吸力桶基础在阳江沙扒海上风电场施工中的应用

李元松，侯 瑛，叶绍其，李昭宪，潘胜平，张 鑫

1.武汉工程大学土木工程与建筑学院，湖北 武汉 430074；

2.中铁大桥局集团第五工程有限公司，江西 九江 332001

自从1994 年挪威Europipe16/11-E 大型导管架平台基础的成功安装以来，吸力桶因其定位准确、施工效率高、回收简单、受水深影响小等诸多优点，很快成为海上施工平台的一种重要基础形式［1］。然而，由于其核心技术被少数几个国家所垄断，相关的应用和工程实例较少［2-4］。导向架平台吸力桶基础的应用关键在于解决以下3 个方面的技术问题［5-7］：①如何有效实现吸力桶顺利沉贯至设计深度和高效回收；②沉贯/顶升过程中的安全控制；③安装完成后承载力能力是否满足要求。目前，在国内吸力桶基础设计计算尚无规范性指导文件，工程实践缺乏理论依据，开展吸力桶基础设计流程、计算方法和校验参数的归纳总结，势在必行，且意义重大。

本文以广东某海上风电场导向架平台基础安装工程为背景，在归纳总结国内外相关领域勘察、设计规范与工程应用成果的基础上，提出一套完整的近海施工平台吸力桩基础设计计算方法，包括吸力桶基础贯入阻力计算方法、校核与验算标准、沉贯安装与回收过程控制技术，选取2 个具有代表性的导向架平台吸力桶计算参数，说明其计算方法、过程控制与实施效果。以供类似吸力桶基础设计、施工时参考。

1 工程概况

1.1 项目概况

粤电阳江沙扒海上风电项目场址位于广东省阳江市阳西县沙扒镇附近海域，涉海面积约48 km2。场址水深范围23～27 m，中心离岸距离约20 km。项目规划装机容量为300 MW，拟布置1 台单机容量5.5 MW 的风电机组和46 台单机容量为6.45 MW 的风机机组，配套建设一座220 kV海上升压站及陆上运维基地。风机机组采用四桩非嵌岩导管架基础、三桩嵌岩导管架基础和吸力桶基础等3种形式，主体钢管桩直径2.4、3.5、4.0 m。其中47 个机组基础采用三桩或四桩导向架吸力桶基础平台进行施工。单个导向架平台布置4 根φ5 000 mm×d30 mm吸力桶，4根吸力桶呈正方形布置，桩间距26 m，桩长6.5 m；吸力桶顶通过φ1 500 mm×d18 mm 钢管立柱与上部作业平台联接。

1.2 工程地质水文地质条件

（1）地形地貌。项目区域内，水深变化较为平缓，海底标高-24.2 m 至-27.1 m，整体从北西向南东方向水深逐渐加深。海底地形较为平坦，坡度基本小于0.5°。

（2）地层岩性。风电场覆盖层按其成因类型主要包括：①全新统海相沉积层（Q4m）；②全新统海陆过渡相沉积层（Q4m+al）；③第四系残积黏性土层（Qel）；④下伏基岩为中生代晚白垩系泥质砂岩；⑤砂岩和；⑥古生代寒武纪花岗片麻岩。

（3）地震动参数。根据工程地质勘察报告，风电场场地类别为Ⅲ类，地震动峰值加速度为0.125g，反应谱特征周期为0.45 s。

（4）场区最大水深29 m，导向平台工作状态及非工作状态最大风速分别按20.7 m/s 和34.6 m/s计算风载。平台施工、钢护筒打入按最大波高2.5 m、周期6 s 计算波浪力。平台施工、钢护筒插打按1 m/s 流速计算水流力。

1.3 吸力桶计算参数

（1）桶体参数：吸力桶外径D=5.0 m，壁厚t=0.03 m，设计贯入深度L=6.5 m，桶体自重498.48 kN，水下自重按410.55 kN 计。E=210 GPa，μ=0.3，屈服强度σy=345 MPa。

（2）上部荷载：贯入时桩顶竖向力766 kN；在位工况竖向荷载1 743 kN，弯矩M=669 kN·m，最大水平荷载378 kN。

（3）地层参数。从47 个机组基础中选取2 个具有代表性的导向架平台吸力桶地层计算参数，见表1。

表1 WT17 和WT42 桩位地层及计算参数Tab.1 Stratum and calculation parameters of suction buckets of WT17 and WT42

2 施工分析计算

吸力桶施工分析计算主要包括贯入阻力、承载能力分析与结构屈曲验算。

2.1 贯入阻力

贯入阻力计算是吸力桶基础设计的重要内容，也是施工过程控制的关键技术环节。关于贯入阻力的计算已有大量的理论与试验研究［8-10］，目前国内外工程设计主要引用美国石油协会（American Petroleum Institute，API）［11-12］和挪威船级社（Det Norske Veritas，DNV）［13-14］中推荐的静力平衡法和孔压静力触探（Based-CPTU）法。本次计算采用静力平衡法。假定吸力桶内外侧壁摩擦系数相同，并不考虑土塞效应，给定贯入深度hn的贯入阻力：

