海上风机单桩基础沉桩可打性及疲劳损伤分析

2020-03-05和庆冬

水力发电 2020年11期

熊根，尚进，和庆冬，李炜

(1.浙江省深远海风电技术研究重点实验室，浙江杭州 311122；2.中国电建集团华东勘测设计研究院有限公司，浙江杭州 311122；3.国家电投集团江苏海上风力发电有限公司，江苏盐城 224000)

0 引言

海上风电开发是沿海国家风电发展的方向，是风电技术进步的制高点和推手，同时也面临诸多挑战[1]。根据世界风能理事会发布的2019年全球风能报告[2]显示，2019年全球新增海上风电装机6.1 GW，占新增风电装机总量的10%，创历史新高，较2015年时的比重提高了一倍，中国海上风电新增装机超过2.3 GW，仍居世界首位。在海上风电场的建设中，基础结构的成本占总造价的比例较高，其中大直径单桩基础由于具有结构受力简单、承载力大、施工效率高等优点，在海上风电基础工程中得到广泛应用。

表1 土层参数

目前，海上风机大直径单桩基础的沉桩方法主要是锤击动力沉桩，即用以蒸汽、柴油或液压为动力的冲击锤将桩打入预定海底。然而由于海洋工程地质条件的复杂性，在实际的动力打桩过程中，对大直径大长度的钢管桩常会遇到桩无法下沉至设计贯入度，或即使达到贯入度，但不满足设计承载力要求，甚至亦会出现拒锤和溜桩等情况[3-5]。当然，国内外学者亦对此作了深入的研究。李飒等[5- 6]先后开展了大直径钢管桩非连续打桩过程中拒锤原因的研究与考虑溜桩影响的土阻力研究；汤立军等[7]针对旅大32-2PSP海洋平台钢桩研究了其可打入性；刘明等[8]系则统研究了海洋平台钢桩的可打入性分析方法及适用性。

海上风电大直径单桩基础的疲劳损伤主要由两部分原因引起，一是单桩基础在其服役期间所承受的周期性荷载作用，二是打桩期间桩锤锤击所产生的桩身拉-压交变应力[9-10]。其中，尽管打桩持续时间不长，但钢管桩桩身所受应力变幅较大，由此引起的疲劳损伤却不容忽视。Lotsberg等[11]对荷兰某海上风电场风机钢管桩进行了打桩过中的疲劳损伤及服役期间环境荷载与使用荷载共同作用下的疲劳损伤评估，结果表明，钢管桩在打桩过程中所遭受的疲劳损伤约占总体疲劳损伤的13%；尤其是Tang等[12]依托墨西哥湾某海工结构的钢管桩锤击沉桩工程，指出锤击动荷载所造成的疲劳损伤占比高达70%～90%。

为此，有必要综合研究海上风电场风机大直径单桩基础的可打入性与打桩过程中所引起的疲劳损伤。本文以实际工程为背景，基于打桩实测记录，采用GRLWEAP建立可反映动态沉桩的动力打桩模型，借此确定打桩过程典型近海地质条件下的土阻力分布，并进一步探讨桩身截面疲劳损伤的分布规律。

1 工程概况

某海上风电场工程位于黄海近海海域，该工程拟安装单机容量4.0 MW的机型，基础拟采用大直径单桩基础。该场区地貌属滨海相沉积地貌单元，根据钻孔揭露的地层结构、岩性特征、埋藏条件及物理力学性质，勘探深度内(勘探孔最深79.50 m)均为第四系沉积物，该场区勘探深度范围内上部①～③层为第四系全新统(Q4)冲海相粉土、粉砂，下部为晚更新世(Q3)陆相、滨海相沉积物。共分8个大层，根据土性及物理力学性质细分为15个亚层，3个典型机位钻孔现自上而下分述见表1。本工程6号～7号以及16号单桩基础主要参数见表2。典型机位桩体设计如图1所示。

表2 工程桩主要参数表

图1 桩体结构示意

根据地质建议选择适当埋深的⑥-1层粉砂、⑦-1层粉质黏土及以下⑦-2层粉砂、⑧-1层粉质黏土作为桩基持力层，此时，单桩基础则需穿过③-2层粉砂、⑥-1层粉砂、⑦-1层粉质黏土层，而上述土层由于存在较大的土抗力对沉桩有较大影响。现场采用锤击法进行施工并记录其沉桩过程，表3是3个机位沉桩情况，由表3可知，上述3台机位的单桩基础均是在自沉后进行压桩，锤击过程中并未发生溜桩现象。

