黏土中海上风电超大型吸力桩基础沉贯安装分析

宋启明

(福建永福电力设计股份有限公司，福建 福州 350108)

0 引 言

近年来，海上风电逐渐从近海向深远海发展，海上风机基础结构的重要性与日俱增[1]。目前固定式风机基础主要有重力、单桩、吸力桩和多桩等形式，其中吸力桩(筒)基础具有施工周期短、成本低等优点，拥有广阔的发展前景[2-3]。吸力桩基础在安装使用前要分别进行沉贯分析和屈曲分析，防止吸力桩无法沉贯到预定位置或发生屈曲破坏，影响基础稳定性和承载能力。

针对吸力桩基础的研究，目前国内外学者主要集中于承载力特性和下放安装等方面，取得了一定的研究成果[4-7]。在吸力桩基础沉贯分析方面，Ibsen等[8]利用数值模型计算了吸力基础沉贯期间的极限吸力，并与试验进行对比；李大勇等[9]对吸力锚的沉贯性进行了大量模型试验研究和分析，得到负压与沉贯深度关系，提出了吸力锚沉贯计算的理论公式；练继建等[10]采用ABAQUS软件建立海上风机复合桶型基础，研究其沉放调平渗流特性，提出了均质砂土中临界负压计算公式；柳晓科等[11]提出一种新型低裙式吸力桩模型，通过试验研究其沉贯阻力，拟合出了相应沉贯阻力公式；秦源康等[12]基于吸力锚规范提出导管吸力锚贯入安装负压窗口的预测方法，并建立非线性有限元模型进行验证。对于吸力桩基础安装过程的屈曲分析，Madsen等[13]引入初始缺陷，采用数值方法对大直径吸力基础的筒壁进行屈曲分析；刘梅梅[14]通过数值方法对筒型基础进行屈曲研究，提出一种适用于大直径薄壁钢筒轴压作用下的屈曲计算公式；闫瑞洋[15]提出了三筒导管架基础下沉过程筒壁临界屈曲应力公式，并与有限元结果对比。

本文基于国内首个全场采用吸力桩基础的福建长乐外海海上风电场工程，提出一种黏土层的超大型吸力桩导管架基础沉贯阻力改进计算方法，在现有规范基础上，考虑沉贯过程桩侧向土的扰动效应，引入黏土灵敏度，对桩侧土阻力进行折减，基于安装海域实测土壤参数，对吸力桩沉贯阻力及所需压差进行计算，通过与规范和实测值对比分析，验证改进吸力桩沉贯阻力计算方法的有效性和准确性，基于此方法对安装时可能需要临时顶起的阻力进行分析；进一步采用有限元法对2种吸力桩顶盖进行数值建模，探究吸力桩在沉贯和临时顶起过程顶盖的屈曲特性。

1 吸力桩基础沉贯阻力计算方法

吸力桩基础的沉贯过程主要包括自重贯入阶段和负压贯入阶段两个阶段。自重贯入阶段吸力桩仅依靠自重作用进行沉贯，在土中的最终贯入深度称为自重贯入度，如图1a所示；负压贯入阶段需要利用吸力泵将吸力桩内部的水排出，使内外产生压差，吸力桩在压差作用下进行沉贯，直至达到预定贯入深度，如图1b所示。准确计算沉贯过程受到的土壤阻力是确定所需压差，保证吸力桩沉贯到预定位置的前提。另一方面，吸力桩顶盖为平板结构，在沉贯过程中受到压差和自重作用，最容易发生屈曲破坏，有必要对吸力桩顶盖展开屈曲校核计算，确保吸力桩的沉贯及后续使用安全。

图1 吸力桩基础沉贯过程

1.1 DNVGL规范计算方法

目前工程设计分析主要基于DNVGL规范[16]，采用基于静力触探(CPT)分析方法来计算土壤阻力，认为吸力桩基础沉贯过程受到的土壤阻力可分为内侧摩擦阻力、外侧摩擦阻力和桩端阻力，分别表示为

(1)

(2)

(3)

式中，z为吸力桩贯入深度；D为吸力桩外径；t为吸力桩壁厚；qc(z)为基于CPT方法测得的锥尖阻力；kf与kp分别为桩侧和桩端阻力系数。

1.2 改进计算方法

与欧洲北海不同，国内不少海域存在深厚软黏土层，同时吸力桩沉贯过程中，桩端穿过的土体已受到扰动，土的强度有所降低，使得侧向土阻力减小，而土壤灵敏度是用来衡量黏性土受扰动后强度降低的指标。因此，在DNVGL规范的基础上，引入土壤灵敏度对黏性土侧向土阻力进行折减，得到改进的吸力桩沉贯阻力计算公式为

(4)

式中，Rt(z)为土壤总阻力；St(z)为深度为z时土壤的灵敏度。

根据受力平衡，可进一步得出吸力桩负压贯入阶段所需压差的计算公式为

(5)

