海上风电机组大直径嵌岩单桩基础结构设计关键参数的研究

上海勘测设计研究院有限公司 ■ 校建东 林毅峰

0 引言

单桩基础因其结构形式简单、施工技术成熟，在国内外海上风电场中均得到了广泛应用。目前我国已建成的单桩基础风电项目大部分位于江苏沿海地区，这些地区的地基为软基。然而，福建、大连、广东、广西的沿海地区存在大面积的浅覆盖层和裸岩地层，在这些地区建设海上风电场，其基础若采用桩基础则必然面临桩基嵌岩的问题。

弹模E是衡量岩石抵抗弹性变形能力的重要参数，而岩层的弹模E在桩基嵌岩问题研究中尤其重要，不同岩层、不同性状的岩石决定了其E值大小的不同，且直接对单桩变形、嵌岩设计有显著影响。本文采用广义H-B 强度准则及地质强度指标GSI 来确定福建某风电场的岩石参数，并通过Z-SOIL 有限元软件分析了桩基嵌岩设计中岩石的弹模、嵌岩单桩基础入岩深度及钢管桩桩身壁厚这3 个关键参数对桩身承载能力的影响。

1 H-B强度准则及地质强度指标GSI

1980年，Hoek 和 Brown[1-2]通过对几百组岩石的三轴试验资料和大量现场岩石试验成果进行统计分析，并结合岩石性状方面的理论研究成果和实践检验，推导出了岩石破坏时主应力间的关系式，即Hoek-Brown(H-B)强度准则。其表达式为：

式中，σ1为最大压应力，MPa；σ3为最小压应力，MPa；σc为岩石单轴抗压强度，MPa；mi为岩石经验参数，反映岩石的软硬程度。

对于岩石经验参数mi的取值，Hoek 和工程地质专业技术人员结合了大量的实验和工程经验，提出了一个比较详细的取值方法，如表1所示[3-4]。

表1 岩石经验参数mi 的取值

虽然最初的H-B 强度准则有很多优点，但其也存在一些不足，比如，未考虑不同岩体的强度参数、对于各向异性明显的节理岩石适用性差等[5]。于是在 1992年，Hoek 等[6]对 H-B 强度准则进行了改进，使其可同时应用于岩石和岩体，称之为“广义H-B 强度准则”，其表达式为：

式中，mb为无量纲参数；a为经验参数；s为反映岩体破碎程度的无量纲参数，取值范围为0～1.0，对于完整岩体，s取1.0。

广义H-B 强度准则在原准则基础上引入了岩体参数mb、s、a，以适用于低应力条件下质量较差的岩体。

如何选取准确的岩体参数是广义H-B 强度准则在工程应用中的关键。1994年，Hoek[7]提出了基于地质强度指标GSI 的岩体参数mb、s和a的取值方法为：

1)对于质量较好的岩体 (GSI＞25)，mb、s和a可表示为：

2)对于非常破碎的岩体 (GSI＜25)，mb、s和a可表示为：

2002年，Hoek 等[8]引入了一个可考虑爆破影响力和应力释放的扰动影响因素D(取值范围为0～1.0，岩体无扰动时为0，非常扰动时为1.0)，提出了基于GSI的岩体参数mb、s和a的取值方法为：

1999年，Sonmez 等[9]提出了较为详细的GSI定量评价方法，考虑到了不连续面分布体积率、粗糙度、风化程度和填充物性质等方面，可通过插值查地质强度指标GSI分级图获得以上信息，分级图如图1所示。

图1 地质强度指标GSI 分级图

广义H-B 强度准则可以反映岩石和岩体固有的非线性破坏特点，以及结构面、应力状态对强度的影响，能够解释低应力区、拉应力区和最小主应力对强度的影响，并适用于各项岩体的描述[10]。本文以福建地区某海上风电场项目的单桩基础方案为例，使用Z-SOIL 有限元软件，并采用H-B 岩体本构模型，对大直径嵌岩单桩基础受不同关键参数影响时的情况进行了系统地有限元模拟分析。

2 大直径嵌岩单桩基础参数的敏感性分析

2.1 基于GSI的岩体参数敏感性分析

福建地区某海上风电项目采用大直径嵌岩单桩基础方案，具体如图2所示。

图2 单桩基础布置

该单桩基础的直径为6.5 m；桩顶标高为10 m；泥面处标高为-8.3 m；桩底标高按入岩深度10 m 考虑，取-33.3 m。单桩基础土层参数如表2所示。

表2 单桩基础土层参数

采用Z-SOIL 有限元软件对单桩基础进行三维有限元建模。钢管桩桩身采用SHELL 单元，最下层弱风化花岗片麻岩采用H-B 岩体本构模型；其余土层采用摩尔-库伦(M-C)土体本构模型，桩土间接触面采用小变形接触模型；桩顶荷载水平力F=1833 kN，竖向力G=5000 kN，扭矩N=1773 kN·m，弯矩M=121565 kN·m。单桩基础有限元模型如图3所示。

