增長；泥面以下由于樁內外摩阻力的存在，樁身軸力隨埋深增加而顯著減少，且深度越大，其衰減速率越快；同時樁端處仍存在著一定軸力，說明在上述標準下樁內外摩阻力均不能完全抵消樁頂荷載，仍有一部分荷載由樁端阻力承擔。摩擦型樁大部分軸向荷載通過樁側摩阻力以剪應力的形式傳遞到樁周土體中，樁側摩阻力大小決定了樁身軸力的傳遞速度。該典型樁樁周上部側摩阻力較小，樁身軸力傳遞較慢。

圖3 不同控制標準下的單樁軸力分布Fig.3 Axial force distribution under different control standards

如圖4展示了不同控制標準下的土體塑性區分布。當樁頂沉降達到變形控制標準1 時，地基土體幾乎沒有產生等效塑性應變；而樁頂沉降位移達到標準2時，樁基底端及側面出現較大范圍塑性區，且由于單樁剛度遠大于地基土體，單樁正下方處的塑性區出現明顯的延伸。

圖4 不同控制標準下地基土體等效塑性應變Fig.4 Equivalent plastic strain distribution of soil under different control standards

由上可知變形控制標準1、2所對應單樁軸向承載力相差較大。當采用與樁徑相關的標準，即以打入樁樁頂沉降10%樁徑作為其軸向承載力控制標準時，樁端土體出現較大范圍塑性應變，此種變形控制標準難以適用于海上風機大直徑鋼管樁在土體參數較差的分層地基中的情況。當樁頂沉降達到變形控制標準1 后，軸向荷載-沉降曲線進入陡降段，這說明以Q-S曲線之中轉折點處所對應的軸向荷載作為參考標準可以更好地反映摩擦-端承樁單樁極限軸向荷載的物理意義，且較為直觀。綜上所述，本文以荷載-沉降（Q-S）曲線中出現較為明顯陡降段時的轉折點所對應的軸向荷載的大小來確定基礎的極限承載力。

2 土體參數影響分析

2.1 地基土體彈性模量對樁基軸向承載力影響分析

采用圖1所示均質土體模型，參照表1中不同土層土體彈性模量范圍，在保證其他條件不變的前提下梯度設置10～35 MPa多個土體彈性模量方案進行加載計算。

相同荷載作用下，土體彈模越大對應單樁樁頂沉降量越小。土體彈性模量從10 MPa 增長到35 MPa 的過程中，在60 MN 同級荷載作用下，單樁樁頂沉降從大約150 mm 下降到60 mm，降幅達到60%；軸向承載力從58.53 MN 增長到60.79 MN，僅增長3.9%。由此說明地基土體彈性模量的增大對提升單樁軸向承載力作用較小，這與劉冰雪［10］等人研究結果一致。

2.2 地基土體摩擦角對樁基軸向承載力影響分析

圖5 地基土體彈性模量的影響Fig.5 Influence of elastic modulus of soil

與前文一致，參照實際工程中地層土體摩擦角范圍，設置25°～35°多個地基摩擦角方案進行加載計算。

與彈性模量影響相似，樁頂沉降位移與土體摩擦角成反比，但總體而言變化幅度較小。同時，土體摩擦角從25°增長到35°的過程中，軸向承載力增長了56.1%，說明地基土體摩擦角的增大對提升單樁軸向承載力作用顯著，且基本呈線性增長。

3 軟弱土層的影響

在實際工程中，地基土層存在性質較差的軟弱土層，同時上文也表明土體參數對基礎軸向承載力存在較大影響，因此為研究軟弱土層相對位置、厚度因素對單樁基礎軸向承載力影響，選取表1中強度較低的②-粉砂夾粉土作為軟弱土層，模型中其余土體部分仍采用⑤-中砂。

3.1 軟弱土層位置影響

為研究分層地基中軟弱土層相對位置對單樁軸向承載力的影響，取軟弱土層厚度為2D，并以軟弱土層頂面為基準，設置軟弱土層埋深由0 m 至泥面以下64 m，共設置17 種分層地基方案進行加載計算，并與前文基礎方案進行對比。圖7分別為軟弱土層頂部高程距離泥面0、64 m時模型示意圖。

