海上风机超大直径单桩竖向抗压承载力理论计算及实测方法对比评价

张辉宇，贺 瑞，陈 强，肖纪升，褚严春

(1. 天津港航工程有限公司，天津 300457；2. 河海大学 港口海岸与近海工程学院，江苏 南京 210098)

大直径单桩基础在海上风电领域有着广泛的应用，当前世界70%以上的海上风机均采用了大直径单桩作为结构基础。大直径单桩基础有着施工效率高、成本低、附属构件集成度高等优点，是设计师在进行海上风机基础结构设计时的首选。随着水深、风机单机容量的增大，大直径单桩基础设计直径愈来愈大，逐渐形成了直径大于5 m的超大直径钢管桩。

有着超大直径和较小长径比的超大直径单桩与传统小直径、高长径比的基桩相比，结构受力原理相近但受力结果却存在着诸多不同。这使得当前超大直径单桩基础的设计计算、现场施工和工后检测手段上都存在着一定的局限性。从设计角度而言，超大直径钢管桩几乎不存在土塞现象，且其较小的长径比使其拥有较为显著的三维效应，现行规范计算竖向抗压承载力的公式对于这些工况的考虑依然有所欠缺；从施工角度而言，在沉桩的过程中，如何选锤和如何精准预测溜桩仍是一大难题；从试验检测的角度而言，为确定钢管桩最终竖向抗压承载力，超过一定比例的高应变复打检测试验大大增加了工程成本。而这些问题，受制于工程实践成本过高，也同时由于国内近年来海上风电行业的迅猛发展，可供参考的理论依据较少，相关的研究相较于行业发展的速度明显滞后，这些问题都尚未得到很好的解决。

为了解决以上问题，需要对超大直径单桩的竖向抗压承载力进行探究。前人多采用圆孔扩张理论方法来对沉桩后产生的承载力进行探究，Bishop等[1]、Randolph等[2]、Frikha等[3]通过圆孔扩张理论将桩的静态贯入过程模拟为圆孔的扩张过程，建立了打桩过程的土体应力场来求解土体承载力。国内的朱泓和殷宗泽[4]、姚笑青和胡中雄[5]、蒋明镜和沈珠江[6]、黄院雄等[7]、李月健[8]等将该理论用于研究沉桩问题，获得了很多有价值的成果，圆孔扩张理论以其一维简化模型较为容易求解的特点，实用性较强，成为研究静压桩贯入过程问题的经典理论，利用静力触探结果对竖向抗压承载力进行估计的方法也往往是建立在圆孔扩张理论的基础上进一步发展而来。该理论用于研究动态沉桩后的桩身承载力时就土体的强度变化未做考虑。Orrje等[9]、Airhart等[10]、杨生彬等[11]通过超孔隙水压监测和十字板剪切等现场试验对打桩前后的土体恢复情况进行了对比分析补充了这一点，发现在打桩过程中土体强度会发生损失，而在沉桩完成21 d后土体强度会恢复约80%～90%，最终恢复后的土体强度高于原强度。在以上理论的基础上借助于有限元进行分析，Mabsout等[12]、Henke等[13]、李兴洋[14]和贺咏梅等[15]都采用了有限元轴对称模型进行有土塞静压桩模拟。肖勇杰[16]的研究中，将钢管桩桩壁简化为刚性小管引导的离散性刚体单元建立三维有限元模型，实现了无土塞钢管桩动态沉桩的模拟。采用有限元轴对称模型可以实现对桩的承载力分析，可以将桩—土作用时的土体变形和超孔隙水压变化可视化。但是钢管桩桩壁的挤土作用在使用有限元模型进行模拟时，需将桩内桩外两侧的土体进行分块建模并使用刚性小管预先隔开，这种预设的隔离使得桩内外的土体始终无法相互作用，这与实际情况并不相符。同时，桩壁底部与土体单元的接触如果设置产生偏差极易使得网格破坏从而导致模型不收敛，有限元模型的建立及调试难度较大。