式（1）中：n为分层计算的总层数；Qtot为总贯入阻力；Qside为沿桶侧壁摩阻力；Qtip为桶的端阻力；Atip为桶端圆环面积；Sui为第i分层土体不排水抗剪强度；Nci为承载力系数，其取值与计算目的有关［11］；Nqi为承载力系数，对于黏土，一般取1.0；对于砂土参见API［12］；Sutipi为桶端土体不排水抗剪强度均值；K为侧压力系数，一般采用实测值，若无实测数据，对于黏土，K=0；对于无黏性土，K=0.8，或根据K=（1-sinφ）（式中φ为土层内摩擦角）计算，；δ为桶与土体之间的摩擦角（°），当无实测值时，δ可按文献［11］取值；αi为安装过程中土体的黏性系数，当无实测数据时，可按式（2）计算：

其中：ψ=Su/p'0，p'0为计算点的有效竖向应力。

据此方法，典型四桩导向架平台WT17 与WT42 贯入阻力计算结果见表2。

表2 吸力桶WT17 和WT42 贯入阻力Tab.2 Penetration resistance of suction buckets of WT17 and WT42

2.2 承载能力验算

吸力桶承载能力验算一般指竖向承载能力、水平承载力与抗拔承载力验算。研究表明导向架平台基础水平荷载和上拔力均较小，主要进行在位竖向承载力验算。

2.2.1 计算工况及标准

（1）验算工况

工况A：设计贯入深度，桶底与土体充分接触，吸力桶贯入到设计深度对应的承载力；

工况B：考虑最大可能土塞高度（1 m）时，吸力桶的承载力。

当设计贯入深度小于考虑土塞效应的深度时，不再考虑土塞贯入深度工况，即不对工况B 对应的竖向承载力、强度、屈曲与贯入可行性进行计算。

（2）验算标准

工况A：允许安全系数取1.5（正常状态）；工况B：允许安全系数取1.25（极端状态）。

结构强度利用系数U.C（Unity Check）小于1.0；贯入可行性分析安全系数取1.25。

2.2.2 竖向承载力验算 海上作业平台竖向承载力验算式为：

式（3）中：Qu，t为t时刻吸力桶极限承载力，kN；一般情况下，吸力桶竖向承载力随时间延长有所提高，贯入终止时刻承载力为最小值；Qk为上部结构传递荷载标准值，包括吸力桶自重，kN。

对于工况A：Qu,t=Qout+Qp，其中Qout为桶壁外侧摩擦力，Qp为桶端部土体的承载力（土塞效应系数取1）；

对于工况B：Qu,t=Qout+Qin+Qtip，其中Qout为桶壁外侧摩擦力，Qin为桶壁端部承载力（土塞效应系数取0），Qtip为桶端圆环面积。

据此算法，WT17 与WT42 竖向承载力验算结果见表3。

表3 吸力桶WT17 和WT42 竖向承载力验算Tab.3 Checking calculation of vertical bearing capacity of suction buckets of WT17 and WT42

2.3 桶体强度与屈曲验算

2.3.1 桶体强度验算 按API RP 2A 建议，吸力桶贯入过程中，每一点的强度应满足要求，强度验算分两步进行。

（1）计算单向荷载作用下应力，计算方法参见文献［11］。

（2）按式（4）进行结构强度校验。

式中，σm为Mises 应力；σp为许用应力；σy为材料屈服应力；η安全系数，一般取0.8。

按此方法，WT17 与WT42 吸力桶强度验算结果见表4。

表4 吸力桶WT17 和WT42 贯入过程强度验算Tab.4 Strength calculation of suction buckets of WT17 and WT42 in penetration process

2.3.2 桶体稳定性验算 吸力桶一般都是钢制薄壁圆筒，在沉贯过程中可能出现局部板壳失稳与整体柱状失稳2 种失效模式，而这2 种失效模式与桶体几何构造、径厚比D/t密切相关。钢结构设计标准（GB 50017—2017）还无针对性的条款用于指导圆筒的稳定性验算，API RP 2A—2005 适用于60≤D/t＜300 的钢制圆筒，API BULL 2U 适用于300≤D/t＜1200 的钢制圆筒。

（1）计算模型

图1 为软土无支撑长度L0、直径D、壁厚t、贯入深度d、侧壁受横向压力p，顶板受上部荷载与竖向压力差p作用的吸力桶计算模型。

图1 桶体屈曲计算简图Fig.1 Simplified diagram of bucket buckling calculation

（2）局部稳定性验算

吸力桶局部稳定性验算程序如下：

①计算单向荷载作用下的应力fa，fb和fθ；

②计算单向荷载作用下结构的临界屈曲应力；

③组合荷载作用下，临界屈曲应力需满足式（5）。

式（5）中：Ra=Ffcj/Fxcj，Rh=Fθcj/Frcj分别为组合应力作用下轴向临界应力和环向临界应力与单向应力条件下轴向临界应力和环向临界应力的比值；c为桶体构造系数。

