海上测风塔单桩基础设计与分析①

彭才智

(同济大学地下建筑与工程系，上海200092)

0 引 言

作为世界上最为环保并且清洁的可再生能源之一——风能，自80 年代起风力发电便开始进入到世界各国的研究领域.和陆地风能相比，海上风能有空间辽阔、资源极其丰富的优势.1991 年在丹麦落成的世界首座海上风电场把海上风电场开发推上了一个历史性的新高度［1］.对于我国而言，近海区域坐拥相当丰富的风能资源，从目前的研究成果来看，我国海上风能开发前景令人欣喜.作为全国的用电负荷中心的东南沿海一带，更是风能资源极其丰富的地区，在这里全年风速大于或等于3m/s 的小时数超过了7000h，而不小于6m/s 的小时数则高达4000h，其有效的风能密度更是在300W/m2以上.海上(包括近海和滩涂)风电开发逐渐成为了风能开发以及风电开发的主力军.而海上风电场的开发离不开对区域风资源情况的获取与评估，测风塔便是解决此问题的常用手段［2～3］.

目前国内尚无海上测风塔基础方面的设计标准，也没有成熟的设计经验和手段可供设计参考.本文根据测风塔的使用功能及设计年限，并参考国内外类似工程以及相关规程规范，结合实例讨论测风塔单桩基础设计与分析.

1 测风塔桩基础设计方法

1.1 测风塔单桩基础的设计要点

当处于正常工况下时，需要计算基础泥面处的位移、沉降等;而极限工况时，需要对桩身强度与其稳定性、桩基的竖向与水平承载力进行验算.单桩基础的桩径普遍较大，因而一般主要是通过水平承载力起控制作用而不是以竖向承载力起控制作用.单桩基础的基础刚度和变形验算都需要计算基础在水平荷载组合下的变形.因此，在其承载力和变形的计算中，水平向的计算是十分重要的.在海上测风塔基础所受的水平向荷载中大多属于长期的循环荷载.在此长期循环荷载的作用下桩侧土体的刚度会逐渐减小，同时桩基与浅层地基土之间的接触密实度也会逐渐衰减.因而还须考虑长期循环荷载作用的影响.

1.2 水平承载力计算方法

(a)建筑桩基技术规范方法

《建筑桩基技术规范》(JGJ 94－2008)规定，预制桩、钢桩、桩身配筋率不小于0.65%的灌注桩单桩水平承载力特征值按下式计算.

式中，EI 为桩身抗弯刚度;χ0a为桩顶允许水平位移;vx为桩顶水平位移系数［4］.

(b)挪威船级社方法

p–y 曲线法是国外水平受荷桩工程中常用的一种方法.挪威船级社海洋风机结构设计规范《Design of offshore wind turbine structures》(即DNV—OS—J101)以及我国的《海上固定平台规划设计和建造的推荐作法–工作应力设计法》(即SY/T10030—2004)同时都有将p–y 曲线法纳入其中:砂土则采用Murchison and O’Neill 的p–y曲线分析;而黏性土用Matlock 的p–y 曲线分析［5］，这是引入的美国石油协会规范所做的规定.与上所述都是来自实测的p–y 曲线模型有区别的是，此后如Reese(1975)、Dunnavant(1989)、Murchison(1991)等学者虽然都对水平桩的p–y曲线进行了现场试验，但是他们得到的p–y 曲线模型却各不相同，原因是他们在试验中采用的加载系统、实验所用的桩以及实验土体的分布都不同.目前关于统一的实测p–y 曲线模式还没有定论，工程中仍按照美国石油协会规范计算.

(c)Sullivan 改进p－y 曲线法(1980)［6］

Sullivan 在总结分析了Matlock 和Reese 的计算方法之后，改进土抗力的选取方法，提出了一种计算粘土的p－y 曲线.

地表处，单位土体的极限抗力为

在深部，按单位土体的极限抗力为:

单位长度土体的极限抗力 取以下三式中的较小值:

在静载的作用下，当x ＞12D 时，

初始段:

曲线段:

直线段:

当x ＜12D 时，

初始段:

曲线段:

折线段:

直线段:

对于较软的土，A=2.5，F=1.0，k 的取值如下表所示.

表1 k 值

在循环荷载的作用下，当x ＞12D 时.

初始段:

曲线段:

直线段:

当x ＜12D 时，

初始段:

曲线段:

折线段:

直线段:

(d)极限抗力方法(2005)［7］

在理想弹塑性p － y 曲线模型基础上，Randolph 结合傅里叶级数通过有限元方法计算得到了均质弹性土体中柔性桩性状，朱碧堂(2005)在此前的基础上，通过比对有限元和弹性地基梁的方法计算所得到的桩顶转角和变形，给出其地基反力模量取值如下.

当桩头处只有弯矩作用时:

当桩头只有水平荷载作用时:

式中，Ep 为其等效的实心桩的杨氏模量即EI/(D4/64);vs 为相应土体的泊松比;Gs 为土体剪切模量;G*为相应等效剪切模量，即(1 +0.75vs)Gs.