除以上方法外，基于波动方程理论的GRLWEAP分析程序也是超大直径桩基承载力分析的常用方法，该软件经检验[17-18]，分析的大直径钢管桩沉桩过程与实际沉桩结果拟合较好，证明了该软件的可靠性。同时在华能大丰海上风电项目中进行了试桩试验，该试桩沉桩完成后进行了高应变检测和静载试验。将试桩沉桩过程数据与GRLWEAP可打性分析结果进行比对(表1)。在最终锤击能量相近时，GRLWEAP模拟锤击数与实际锤击数相近，进一步证明了GRLWEAP打桩程序分析桩基竖向抗压承载力的可靠性。

表1 试桩现场沉桩与GRLWEAP分析结果

1 超大直径单桩应用工程概况

1.1 工程背景

大丰某海上风电场位于大丰区海域的毛竹沙，场区大部分区域水深约2～7 m(理论最低潮面起算)，场区内地基土的主要构成为粉砂。

选取该项目两排14台风机基础进行试验，这14台风机基础均采用无过渡段单桩基础结构型式。风场内试验机位最远间距为6.8 km，两台相邻机位间距为0.7～0.8 km(图1)，机位编号为风机在风场中的风机编号。针对这14个机位进行原位静力触探测试、现场沉桩试验、高应变检测试验及根据土体取样进行室内土工试验以获取计算所需的参数值。

图1 试验机位平面布置Fig. 1 Plan layout of test station

超大直径钢管桩为渐变型钢管桩，桩身直径自上而下分布为上细下粗(5.5～6.0 m)，桩身钢板壁厚分布总体为厚—薄—厚(55～80 mm)，桩底截面积均为1.119 7 m2。各试验单桩除桩身长度略有不同外(63～75 m)，其余外形、材料参数均相同(表2)。

表2 桩身参数

1.2 试验结果

通过现场试验获取了每个试验机位的静力触探检测结果、最终沉桩能量和高应变检测结果，静力触探结果数据量较大，此处仅以30#、31#机位的静力触探结果示意(图2)。最终沉桩锤击能量和最后1 m锤击数以及高应变检测结果如表3所示。

图2 静力触探测试结果示意Fig. 2 Schematic diagram of cone penetration test results

表3 现场沉桩试验结果及高应变检测结果

室内土工试验收集了土层各项参数(表4)。

表4 土体计算参数

2 竖向抗压承载力理论估计方法

2.1 规范方法

海上风机超大直径钢管桩基础的竖向抗压承载力估计方法有多种理论方法和试验方法，理论方法国内目前多遵循《码头结构设计规范》(JTS 167～2018)[19]、《建筑桩基技术规范》(JGJ 94～2008)[20]这两部规范。两部规范计算钢管桩竖向承载力的逻辑相同，认为钢管桩竖向承载力来源于桩身侧摩阻力和桩端阻力两个部分，并分别利用单位面积极限桩侧摩阻力标准值(以下简称单位侧摩阻)和单位面积极限桩端阻力标准值(以下简称单位端阻力)来计算桩身侧摩阻力和桩端阻力。

(1)

式中：Qd为极限承载力，kN；γR为单桩轴向承载力分项系数；U为桩身截面外周长，m；qfi为单桩第i层土体侧摩阻力标准值，kPa；li为桩身穿过第i层土的长度，m；qR为单位极限端阻力标准值，kPa；A为桩端截面面积，m2。其中单位摩阻力、单位端阻力的取值，对于超大直径钢管桩的承载力有着直接、显著的影响，规范中通常使用经验取值表进行经验取值。

API规范方法也是常用的设计做法，该方法总体与上述方法相同，区别在于单位侧阻力和单位端阻力的推荐值范围。API规范对于该推荐值的自我评价为不如基于静力触探(CPT)试验的计算方法准确，因此选用API规范中推荐的基于CPT结果的UWA-05方法进行了计算。而在使用国内规范的推荐值时使用了勘察单位基于地勘结果的推荐值进行了计算。