式中，W′为吸力桩基础的有效重力；P(z)为达到深度z时所需压差。

1.3 临时顶起计算方法

吸力桩基础在沉贯过程中，可能遇到阻力突然增大导致无法持续安装，此时的应急方案通常是停止抽吸，通过压力反向往吸力桩内部注水，使内部压力大于外部压力，临时少量顶起吸力桩，然后再抽吸使吸力桩继续往下沉贯，如此反复几次，往往可以解决此问题。因此，吸力桩在沉贯过程中临时顶起的阻力也需进行计算，在考虑土层扰动的影响时，阻力计算公式与吸力桩沉贯时相同，但顶起时重力作用方向相反，此时所需正压力更大，压差计算公式为

(6)

式中，W′为吸力桩基础的有效重力；P′(z)为深度z顶起时所需压差。

2 工程概况

2.1 吸力桩导管架基础

本文依托福建省长乐外海海上风电场实际工程，该工程安装有目前世界上高度最高、直径最大、贯入深度最深的吸力桩导管架基础，是国内首个全场采用吸力式基础的大型风电场。所安装吸力桩导管架基础分为两部分，上部导管架和下部吸力桩，导管架是用圆形钢管焊接组成的钢构架，由平箱梁式过渡段、主导管以及斜撑导管组成，如图2a所示；

图2 吸力桩导管架基础(单位：mm)

吸力桩由3个尺寸相同的钢制筒组成，如图2b所示。导管架上部过渡段与风机塔筒进行法兰连接，下部主导管与吸力桩进行焊接。选取风电场区两个典型机位C15与C36进行算例分析，其中C15主导管与吸力桩为中心布置，C36主导管与吸力桩为偏心布置，如图2c、2d所示，该项目为国内首次规模化应用吸力桩基础，两种典型布置形式均有采用。C15机位每个吸力桩总长为22.5 m，外径为12 m，平均壁厚为50 mm，吸力桩导管架基础及相关附件有效重力为21 364 kN，预定贯入深度为22 m；C36机位每个吸力桩总长为19.5 m，外径为10 m，平均壁厚为50 mm，吸力桩导管架基础及相关附件有效重力为15 778 kN，预定贯入深度为19 m。

2.2 土壤地质条件

基于风电场区海床土壤地质勘探实测资料，C15与C36机位安装区域的海床土壤参数分别如表1和表2所示，其中土壤灵敏度通过土工实验测得，指原状土抗剪强度与扰动残余强度之比，灵敏度越大，受扰动后土体强度降低越多[17]；阻力系数根据DNVGL规范选取，最可能阻力系数与实际较为接近，上限阻力系数有助于提高安全冗余。C15与C36机位锥尖阻力通过现场测试取得，随土壤深度变化如图3所示。从图3可知，与土质条件相对应，C15机位锥尖阻力在砂土层达到最大，值为6 MPa；而C36机位土质均为黏土，锥尖阻力相对较小。

表1 C15机位海床土壤参数

表2 C36机位海床土壤参数

图3 锥尖阻力

3 吸力桩沉贯分析

3.1 沉贯阻力对比分析

为验证改进计算方法的准确性，将计算得到的C15和C36机位沉贯过程所受阻力与DNVGL规范和实测值进行对比，如图4所示。从图4可知，随着贯入深度的增加，两个机位的沉贯阻力均逐渐增大；采用改进方法计算得到的C15和C36机位最可能阻力值(MP)与实测值均基本吻合，最大上限阻力值(HP)稍大于实测值，而采用DNVGL规范计算的最可能阻力值(MP)和最大上限阻力值(HP)均远大于实测值，因此，采用DNVGL规范计算得出的沉贯阻力较为保守，而改进方法计算结果与实测值更为接近。

图4 吸力桩沉贯过程所受阻力对比

3.2 沉贯所需压差对比分析

进一步将改进方法计算得到的C15和C36机位沉贯过程所需压差与DNVGL规范和实测值进行对比分析，如图5所示。从图5可知，吸力桩导管架基础在自重贯入一定深度后所需压差均随着贯入深度的增加而增大，C15机位所需压差最可能值(MP)与实测值较为接近，C36机位所需压差最可能值(MP)稍大于实测值，两个机位所需压差的限值(HP)均大于实测值；而采用DNVGL规范计算的所需压差最可能值(MP)和最大上限值(HP)均远大于实测值；改进方法计算沉贯所需压差相比DNVGL规范计算值更小，与实测值更为接近。

