GRLWEAP 程序在海上风电桩基工程中的应用

贺正兴

（福建省水利水电勘测设计研究院 福建福州 350001）

1 方法的选择

随着能源结构的调整，清洁能源所占的比重逐年增长。而在清洁能源中，风能以其含量大、分布广、无污染等优势，具有广阔的发展前景［1］。海上风电因其占用土地面积小、远离人们生活区、风资源丰富、距高用电负荷区近、弃电限电少等优势得到人们的广泛关注［2］。海上风力发电机组基础按其基础形式不同，主要包括重力式基础、高桩承台基础、单桩基础、单柱复合筒基础、桩式导管架基础、吸力式导管架基础和漂浮式基础。其中高桩承载基础、单桩基础和桩式导管架基础均为通过端部桩基基础承载的基础型式。最早的打桩分析通过打桩公式进行，Isaacs 提出了将古典波动方程引入桩周土阻力的参数项R 的方法。Smith 提出了锤-桩-土离散化单元计算模型，用差分法将整个系统按结构动力学问题分析，求得较精确的数值解［3-4］。

随着科技的进度与发展，海上风电桩基基础钢管桩也向大直径、超深入泥方向变化，施工过程中会发生拒锤等现象［5］。同时考虑到海上风电导管架基础沉桩要求精度高及水下送桩工艺等方面因素，因此，在沉桩施工前选用哪种锤型以及采用多大能量进行沉桩施工在保证钢管桩顺利到达设计高程方面具有现实意义。本文以波动理论方程为基础，结合工程实例，采用GRLWEAP 程序进行桩基承载力分析和可打入性分析，并深入分析水上打桩水下送桩工艺对沉桩效果的影响，建立了一套适用于海上风电深水厚粘砂土条件桩基工程中选用打桩锤型号及施工锤击能量的方法。

2 计算实例

以福建某风电场四桩导管架基础钢管桩沉桩为例，应用波动方程的方法进行桩基承载力分析，从而选择适合场区地质的桩锤型号。然后依据选定的桩锤型号开展可打入性分析，最后再根据实际沉桩数据及高应变检测结果进行可打入性反演分析，建立了一套适用于海上风电深水厚粘砂土条件桩基工程中选用打桩锤型号及施工锤击能量的方法。

2.1 工程概况

福建某海上风电场项目平均水深40 m，共布置有四桩内插式导管架基础和吸力式导管架基础，另外布置有海上升压站一台。其中四桩导管架基础和海上升压站导管架基础均采用先通过辅助桩架和送桩器沉桩至设计高程然后安装上部导管架再进行水下灌浆的施工工艺。

选取场区内四桩导管架基础典型机位进行研究分析。该典型机位设计钢管桩长度为94 m，入泥深度为86.7 m，设计桩径为3.2 m～3.8 m，壁厚45 mm～50 mm；水下送桩器长度为50 m，直径为3.2 m，壁厚50 mm。具体设计钢管桩及送桩器参数如表1所示。场区内地质以粘性土和砂土为主，自泥面至下共分为10层土，具体场区地质情况如表2 所示。

表1 设计钢管桩和送桩器几何参数

表2 土层主要物理力学指标

2.2 工程特点

由于海上风电四桩导管架基础采用先通过辅助桩架和送桩器沉桩至设计高程然后安装上部导管架再进行水下灌浆的施工工艺。为保证上部导管架基础顺利下放及灌浆作业的顺利进行，须要求沉桩结束后四根钢管桩的桩顶高程偏差不能太大，须满足小于0.05 m 的高精度要求。同时，海上风电四桩导管架基础钢管桩桩顶高程位于水下，而打桩锤大多采用水上打桩工艺，因此需采用水下送桩工艺。送桩器一般为钢质管桩，管桩上部通过桩帽连接打桩锤，下部通过插桩导向连接基础钢桩。打桩过程中，打桩锤锤击能量通过送桩器传递到基础钢桩顶部。由于基础沉桩多了送桩器这一传递能量的介质，因此采用水下送桩工艺必然导致传递到基础钢管桩顶打击能量的衰减，打桩锤的锤击能量转化效率降低。因此，海上风电多桩导管架基础钢管桩沉桩具有以下特点：

（1）实际沉贯桩顶高程与设计桩顶高程偏差要求小，沉桩精度要求高；

（2）采用水下送桩工艺，锤击能量损耗大。

因此，在沉桩施工前选用哪种锤型以及采用多大能量进行沉桩施工在保证钢管桩顺利到达设计高程具有现实意义。

2.3 承载力分析及桩锤选取

（1）备选锤型。根据设计要求，钢管桩拟打入深度为86.7 m，土层单桩承载力为70 000 kN，初步考虑从永安机械YC110、YC120、YC130、YC150、YC180 这5 种打桩锤选取拟采用的打桩锤型号，桩帽采用ZM3600 型号。这5 种打桩锤的桩锤参数和桩帽参数如表3 和表4 所示。