图3 单桩基础有限元模型

本文所使用的Z-SOIL 有限元软件自带H-B岩体本构模型及硬化土(HS)等多种土体本构模型，且岩体参数以GSI为标准输入。弱风化花岗片麻岩岩体参数mi值按表1取值为30；根据图1中的GSI分级规则，确定岩层GSI取60，岩体参数mb、s和a值可根据式(5)计算求得，扰动影响因素的取值为0.1。在确定岩体GSI值时，由于GSI的精确插值很难把控，因此需要研究岩体的GSI值和弹模E的变化对嵌岩单桩基础抗变形能力的影响程度。通过改变底层弱风化花岗片麻岩的GSI的取值范围，从10向100 变化，计算嵌岩单桩基础的桩顶及泥面处的转角和位移分别与弹模E和GSI的关系，计算结果如图4～图7所示。

图4 桩顶转角、泥面处转角与弹模E 的关系

图5 桩顶位移、泥面处位移与弹模E 的关系

图6 桩顶转角、泥面处转角与GSI 的关系

图7 桩顶位移、泥面处位移与GSI 的关系

由图4～图7可知，随着GSI值或弹模E的增大，桩顶转角与位移及泥面处转角与位移逐渐减小，即钢管桩桩身变形逐渐减小，且减小趋势变缓；弹模E为3.16 GPa 时为明显拐点，即当持力层岩石GSI＞40 时，弹模E或GSI值的变化对钢管桩桩身变形已无显著影响。

2.2 钢管桩的桩身壁厚敏感性分析

钢管桩的桩身壁厚对其抗变形能力影响很大，本节仍以上文所述模型为例进行分析。采用控制变量法，选取GSI为60 的岩层模型，桩身壁厚从30 mm 增至70 mm。由于本次计算是针对卸载后钢管桩的残余变形，因此土体采用HS 土体本构模型。该模型能更好地模拟土体的塑性特征，并可以很好地模拟卸载后钢管桩的残余变形。桩身壁厚与泥面处位移和转角的有限元计算结果如图8、图9所示。

图8 桩身壁厚与泥面处位移关系图

图9 桩身壁厚与泥面处转角关系图

由图8、图9可知，钢管桩桩身壁厚对单桩基础抗弯性能有显著影响。随着桩身壁厚的增大，卸载后单桩基础的泥面处位移及泥面处转角均变小，且变化趋势逐渐减缓。但由于桩身壁厚增加到一定程度时会产生边际效应，因此，应选取合理的桩身壁厚。从图中还可以看出，卸载后钢管桩的残余变形位移约为最大荷载下变形位移的1/2，转角则平均约为最大荷载下的1/4。

2.3 入岩深度敏感性分析

在实际工程项目中，嵌岩单桩基础的嵌岩施工对设备、人力、可施工时间的要求很高，而且由于场地地基经常会出现岩层起伏大、覆盖层深浅不均的问题，对于基岩面位置的准确判断还有一定难度，从而造成嵌岩施工整体难度大。因此，有必要研究嵌岩单桩基础的入岩深度对其变形的影响，在把控嵌岩深度的同时还能提高经济性，对实际工程有着重要的意义。

本节使用控制变量法，在保证其余条件不变的情况下，研究嵌岩深度3～8 m 的变化对嵌岩单桩基础的变形影响，计算结果如图10所示。

图10 入岩深度与位移关系图

由图10可知，随着嵌岩单桩基础入岩深度的增加，单桩基础的泥面处位移也急剧减小，在入岩深度达到6 m 时出现明显的拐点，超过6 m 再增加入岩深度对单桩基础的抗弯性能提升不显著。

3 结论

本文通过对海上风电机组大直径嵌岩单桩基础结构设计时的参数进行分析，得到如下结论：

1)当持力层岩石物理性状较好时，即当岩层GSI＞40 时，此时GSI值的变化对嵌岩单桩基础的变形计算结果影响不大。

2)钢管桩的桩身壁厚增加到一定程度时，会产生显著的边际效应，因此在实际工程项目中，嵌岩单桩基础的钢管桩桩身壁厚可依据多组数值分析的结果选取，在符合规范要求的前提下，选取一个比较合理的值既能满足其结构设计的要求，又能节省材料，降低基础结构的工程造价。

3)嵌岩单桩基础卸载后的最小残余变形位移与其最大荷载下的变形位移呈一定的倍数关系，在实际工程的初步设计阶段，可结合数值分析的结果，利用此规则来初步确定单桩基础的残余变形，从而进行下一步的设计工作。

4)当嵌岩单桩基础的入岩深度达到一定程度时，其深度的增加对单桩基础抗变形能力已无显著提升。在实际工程中，可利用多种方法并结合数值分析的手段，确定嵌岩单桩基础的合理嵌岩深度，从而减少不必要的消耗，以提升工程整体经济性。