表3 沉桩情况汇总

表4为典型机位6号单桩基础的实测沉桩全过程记录。

2 可打入性反分析

为对大直径单桩基础的可打入性进行准确预测，亟需确定打桩过程中的土阻力。为此，借助打桩波动方程分析程序GRLWEAP对场区已沉单桩基础进行反分析，即基于GRLWEAP建立打桩模型并获取锤击数-贯入深度以及贯入度曲线的计算值，将其与已有沉桩实测值对比并逐步调整各土层土体参数，藉此获取打桩过程中的实际土阻力。

2.1 计算理论与计算参数

在1931年，Isaacs将反映桩周土阻力的参数项R引入古典的波动方程以描述打桩过程中桩身的波动作用。

(1)

在求解上述波动方程时，Smith将打桩系统(包括桩锤、桩帽、锤垫、桩垫及桩身)予以离散化，各单元由不可压缩的刚性快代表，单元刚度则由无质量弹簧来模拟，最后利用GRLWEAP软件进行计算求解。GRLWEAP软件为基于Smith模型并采用有限差分法工作的打桩波动方程分析程序。

桩锤作为锤击沉桩的主要设备，该工程所选用的桩锤为MHU-1900S型，其数值计算所需的基本参数如表5所示。

在采用GRLWEAP模拟计算时，需确定桩周土与桩端土的最大弹性变形和阻尼系数。其中，土体的最大弹性变形值与土类、桩径以及桩端形式(开口、闭口)等因素有关。鉴于Ramer和Hudgins曾指出波动方程的数值解对土体的最大弹性变形化并不敏感，且GRLWEAP软件给出了相应的建议值。因此，在该数值模拟中取桩侧土弹性变形值qs=2.5 mm，桩端土弹性变形值qp=2.5 mm。对于阻尼系数而言，已有研究表明桩端土的阻尼系数对桩承载力的预测和沉桩能力预测影响很小，而桩侧土阻尼系数对其影响较大，应谨慎选取。同样，GRLWEAP软件也给出了不同土体类型时的土体阻尼系数值，即桩侧松散土阻尼系数为Js=0.16 s/m，桩侧密实土阻尼系数为Js=0.65 s/m，桩端土阻尼系数则取Jp=0.50 s/m。

2.2 反分析计算结果

图2给出了6、7号以及16号单桩基础单位入土深度的锤击数。由图2可知，该桩体沉桩过程中的单位入土深度的锤击数实测值与基于GRLWEAP软件的计算结果的整体趋势基本一致，表明基于GRLWEAP所建立的动力打桩模型可准确反映其动态沉桩过程。同时，图2中的横线为不同土层分界线，则可知该桩体沉桩过程中单位入土深度的锤击数与土层性质密切相关，其单位入土深度的锤击数最大值往往发生在粉质黏土层中，且在同一土层中其锤击数亦随着入土深度的增加而增加。当然，计算所得的单位入土深度锤击数与实测记录也存在一定的差别，其原因可能是由GRLWEAP软件计算所得为一个计算单元1.0 m之间的均值。

表4 6号机位实测沉桩记录

表5 桩锤参数

图2 锤击数与贯入深度曲线

图3为打桩过程中6、7号以及16号单桩基础的锤击数与累计入土深度的关系。由图3可知，实测的各根桩打桩记录基本接近，其锤击数随累计入土深度基本呈近似线性增加。与此同时，图3亦给出了基于GRLWEAP软件计算所得的锤击数与累计入土深度的关系曲线，与实测沉桩记录对比可知，两者基本一致，表明基于GRLWEAP 所建立的动力打桩模型可准确描述该海上风机大直径单桩基础的动态沉桩过程中的锤击数。

图3 累积锤击数与贯入深度曲线

2.3 沉桩土阻力分析

在沉桩过程中，桩端阻力和桩侧摩阻力的和即为土体的土抗力或称为打桩土阻力。目前，海上风机基础设计中土阻力计算主要参考API规范[13]。

API规范[13]中，桩的土阻力为

QD=Qf+Qp=fAs+qAp

(2)