表3 打桩锤参数

表4 桩帽参数

（2）选取标准。根据波动方程理论，通过如下标准来确定拟采用的桩锤型号：①根据承载力-锤击数曲线，同等条件下选取曲线斜率较大的锤型，即选取锤击数增大而承载力增加较快的锤型；②根据初打地基承载力，选取终锤贯入度较大的锤型。出于对打桩锤及钢管桩的保护，一般情况下，控制终锤的贯入不小于8 mm/击；③根据桩身最大压应力-锤击数、桩身最大拉应力-锤击数曲线，选取不超过钢管桩材质设计抗压强度、抗拉强度允许值的锤型。按照钢管桩设计最大壁厚50 mm 考虑，根据《钢结构设计标准》（GB50017—2017）现行规范的要求，钢管桩壁厚50 mm 情况下抗拉抗压强度设计值为290 MPa。

（3）不考虑送桩器影响计算结果分析。这5 种打桩锤的沉桩最大压应力-锤击数曲线如图1 所示。由图1 可知，最大压应力-锤击数曲线呈现“先不变后增大再不变”的趋势，即当地基承载力较小时，锤击数增大，桩身压应力基本不变；当地基承载力较小增加到一定值，曲线出现“拐点”，曲线斜率突然增大，桩身压应力随着锤击数增加而增加；当地基承载力较小进一步增大时，曲线斜率减小，桩身压应力随着锤击数增加变化较小，趋于稳定。从图1 中各曲线对比还可以发现，当单桩地基承载力一定时，选取桩锤越大，传递到桩身的压应力越大，出现出现贯入度“拐点”时的时间越早。当锤击数一定时，选取桩锤越大，传递到桩身的压应力越大。因此，选取桩锤型号不能一味只追求选用大能量锤，选取桩锤时除了尽可能选用大能量锤外还需要同时满足桩身材质抗压设计强度的要求。

图1 桩身最大压应力-锤击数曲线

这5 种打桩锤的沉桩最大拉应力-锤击数曲线如图2 所示。由图2 可知，最大拉应力-锤击数曲线呈现“先降低后增大再逐步稳定”的趋势，即当地基承载力较小时，桩身拉应力随着锤击数增加而急剧减小；当地基承载力达到一定值后，曲线斜率突然增大，桩身拉应力随着锤击数增加而急剧增加；当地基承载力进一步增大时，桩身拉应力趋于稳定，随着贯入度增大略微减小。由于传递到桩身上的拉应力主要由于沉桩过程中锤击偏心导致的，且传递到桩身的拉应力较小，因此可以不考虑钢管桩身拉应力的影响。

图2 桩身最大拉应力-锤击数曲线

当地基单桩承载力为70 000 kN 时，YC110、YC120、YC130、YC150、YC180 打桩锤对应的桩身最大压应力和最大拉应力如表5 所示。由表5 可知，这5 中打桩锤均满足工程需求。

表5 承载力分析计算结果

YC110、YC120、YC130、YC150、YC180 这5 种打桩锤的单桩承载力-锤击数曲线如图3 所示。各曲线随着承载力增加，锤击数增加。当承载力较小时，锤击数和承载力近似线性增长，曲线斜率较大；当承载力较大时，锤击数增加较快，曲线斜率降低，说明当承载力增加到一定数值后土层变得难以打入，锤击效率降低。由图1 可知，YC180 锤型的曲线斜率最大，YC150 次之，YC110 曲线斜率最小，因此在施工装备条件允许情况下应尽可能选取大能量锤。按照土层单桩承载力70 000 kN计算，得到YC110、YC120、YC130、YC150、YC180 这5 种打桩锤终锤锤击数和贯入度如表6 所示。由表6 可知，按照终锤贯入度不小于8 mm/击考虑，选取YC150 和YC180 打桩锤满足较为合适。

图3 单桩承载力-锤击数曲线

表6 承载力分析计算结果

综合以上分析，在不考虑送桩器的影响时，地基承载为70 000 kN 时，选用YC150 和YC180 打桩锤较为合适。

（2）考虑送桩器对桩锤选择的影响。考虑送桩器的情况下YC150、YC180 这2 种打桩锤的单桩承载力-锤击数曲线如图4 所示。由图4 可知，同等承载力条件下，选用送桩器所需要的锤击数更大。当承载力为70 000 kN 时，YC150、YC180 打桩锤不含送桩器和含有送桩器情况下的锤击数和贯入度计算结果如表7 所示。

图4 单桩承载力-锤击数曲线

表7 承载力分析计算结果

由表7 可知，当考虑送桩器的影响时，YC150 打桩锤的终锤贯入度小于8 mm，不满足要求。考虑本工程采用水下送桩沉桩的施工工艺，选用YC180 打桩锤较为适宜。

2.4 送桩器对锤击能量的影响分析

考虑送桩器后，由于多了送桩器这一传递能量介质，相当于桩身长度加长。为了使钢管桩达到设计高程，在同等贯入度条件下，需要施加更大的锤击能量。考虑送桩器情况，锤击能量相对于不设置送桩器情况下锤击能量的变化率η 计算公式如式（1）所示。