2.2 改进的圆孔扩张理论方法

运用圆孔扩张理论可以较好地实现桩周土体应力场求解，并求得扩张后的极限扩孔压力pu。根据张明义和邓安福[21]的研究，桩端土与桩侧土的受力机理不同，桩端可以直接使用土体扩张后的极限扩孔压力pu作为单位阻力值进行承载力计算。而桩侧土，在桩基贯入过程中可以看做桩身是在已挤压破坏的土体中滑动，因此认为可以通过圆孔扩张后的法向残余应力与土层竖向有效应力相结合来求解桩侧的单位摩阻力，而这里的圆孔扩张后的法向残余应力即可直接使用极限扩孔压力pu进行计算。

但是海上风电超大直径钢管桩壁厚较大，且几乎不会发生土塞，传统的方桩、预应力高强度混凝土(PHC)管桩或是锥角桩圆孔扩张简化模型无法直接模拟超大直径钢管桩桩底扩张的情况。胡中波[22]考虑将桩壁底部视作存在刚性锥尖区域以模拟扩孔过程，并将该简化模型应用于深大沉井的基底承载力计算中。超大直径钢管桩壁厚较大，其贯入过程与沉井类似。因此将钢管桩桩壁简化为轴对称方形截面，其截面可以建立类似方桩截面的扩张过程(图3)。

图3 基底圆孔扩张计算模型Fig. 3 Calculation model of base hole expansion

假设圆孔扩张的过程为土体从初始半径r0扩张到2r0的过程，圆孔扩张的孔径使用等效截面半径re，假定挤土面积为以桩壁壁厚t为边长的方形截面等效半径的圆孔的挤土面积。

ru=2r0

(2)

π(2r0)2-π(r0)2=π(re)2

(3)

(4)

土体材料使用Tresca弹塑性材料。当通过试验获取初始参数Tresca屈服常数K0、泊松比μ、弹性模量E后，即可求得极限扩孔压力pu：

(5)

(6)

式中：pu为极限扩孔压力；K0为Tresca屈服常数；E为土体弹性模量；μ为土体泊松比；ru为极限扩张半径；rp为塑性区极限扩张半径；r0为圆孔扩张前初始半径。

得到极限扩孔压力pu后，参考张明义的理论进行基于圆孔扩张理论的竖向抗压承载力计算，桩端单位端阻力qR取值为pu。单位侧阻力qfi由Chandler的经验公式改进得到：

(7)

(8)

获取单位端阻和单位侧摩阻后即可根据规范公式(式1)求得不同深度位置钢管桩贯入后的承载力大小。

2.3 基于静力触探结果的UWA-05计算方法

API规范中推荐了4个基于静力触探测试结果的理论方法作为砂土地基中桩基承载力计算的公式，其结果相比API规范推荐的设计做法要更加接近于实测值。其中UWA-05法[23]、Fugro-05[24]法以及ICP-05[25]法对于侧摩阻力计算的方法类似，都考虑了砂土中的侧阻退化问题，即砂土层的承载力距离桩端越远承载力降低越多。利用UWA-05计算方法对超大直径钢管桩竖向抗压承载力进行估计，估计方法如下：

(9)

(10)

(11)

(12)

(13)

(14)

qR/qc=0.15+0.45Ars,eff

(15)

粉土、粉质黏土层中侧摩阻力按照式(16)进行经验取值。

qfi=qc/35

(16)

2.4 理论方法计算结果

将上述三种理论方法计算的14个机位沉桩完成后理论竖向抗压承载力计算结果汇总如图4，可以看出，在同样仅计算桩外壁摩阻力和桩端阻力的条件下，由于单位侧阻力标准值、单位端阻力标准值来源不同，造成了三种理论方法计算的承载力结果不同。三种理论方法计算结果中现行规范做法相较于UWA-05方法、圆孔扩张理论的计算结果则偏低。可见利用不同理论方法计算单位阻力值时，规范经验值取值偏保守。

图4 理论方法承载力结果对比Fig. 4 Comparison of bearing capacity results of theoretical methods

3 GRLWEAP模型分析方法

将通过试验获取的土层参数、桩身参数及打桩锤参数输入专业可打性分析软件GRLWEAP以模拟沉桩过程及计算沉桩完成后的承载力。GRLWEAP打桩程序是一款以波动方程理论为基础的商业应用程序。它模拟基桩在冲击锤或振动锤的作用下的运动和受力情况。