确定初始地基反力模量之后，更重要的是确定桩周土体的极限抗力.Guo(2002)建议采用如下LFP 表达式:

式中，pu 为单位长度土体极限抗力［FL－1］;AL 为LFP 的斜率［FL－1－n］，反映LFP 的大小;x 为地面下深度［L］;α0为反映地面土体抗力的常数或等效土体深度［L］;Ng为极限抗力系数;n 则为能反映出LFP 的形状的α0与x 之和的指数.

对于砂土则采用1D 深度处上覆压力γsD 计算AL;对于粘土和岩石而言，分别采用不排水抗剪强度Su和岩石单轴抗压强度qur进行计算.

通过室内和现场桩基试验的反分析以及压力测试表明，地基极限抗力为与近似成线性关系(Barton，1982;Zhang 等，2005)，因此Ng可表达为的线性函数.对于粘性土，由于粘聚力的存在，和n 往往大于零.通过选取合适的Ng、α0和n 组合，式(9)可近似拟合或包含现有LFP，因此将式(9)所确定的LFP 称为统一极限抗力分布，亦或简称Guo LFP.然而，上述极限抗力分布模式并不能适用于所有的桩基、土体和加载条件.实际Ng、α0和n值往往需要通过实测的桩基性状(Guo，2002)进行反分析得到.

根据大量的工程实例，通过实测的桩基性状可以反分析极限抗力，朱碧堂(2005)给出了极限抗力中各参数的的取值范围.在设计过程中，可根据该数据库，进行参数选取.因为在上述数据库中，桩径D=0.09 ～2.0m，不排水剪切强度Su=14.4 ～195.6kPa，所以分析结果既适用于微型桩，也可适用于大直径桩;既适用于软粘土，也适用于硬粘土.Ng=0.7 ～3.2，α0=0.05 ～0.2m.如果考虑地面硬粘土开裂或水力冲刷的效应，α0取零.以上结论同样适用于钻孔桩和打入桩;对于相对较为均质的(5 ～7)D 深度以内土体，n 取0.7;n 值在分层土体情况下可视土体组成条件不同变化:一般情况下，n 值在上软下硬的土层较大，在上硬下软的土层则相对较小.对于循环荷载对极限抗力的影响，朱碧堂通过大量实测的桩基性状反分析，认为循环荷载作用下Ng值为静载时的0.56 ～0.64 倍.

2 工程概况

2.1 海洋气象与水文条件

拟建风场所在地区位于福建省东北部，俗称闽东，大陆部分东西宽约191km，南北长约155km，总面积1.34 万km2.海域面积4.46km2，大小岛屿344 座，海岸线长达878km，约占全省的三分之一.

该区域属中亚热带海洋性季风气候，依山面海，气候温和，季节变化明显，夏季(6 ～8 月)以东南风为主，春季(3 ～5 月)偏南、偏北风频繁，冬季(9 ～翌年3 月)盛行北风.陆地风能资源十分丰富，近海海域的风能资源更加丰富，海域风能理论蕴藏量在2000 万kw 以上.

2.2 工程地质条件

场址区域位于闽东火山断拗带次一级构造单元福鼎～云霄断陷带的东北部.区内构造方向以NE 向为主，地质构造相对稳定，对工程影响不大.场地表层覆盖第四季海相况积物，为淤泥、贝壳，厚度约为l5 ～50m，基岩为燕山晚期第三次侵入的含黑云母花岗岩.场地内无深大断裂和活动性断裂通过，区域构造稳定性较好.

根据国家标准《中国地震动参数区划图》(GB l8306－2001)，该风电场场址附近海域抗震设防烈度为7 度，地震动反应谱特征周期(中硬场地)为0.40s，地震动峰值加速度0.1g.拟建场地沿线属少震、弱震构造稳定区.

根据闽东海区海图，海水深度20m 内，海床较平缓，上部为多年沉积多韵律粉砂层、粉土层及黏土层，下伏为花岗岩、流纹岩、熔结凝灰岩和粗面岩等.

由于目前尚无地质勘察查资料，参照福建省霞浦县内某特大桥地质资料，桥段北始柯头山，南接虎屿岛，与海上测风塔工程所处地质环境类似，具有一定代表性，地层分布如图1 ～2 所示.土层参数如表1 所示.地基土第一层为淤泥土，第二层为强风化花岗岩，第三层为弱风化花岗岩.由于实际地层起伏较大，淤泥土层厚取15m;强风化花岗岩层厚度取5m.

表2 土层参数表

3 桩基础设计方案

3.1 结构形式与基础方案

测风塔结构采用塔筒型结构形式.当基础为单桩基础时，塔筒与钢管桩直接焊接或者通过高强灌浆连接材料连接，当基础为多桩基础时，需要在桩基与塔筒设置钢构架，以固定上部塔筒并传递塔筒荷载.