式中，QD为桩的极限土阻力；Qf为表面摩擦总阻力；Qp为端部总阻力；f为单位侧摩阻力；As为桩侧表面积；q为单位桩端阻力；Ap为桩端总面积。

单位桩侧摩阻力fmax为：

对于黏性土

(3)

对于无黏性土fmax=KP′0tanδ

(4)

式中，α为系数，α≤1.0；c为黏性土的不排水抗剪强度；P′0为计算点处有效上覆土压力；K为无因次侧向土压力系数，对于非堵塞的开口打入桩，通常假设拉伸和压缩荷载的K取0.8，对于开口堵塞打入桩或者闭口桩，K取1.0；δ为桩土相对摩擦角。

单位桩端阻力q为：

对于端部支撑在非黏性土中q=P′0Nq

(5)

对于端部支撑在黏性土中q=9c

(6)

式中，Nq为无量纲承载力系数，可根据规范查出。

基于上述锤击数与贯入深度曲线进行反分析计算，可确定沉桩过程中的实际土阻力。图4即为采用上述反分析法所得的6号、7号以及16号单桩基础沉桩过程中的土阻力分布曲线，并将其与API规范法予以对比。由图4可知，在单桩基础入土深度20 m左右的范围内，基于反分析所得的土抗力与API规范法基本保持一致，而当入土深度大于20 m以后，前者所得的土阻力明显小于后者。这可能是由于基于GRLWEAP反分析所得的土阻力反映了打桩过程中的实际土阻力，尤其是其组成部分的桩侧摩阻力在打桩过程中被会被严重扰动并弱化[14]，进而致使桩侧摩阻力发生显著折减，而API规范法所得的土阻力实际上是土体的静极限承载力。

图4 土阻力沿深度分布曲线

3 疲劳损伤分析

为深入了解海上风机大直径单桩基础在其打桩过程中的疲劳损伤分布特征，采用基于Miner线性损伤理论的S-N曲线方法开展相应的计算分析，S-N曲线的数学形式可表示为

(7)

式中，N为疲劳寿命，即在应力范围Δσ内循环到破坏的次数；Δσ为应力范围；m为在lgN-lgS绘图中S-N曲线的反斜率；lga为lgN轴的截距；tref为参考厚度。

Miner线性累积损伤理论认为，构件在应力水平Si下，经受ni次循环时的损伤为Di=ni/Ni。若在M个应力水平Si下，各经受ni次循环，则可定义其累积疲劳损伤为

(8)

式中，D为累积疲劳损伤度；n(Si)为应力幅Si的实际循环次数；N(Si)为应力幅Si的疲劳破坏循环次数；DFF为设计疲劳系数，视构件的所处环境及检修难易，一般取为1～3。

若要获得打桩全过程中单桩基础的累积疲劳损伤，需确定单次锤击下的疲劳损伤量并予以累加。此时，可首先借助Smith波动方程计算单次锤击下单桩基础不同截面处的应力时程曲线，继而对该应力时程曲线开展应力幅循环计算，即可获得单次锤击下单桩基础的疲劳损伤。

值得注意的是，鉴于该工程中的单桩基础基本处于海洋环境且位于水下部位，难以检修，因此设计疲劳系数DFF取3。图5给出了6号与16号大直径单桩基础的累积疲劳损伤沿桩身截面的分布特征。由图5可知，6号单桩基础桩身的最大累积疲劳损伤约为0.146，16号单桩基础的最大累积疲劳损伤约为0.096，而结合现场桩体的几何特征发现其最大疲劳损伤所处位置主要出现在单桩基础圆锥过渡段。这就要求在实际工程设计中对该单桩基础圆锥段采取有效措施以合理控制其疲劳损伤进而确保工程安全。

与此同时，图5亦反映了单桩基础各截面的累计疲劳损伤大体上随着桩深的增加而呈降低趋势。尤其是6号单桩基础，在其截面高程-31 m处，其疲劳损伤量急剧降低，这是由于该截面以下桩周土为粉质黏土层，土体强度较高，从桩身传递至土体的能量就越多，相反，留在桩身中的能量就越少，表现为较小的疲劳损伤。事实上，随着桩身入土深度的增加，其打桩土阻力亦随之增加，进而致使桩锤锤击所引起的疲劳损伤也随之降低。