基于静力触探测试的条件下可以直接输入探头摩阻力fs和端阻力qc值再经过GRLWEAP自带的CPT换算方法可以拟合得到计算公式中所需的土体侧摩阻力标准值和端阻力标准值。GRLWEAP采用了Smith法进行差分分析，土体除了需要输入单位阻力标准值，还需要对动阻力的弹限q、阻尼J和整体土体恢复系数进行定义。

3.1 土体单元弹限、阻尼参数选取

在GRLWEAP可打性分析程序中同样默认桩侧和桩端弹限都取值为Smith法2.5 mm。一般而言，桩侧弹限很少发生变化，因此根据Smith法取值为2.5 mm较为准确。桩端弹限取值对于每锤的贯入度有直接影响。且桩端弹限对于不同地质条件，其取值变化较大。在朱光裕和陆岳屏[26]的研究中发现，桩端土质越硬，其弹限值越小。挤土桩如混凝土或闭口管桩要求较大的变形来激发极限端阻力，因此，挤土桩的桩尖弹限以桩的直径(尺寸)D的函数表示。在大丰项目的钢管桩施工过程中，每根桩沉桩完成后对桩内土高和桩外土高进行了测量比对，桩内土体高程相较于桩周土体高程相近或略高50 cm。因此可判断大丰项目的超大直径钢管桩沉桩过程不存在土塞，不能以挤土桩来选取弹限经验值。前人研究中对于超大直径软土类的桩端弹限取值研究较少，一般仍以2.5 mm来作为非挤土桩的桩底弹限来进行计算。也有相关研究人员曾提出超大直径钢管桩桩底弹限作为钢管桩壁厚H的函数来进行取值。为了探究桩端弹限在软件中对于数据的影响程度，输入不同弹限结果观察输出承载力结果如图5。从对比结果来看桩端弹限值对于结果的影响较小，因此后续按照经验取钢管桩壁厚的十分之一(6 mm)作为桩端弹限值。

图5 GRLWEAP模型不同弹限值每米锤击数对比图Fig. 5 Comparison of the blows per meter of different quakes of the GRLWEAP model

土体模型的阻尼系数J，在大丰项目中以粉砂、粉土和粉质黏土为主的地基条件下，基于朱光裕等[26]的研究表明，桩侧阻尼对于模型的结果影响较大，砂性土桩侧阻尼取为0.16 s/m，粉土桩侧阻尼为0.33 s/m，黏性土桩侧阻尼为0.65 s/m。GRLWEAP中的CPT法会根据用户输入的fs和qc曲线自动拟合出相应桩侧阻尼，经判断，该拟合值基本与前人的经验值相近，无需调整。桩端阻尼影响较小为0.5 s/m。

3.2 土体恢复系数的选取

根据GRLWEAP可打性分析的原理，其在获得土体单位侧摩阻和单位端阻力的大小后会根据API规范公式进行计算不同深度下的土体承载力，承载力除以恢复系数后作为模型分析时的土体阻力进行差分计算。因此，恢复系数的取值对于模型模拟承载力有着非常显著的直接影响。初步设置土体恢复系数为4.00对模型进行试算，对4.00恢复系数条件下的(沉桩锤击总数/模型锤击总数)进行拟合。拟合结果如图6所示，试验沉桩锤击总数与模型锤击总数比值拟合结果为2.017 8。因此恢复系数调整为4.00/2.017 8=1.98。调整恢复系数后的典型机位模型锤击总数对比(图7)，其模型结果显然更加接近实际沉桩。

图6 沉桩锤击总数与模型锤击总数比值拟合结果Fig. 6 Fitting results of the ratio between the total blows of pile-driving and the GRLWEAP model

图7 不同恢复系数条件下模型与实际沉桩锤击数对比图Fig. 7 Comparison of the blows per meter under different recovery factors of 30# wind turbine