塔筒高度H=100m，底部直径取3m，顶部直径1m，塔筒壁厚采用变厚度，底部30m 段壁厚3cm，中部30 ～65m 段壁厚采用2cm，顶部65m ～100m 段壁厚1cm.

结合初步地质资料和本报告第二部分的选型分析，工程桩拟定采用预制钢桩芯柱嵌岩桩.采用单桩基础形式，桩径取3m，壁厚3cm，考虑到桩基嵌岩，需打至强风化花岗岩底部，为了避免打桩时桩端钢管卷曲，可采用统一壁厚，桩长34m，嵌岩段4m，采用钢筋混凝土填筑，混凝土浇注高度8m.当采用小直径桩基时若钢管内填筑混凝土，结合嵌岩混凝土分布范围，则可取全桩长灌注混凝土.

3.2 设计基本条件

方案设计中涉及的基本条件与相关说明如下.

机构中构件的长度都为常数，构件1的角度θ1为固定值，构件2由液压装置控制作为原动件，所以θ2为独立变量。然后只剩下构件3和构件4的角度θ3和θ4待求，它们的代数表达式的形式是构件长度、构件1的角度θ1和一个变量角θ2的函数

(1)塔筒高度为初定高度，尚需根据实际要求调整，调整后基础设计需要重新计算.

(2)本方案仅涉及地基基础部分，不包括塔筒结构部分的强度、稳定性等计算与校核.

(3)计算中采用的海洋水文气象条件和地质资料等见本报告第一部分.

图1 土层分布情况

(4)考虑到测风塔使用年限较短，一般为5 年左右，故管桩壁厚选取中未考虑腐蚀预留厚度，当海上测风塔使用年限较长时应适当增加壁厚.

(5)作为初步设计，尚没考虑测风塔平台所受的自重、风荷载和平台活荷载，这些荷载不起控制作用，影响较小，可在详细设计中予以考虑.

(6)由于水位资料均为假定，故设计中对于塔筒高度和桩基悬臂高度的确定暂不考虑水位变化的影响.

(8)荷载计算中未考虑测风设备的自重和风荷载.

(9)设计中暂不考虑钢管桩防腐蚀措施.

图2 3m 直径桩顶水平力与位移曲线

3.3 水平承载力与位移计算

对于直径3m 的钢桩，采用挪威船级社(DNV－OS－J101)方法、Sullivan(1980)方法、和极限抗力方法计算的桩顶水平力与水平位移关系如图5～8 所示.计算中同时考虑了静载特性和循环荷载下对桩顶水平位移的影响.由图可见，在小位移情况下循环荷载与静荷载下桩顶位移一致，只有在变形达到一定量值下才能体现出循环荷载的折减效应，但各种方法对于折减的起始点各不相同.《建筑桩基技术规范》(JGJ 94－2008)中采用水平位移为10mm 对应的水平力作为桩基水平承载力，考虑到测风塔工程有别于民用建筑水平位移控制标准，取15mm 对应的循环荷载下桩顶水平力作为桩基水平承载力值.对应15mm 的位移上述3 种方法的水平力分别为1360kN、1150kN 和1310 kN，故可取桩顶水平承载力设计值为1100kN.

4 结 论

本文在归纳了海上测风塔单桩基础的设计要点的基础上，通过结合某海上测风塔基础设计实例与海上测风塔环境等特点进行了分析，得到以下结论:

(1)海上测风塔单桩基础受到的环境荷载主要是以水平方向的长期循环荷载为主，因此其设计主要由变形及基础水平向承载力所控制，竖向承载力一般情况下不起控制作用.

(2)讨论了m 法、p－y 曲线法、Sullivan 改进p－y 曲线法以及极限抗力方法在海上测风塔单桩基础设计中关于水平受荷桩的计算与分析，为类似工程提供参考.

［1］ 王国粹，王伟，杨敏.3.6MW 海上风机单桩基础设计与分析［C］.岩土工程学报.2011.

［2］ 万文涛.海上风电测风塔的选型［J］.海洋石油，2011，31(1):90－94.

［3］ 梅毕祥，杨敏.海上风机单桩基础设计要点及有限元分析实例［J］.海洋技术学报，2014，(1).

［4］ JGJ94－2008.建筑桩基技术规范［S］.北京:中国建筑工业出版社，2008.

［5］ MATLOCK H M，REESE L C.Generalized solutions for Laterally Loaded Piles［J］.J Soil Mech and Found Div，ASCE，1960，86(5):122–133.

［6］ W.R.Sullivan，L.C.Reese and C.W.Fenske.Unified Method for Analysis of Laterally Loaded piles in Clay.Institution of civil Engineers，Numerical in Offshore Piling.IEC.London 1980，135－146.

［7］ 朱碧堂，杨敏，Guo.W.D.基于统一极限抗力分布的侧向受荷桩分析［C］.宁波:第七届全国桩基工程学术年会.2005:126－135.