式中：W1表示设置送桩器情况下桩锤锤击能量；W2表示不设置送桩器情况下桩锤锤击能量。

以YC180 打桩锤为例，计算得到设置送桩器情况下不同地基承载力与有效锤击能量变化率关系如图5 所示。由图5可知，地基承载力从50 000 kN 增大到80 000 kN 时，锤击能量增量从4.3%变化为7%，说明设置送桩器后，地基承载力越大，锤击能量的变化率越大，且随着承载力增大，锤击能量变量变化率的斜率越来越大的趋势。

图5 设置送桩器后承载力与锤击能量变化率曲线

2.5 可打入性分析及实际沉桩后反演分析

根据2.4 节分析，本工程考虑拟采用YC180 打桩锤施工。未沉桩施工前，选用YC180 液压锤进行沉桩可打入性分析，设定打桩锤冲程为1.7 m，锤击效率为0.7，不考虑沉桩过程打桩锤锤击效率的折减及冲程的变化，采用GRLWEAP 程序进行可打入性分析。实际沉桩完成后，根据得到的实际沉贯数据（实际贯入度、锤击能量等数据）再次采用GRLWEAP 程序进行进行可打入性验证性分析，得到钢管桩沉桩的入泥深度与锤击数的关系曲线如图6（a）和（b）所示，入泥深度与压应力的关系曲线如图6（c）所示，入泥深度与拉应力的关系曲线如图6（d）所示，入泥深度与锤击能量的关系曲线如图6（e）所示。

运用GRLWEAP 程序计算得到沉桩完成后考虑实际锤击能量变化的可打入性反分析计算结果与实际沉贯终锤的数据对比如表8 所示。由表8 可见，采用GRLWEAP 程序计算得到的终锤结果与实测数据较为接近。

表8 GRLWEAP 计算结果与实测数据对比

由图6（b）和（e）可知，实际沉贯自重入泥深度为12 m，最大锤击数为400 击/m，发生在入泥深度50 m 附近，主要是由于实际锤击能量较小导致的。同时，采用GRLWEAP 程序计算得到锤击数（贯入度）曲线和实测锤击数（贯入度）曲线拟合基本一致，说明采用GRLWEAP 程序在该打桩锤锤击效率、厚软粘砂土层条件下的进行沉桩可打入性分析是可行的。

由图6（d）和（e）可知，在钢管桩自重结束后的沉贯阶段，采用大能量沉桩且不考虑沉桩能量变化时，钢管桩桩身最大拉应力为120 MPa；采用小能量沉桩且考虑沉桩能量变化时，钢管桩桩身最大拉应力为25 MPa。因此，当沉桩的初始阶段，地基承载力较小，尤其是在钢管桩自重沉贯刚结束阶段，应控制打桩锤小能量沉桩，否则易导致钢管桩桩身拉应力急剧增大的现象。

由图6（a）（c）（d）（e）可知，沉桩过程中锤击能量的变化对沉贯过程中贯入度、压应力及总锤击数影响较大，对沉桩结束阶段的贯入度和传递桩身最大拉、压应力影响不大。

图6 GRLWEAP 沉桩可打入性计算结果

通过以上沉贯施工前可打入性分析及实际沉桩后反分析及实测数据验证可知，沉桩施工前采用GRLWEAP 程序进行沉桩可打入性分析是有效的。

3 结论

（1）在沉桩前，依据已有地质资料采用GRLWEAP 程序模拟不同锤型对地基承载力的影响是必要的，通过这种方法可以初步预估沉桩的难易程度，从而选定所需要的锤型，然后依据初步选定打桩锤系统进行可打入性分析的方法通过工程实例证明是行之有效的。

（2）当承载力较小时，锤击数和承载力近似线性增长，曲线斜率较大；当承载力较大时，锤击数增加较快，曲线斜率降低，说明当承载力增加到一定数值后土层变得难以打入，锤击效率降低。

（3）当地基承载力一定时，选取桩锤越大，传递到桩身的压应力越大。因此选取桩锤型号不能一味只追求选用大能量锤，选取桩锤时除了尽可能选用大能量锤外，还需要同时满足桩身材质抗压设计强度的要求。

（4）当沉桩的初始阶段，地基承载力较小，尤其是在钢管桩自重沉贯刚结束阶段，应控制打桩锤小能量沉桩，否则易导致钢管桩桩身拉应力急剧增大。

（5）采用水下送桩工艺对沉桩能量的损耗因桩基承载力不同而不同，承载承载力越大，送桩器段损耗的能量越大。以本文为例，桩基承载力由50 000 kN 变化为80 000 kN，锤击能量损耗率从4.3%增大到7%。

（6）沉桩过程中，锤击能量的变化对沉贯过程中贯入度、压应力及总锤击数影响较大，但对终锤贯入度和传递桩身最大拉、压应力影响不大。