图5 吸力桩沉贯过程所需压差对比

3.3 顶起所需压差对比分析

吸力桩临时顶起受到的阻力主要包括桩侧阻力和基础自重，顶起阶段吸力桩侧向土壤仍被扰动，采用与沉贯时相同的土壤灵敏度，将改进方法计算得到的C15和C36机位顶起过程所需压差与DNVGL规范进行对比，如图6所示。从图6可知，随着顶起过程入土深度的减小，两个机位顶起所需压差均逐渐减小，同时由于自重作用方向相反，顶起所需压力比沉贯时要大不少；采用DNVGL规范计算的所需压差最可能值(MP)和最大上限值(HP)整体上明显大于改进方法计算值。

图6 吸力桩回收过程所需压差对比

4 吸力桩顶盖屈曲分析

4.1 顶盖数值模型建立

为保证吸力桩顺利沉贯及后续使用安全，采用有限元分析方法对吸力桩顶盖展开屈曲校核验算。使用板单元和壳单元对C15和C36吸力桩顶盖部分进行建模，定义材料为理想弹塑性模型，弹性模量E=205 GPa，泊松比v=0.3，屈服强度随材料厚度增加而减小，如表3所示。

表3 材料属性

C15和C36吸力桩顶盖各部分详细建模和材料厚度如图7所示，其中，顶板厚度分别为45 mm和50 mm，加劲板厚度分别为35 mm和40 mm。顶盖模型网格划分如图8所示，C15机位主导管与吸力桩垂直连接，C36机位主导管与吸力桩斜向连接，倾斜角为81.98°，为消除边界效应对计算结果影响，顶盖模型下边界取至顶板以下2 m长处，并施加固定约束，上边界取至加劲板以上主导管2倍直径长度处，为自由边界。主导管和吸力筒采用壳单元进行网格划分，顶盖部分主要采用四节点板单元(QUAD-4)进行网格划分。吸力桩沉贯和顶起阶段的压力直接施加在内表面单元上，如图9所示，沉贯时为负压，顶起时为正压。

图7 吸力桩顶盖布置

图8 吸力桩顶盖有限元模型

图9 吸力桩顶盖压力作用分布

4.2 数值计算结果与分析

C15与C36吸力桩顶盖在沉贯所需压差达到最大时整体屈曲校核结果以及最大UC值如图10和图11所示。从图10、11可以看出，顶盖各部分校核UC值有所差别，各部分结构连接处出现应力集中现象，UC值相对较大，C15机位最大值靠近加劲板与主梁连接处，达到0.82；C36机位最大值位于最长主梁支架与吸力筒连接处，达到0.94，最大UC值均小于1，吸力桩顶盖处于弹性阶段，不会出现屈服现象。

图10 沉贯过程顶盖整体UC系数

图11 沉贯过程顶盖最大UC分布

图12和图13分别为C15与C36吸力桩顶盖在顶起时所需压差达到最大时整体屈曲校核计算结果以及最大校核系数分布。从图12、13可以看出，与沉贯阶段相似，各部分结构连接处会出现应力集中现象，C15与C36机位最大值分别位于加劲板与主梁连接处和最长主梁支架与吸力筒连接处，为0.65和0.69，最大校核系数远小于1，吸力桩顶盖处于弹性阶段，不会出现屈服现象。

图12 顶起过程顶盖整体UC系数

图13 顶起过程顶盖最大UC分布

5 结 论

本文提出一种黏土中超大型吸力桩基础沉贯阻力改进计算方法，考虑吸力桩沉贯过程对桩侧土的扰动效应，引入黏土灵敏度，对桩侧土阻力进行折减，根据实测地质土壤参数，进行吸力桩沉贯阻力及所需压差计算分析，通过与DNVGL规范和实测值对比，验证改进方法的有效性和准确性，进一步对两种典型吸力桩顶盖展开沉贯以及临时顶起过程下的屈曲校核分析，得到以下结论：

(1)在黏土中，采用DNVGL规范计算超大型吸力桩基础的沉贯阻力较为保守，考虑土体扰动影响对侧阻力通过灵敏度进行折减的改进方法计算结果与实测值更为接近。

(2)改进方法计算得到的吸力桩导管架基础沉贯所需压差相比DNVGL规范计算值更小，与实测值更为接近。

(3)由于自重作用方向的改变，吸力桩基础临时顶起所需压差远大于沉贯过程；采用DNVGL规范计算得出的临时顶起所需压差整体上明显大于改进方法计算值。

(4)吸力桩基础在达到沉贯以及临时顶起所需最大压差时，顶盖各部分连接处出现应力集中现象，但主导管中心布置和偏心布置出现最大值的位置不同；两种典型吸力桩顶盖屈曲校核UC值均较大，最大值均小于1，吸力桩顶盖处于弹性阶段，不会发生屈曲破坏。

通过福建海域几个项目实际验证，本文提出的吸力桩沉贯阻力改进计算方法对深厚软黏土具有很好的适用性和准确性，项目成果对经济、环保的吸力桩基础在海上风电的应用提供了技术支撑，有利于海上风电基础技术的发展。