④计算屈曲条件下的允许应力。

屈曲应力安全系数：FS=1.67ψ（一般工况）；FS=1.25ψ（极端工况）。其中ψ为屈曲应力安全系数。

允许应力：计算允许应力Fa，Fb和Fθ。

⑤屈曲校验

按下式进行屈曲校验：

以上各物理量的含义及计算方法，详见API Bull 2U［15］。

（3）柱状稳定性验算

吸力桶柱状屈曲稳定性按下述步骤进行验算：

①计算柱状屈曲应力，计算方法见API RP 2A［11］。

②计算柱状屈曲许用应力

对于fa/Fa≤0.15：

对于fa/Fa＞0.15：

其中：Cm为等效弯矩作用影响系数，当端部有约束时取0.85，无约束时取1.0；Fe’为弹性屈曲允许应力基本值，其计算方法见文献［10］。

据此方法，WT17 与WT42 吸力桶贯入过程中稳定性验算结果见表5。

表5 吸力桶WT17 和WT42 贯入过程稳定性验算Tab.5 Stability calculation of suction buckets of WT17 and WT42 in penetration process

3 贯入/顶升可行性分析

贯入可行性分析就是在设计贯入深度范围内，将土层分为若干厚度单元，分别计算其临界吸力、允许吸力与需求吸力，逐层判断吸力桶是否可安全贯穿。根据工程经验，判定标准定为贯入安全系数1.25。顶升回收为贯入的逆过程，阻力计算与贯入时类似。

3.1 临界吸力

（1）黏性土

将引起桶端土体整体反向失效以及大量土体吸入桶内的吸力定义为给定深度处的极限吸力ΔUcrit，其计算公式为：

式（10）中：Ains为桶壁的内侧面积，其余符号同前。

（2）无黏性土

对于均匀无黏性土层，Senders 等［16］给出经验公式：

式（11）中：D为吸力桶直径；H为吸力桶高度。

（3）对于层状土层夹无黏性土层

本文建议先计算无黏性土层的直接上覆黏土层的临界吸力，再按分层厚度代入式（11）计算无黏性土层的临界吸力，两者相加即为混合土层的临界吸力。

3.2 允许吸力

许用吸力ΔUallow按式（12）确定：

式中：k为安全系数，推荐值为1.5；γw为海水容重；h为吸力桶顶水深。

3.3 所需吸力

吸力桶所需吸力ΔUreq按式（13）确定：

式（13）中：W'为吸力桶浮重及上部平台分配的重量，kN；Ain为吸力桶的有效净截面积，m2。据此方法，WT17 与WT42 吸力桶贯入过程可行性分析结果见图2。

图2 吸力桶贯入过程控制曲线：（a）吸力桶WT17，（b）吸力桶WT42Fig.2 Curves of suction buckets in penetration process：（a）suction bucket WT17，（b）suction bucket WT42

由图2 可以看出，在该风电场特定地质环境条件下，自重贯入深度达3～4 m，占总深度6.5 m 的50%～60%；贯入时，实测吸力与理论计算值有一定误差，但远离允许吸力控制线，具有一定的冗余度。实测吸力值与理论计算值出现误差的原因，一方面与地层参数的变化有关，另一方面多桶平台架贯入时，沉贯速率的不均导致上部荷载的分配有所调整。由此可见，三桶或四桶平台架沉贯过程必须加强监测监控，根据实测信息随时调整各桶吸力。

3.4 顶升能力分析

导向架平台在完成打桩作业后，要进行拆除移位。工作平台移位之前需向桶内注水将吸力桶从海底顶升拔出，为安装贯入的逆过程。分析顶升能力时，应考虑吸力桶的顶升能力受桶内土体承压能力的限制，即防止桶内土体失稳破坏。WT17 和WT42 吸力桶在设计贯入深度的顶升能力见表6。

表6 吸力桶WT17 和WT42 顶升能力Tab.6 Jacking capacity of suction buckets of WT17 and WT42

表6 中剩余顶升压力表明，吸力桶注水压力完全可以克服桶侧土体摩擦阻力与桶体自重，吊机主要是安全储备与辅助扶正作用。

4 结论

本文以阳江沙扒海上风电场工程为背景，系统地总结了导向架平台吸力桶基础施工过程中贯入阻力计算、承载能力验算、桶体强度与稳定性校验、贯入可行性分析的计算方法、参数选择与计算步骤。并以2个四桩平台吸力桶基础施工控制过程为例，将计算结果与实测数据对比分析。结果表明：

（1）贯入阻力计算式（1）源于API 和DNV，经归纳整理提出，既适用于黏性土层，也适用于无黏性土层，是吸力桶贯入阻力的通用表达式；

（2）文中承载能力验算工况、验算标准相较永久基础的验算，安全风险偏大，但比较符合施工平台临时性特点；

（3）对于径厚比为60≤＜D/t＜1 200 的吸力桶，桶体结构稳定性，只需进行局部屈曲验算即可，无需进行柱状屈曲验算；

（4）阳江风电项目工装平台吸力桶基础的成功应用，其施工计算方法与实测数据为类似工程项目的设计、施工提供参考和借鉴，也为今后规范的形成、制定积累经验。