圖7 軟弱土層埋深示意圖Fig.7 Schematic diagram of buried depth of soft soil layer

圖8（a）～（c）展示了部分方案Q-S曲線。相較于無軟弱土層時，隨著軟土從海床泥面處逐漸向下移動，單樁軸向承載力逐漸下降，當軟弱土層頂部深度為44 m時單樁軸向承載力降幅最大，此時單樁軸向承載力由無軟弱土層時60.40 MN 下降到50.24 MN，降幅為16.8%。隨著軟弱土層埋深進一步增加，單樁軸向承載力有較大提升，逐漸逼近無軟弱土層時單樁軸向承載力且最終趨于穩定。結合樁基礎埋深信息，上述結果說明樁端周圍土體對單樁軸向承載力影響較大，而上層土體對單樁軸向承載力影響相對較小。

圖8 軟弱土層位置的影響Fig.8 Influence of soft soil layer position

3.2 軟弱土層厚度影響

為進一步研究不同軟土厚度對軸向承載力的影響大小，結合上一小節結論，將軟弱土層底部固定在樁端以下12 m 處，并設置不同厚度軟土地基方案進行加載計算。圖9為軟弱土層厚度為4、64 m時的三維有限元模型示意圖。

圖9 軟弱土層厚度示意圖Fig.9 Schematic diagram of thickness of soft soil layer

如圖10所示為不同軟弱土層厚度條件下樁基礎軸向承載力變化情況。由圖可知軟土層厚度與軸向承載力成反比。同時，對于初期，增加軟弱土層厚度直到16 m時，單樁軸向承載力迅速降低；而后當軟弱土層厚度為16～32 m 時，降速基本恒定；再增加軟弱土層厚度，單樁軸向承載力持續降低，但降速也有所下降，直至上部土體全部為軟弱土層時，軸向承載力為31.919 MN，相較于無軟弱土層時，總降幅達到47%。

圖6 土體摩擦角的影響Fig.6 Influence of friction angle of soil

圖10 不同軟弱土層厚度下單樁軸向承載力變化曲線Fig.10 Variation of axial ultimate bearing capacity under variable thicknesses of soft soil layer

在實際工程應用中，通過增大樁端附近樁土之間摩阻力來提高單樁整體軸向承載力是一種性價比較高的工程措施，然而對于海上風電單樁基礎而言，改變樁端處土層泥質參數是較為困難的，因此可以通過對靠近樁端處樁身表面進行磨砂處理等工藝提高單樁軸向承載力。

4 結 論

本文依托江蘇某實際工程，首先對單樁基礎軸向承載極限控制標準進行了對比，并討論了不同土體參數對樁身沉降及軸向承載力的影響，最后考慮土體地基中軟弱土層位置及厚度所產生的影響，最終得到如下結論。

（1）相較于通過樁基礎沉降量為確定基礎軸向承載力的控制標準，根據荷載-位移曲線拐點確定均質土層下單樁極限承載力為60.4 MN，僅為前者控制標準的42.7%，二者差距較大。同時，達到控制標準時，前者樁端附近土體已出現較大范圍塑性區，控制標準難以適用于土體參數較差情況，因此建議采用根據荷載-位移曲線拐點作為軸向極限承載力計算控制標準。

（2）單樁基礎屬于端承摩擦型樁，所受軸向荷載大多通過樁側摩阻力以剪應力的形式傳遞到樁周土體中，因此提高土體摩擦角可顯著提高基礎軸向承載力；提高土體彈模可大幅降低樁頂沉降位移，但對提高軸向承載力效果并不顯著。

（3）當土體中存在軟弱土層時，軟弱土層越接近樁端，軸向承載力降幅越大，假定軟弱土層厚度為2倍樁徑時，最大降幅達到16.8%；當軟弱土層位于樁端時，其厚度的增加將持續降低樁基軸向承載力，并且呈現三段式分布，最終軸向極限承載力降幅為47%。因此建議通過表面磨砂等工藝對靠近樁端處樁身表面進行處理以提高單樁軸向承載力。