另参考大丰项目的土体恢复系数统计情况(表5)。

土体在沉桩后90天内都有着承载力增长，为获取较为准确的恢复系数需要分别在沉桩刚完成及90天后进行静载试验或者高应变试验以进行对比。由于当前海上风机施工工期要求较高，土体恢复时间多控制在14天内。根据杨生彬和李友东[11]通过超孔隙水压监测和十字板剪切等现场试验来对打桩前后的土体恢复情况进行的对比分析，发现在打桩过程中土体强度会发生损失，土体强度会随时间进行先快后慢的恢复，在沉桩完成21 d后土体强度会恢复约80%～90%，因此可以认为土体在前21 d内已基本完成恢复。在大丰项目风场(表5)中2周土体平均恢复系数为1.405，3周土体恢复系数为2.28。因此认为恢复系数取值1.98基本符合当地的经验。

3.3 GRLWEAP模型结果分析

经模拟，在1.98的恢复系数条件下实现了模型锤击数与实际锤击数较好的模拟(图8)。每米锤击数的变化体现了沉桩过程中单桩承载力的变化，从对比中不难得出结论，模型模拟承载力大致等于实际承载力。

图8 典型机位不同贯入深度下锤击数对比图Fig. 8 Comparison of the blows at different penetration depths in typical positions

将理论方法计算承载力除以土体恢复系数1.98后，将模型输出的承载力计算结果与理论方法计算承载力、高应变实测承载力进行比较如图9所示。

图9 各方法承载力结果对比Fig. 9 Comparison of bearing capacity results of various methods

从各方法承载力结果对比上不难看出，基于静力触探结果的UWA-05方法相较于现行规范做法计算结果要更加接近于模型结果但仍旧小于模型计算结果，这也与贾志远[27]研究的结果相一致，当钢管桩开口不发生土塞状态下动力贯入土层时，尤其是达到一定深度后基于静力触探结果的承载力计算值与模型结果相比小很多。改进的圆孔扩张理论方法相较于前两种方法更加接近模型结果，但仍旧偏小。由于GRLWEAP模型结果为根据实际沉桩锤击数模拟所得，其计算承载力与实际情况更为符合。因此认为现行规范做法、UWA-05方法以及圆孔扩张理论方法在仅考虑桩身外壁摩阻力时的竖向抗压承载力小于实际值。说明了仅考虑桩身外周长的规范公式(式(1))对于超大直径钢管桩承载力计算的不适用。将理论算法内部摩阻力与外部摩阻力视作相等，即将侧摩阻力放大2倍后再与实测值进行比较(图10)，调整后的理论算法更加接近于GRLWEAP模型估计的承载力，这也更加证实在超大直径钢管桩的竖向抗压承载力计算中不计入桩身内壁摩阻力是对整体抗压承载力的极大低估。与此同时，从图10中也不难发现，一是UWA-05方法最为接近模型承载力，这体现了原位测试的土体参数最为接近实际情况；二是高应变检测承载力结果偏低。大丰项目中的钢管桩为直径6 m，长径比11∶1左右的超大直径桩，三维效应显著，高应变检测所用CASE法原理将桩体简化为竖向一维弹性杆件计算其承载力或存在着理论局限。超大直径桩的承载力检测检测结果偏低正是体现了传统高应变动测法对于三维效应显著的超大直径钢管桩承载力检测的局限性。

图10 调整后各方法承载力结果对比Fig. 10 Comparison of bearing capacity results after adjustment

4 结 语

通过对不同理论和实测方法的比较以及对竖向抗压承载力结果的分析，得到了如下的结论：

1) 通过利用规范规定的设计方法、改进的圆孔扩张理论法、UWA-05方法这三个理论方法与GRLWEAP模型方法对超大直径钢管桩的竖向抗压承载力进行了分析计算并对比，发现现行规范规定的钢管桩承载力计算公式对于超大直径钢管桩承载力的估计偏于保守，原因在于对桩身内壁摩阻力的忽略。

2) 将理论方法侧摩阻力放大后进行对比，发现基于静力触探结果的UWA-05方法相较于现行规范做法、改进的圆孔扩张理论法更加接近于GRLWEAP模型的“实测值”，说明该方法用于估计超大直径钢管桩竖向抗压承载力更加精确。

3) 高应变检测法对于小长径比的超大直径单桩基础承载力的评估同样存在偏于保守现象，可能是由于高应变检测所用CASE法原理在计算小长径比超大直径钢管桩时存在着一定的局限性导致。