張強，葛暢，沈曉雷，尚進

（1.中國電建集團華東勘測設計研究院有限公司，杭州311100；2.浙江華東工程咨詢有限公司，杭州3111002；3.浙江大學海洋學院，舟山316021）

隨著世界各國海上風電能源進入大規(guī)模探索開發(fā)階段，中國的海上風電事業(yè)的也隨之而來蓬勃發(fā)展［1］。到2019年底，全國海上風電累計裝機5.93 GW，風電裝機占全部發(fā)電裝機的10.4%；其中江蘇省海上風電累計裝機容量占全國海上風電累計裝機容量的71.5%，規(guī)模連續(xù)多年領跑全國［2］。江蘇省主要風電工程位于岸外輻射沙洲海域，有關輻射沙洲的海域地形、水動力、成因及演變機理和沖刷機制等的研究已取得相當大的進展［3］。但是，目前該海域的地層資料較為匱乏，也極為缺少該海域的試樁資料，因此對輻射沙洲地層中鋼管樁的承載性能進行研究具有重要意義。

就目前而言，海上風電樁基礎廣泛采用大直徑鋼管樁基礎，由于風機的發(fā)電功率以及整體結構規(guī)模都越來越大，其樁基礎的承載性能在結構整體穩(wěn)定性將起到更加重要的作用，也對樁基礎的承載力提出更高的要求［4］。確定大直徑鋼管樁承載特性的最有效的方法是現(xiàn)場靜載試驗，但采用該方法有兩大難點，一是海上試樁實驗環(huán)境較為復雜，難度較高，二是成本昂貴［5-6］。當前，基于寶貴的現(xiàn)場試樁試驗實測數(shù)據(jù)，采用數(shù)值模擬軟件建立樁基數(shù)值模型，開展相應的樁基受力分析，為確定大直徑鋼管樁的承載性能提供了一種行之有效的方法［7-11］。王慧英等［7］采用ABAQUS軟件分析了單樁樁徑和樁長尺度對豎向承載力特性的影響。Vicent等［8］采用有限單元法分析了單樁基礎在沙土地層的承載特性，研究表明在致密砂土中的垂直承載力分別比在中等密實砂巖和疏松砂土中的垂直承載力高1.5倍和2倍。劉瑩等［9］基于彈塑性損傷弱化模型，采用有限元軟件開展了循環(huán)荷載作用下單樁豎向承載力分析研究。

本文采用FLAC3D數(shù)值模擬方法，開展輻射沙洲海域大直徑鋼管樁豎向承載特性分析研究，旨在揭示大直徑鋼管樁樁徑與承載特性的內在聯(lián)系。研究結果可為海上風電工程的樁基設計提供參考。

1 工程概況

江蘇竹根沙海上風電項目位于江蘇省竹根沙及北條子泥附近海域，如圖1所示，該風電項目離岸距離為39 km，海底地形變化平緩，場區(qū)高程-13～2.8 m，風電場區(qū)域形狀為狹長形多邊形，南北寬約6 km，東西長約21 km，整個區(qū)域面積為37 km2，規(guī)劃容量300 MW。

圖1 江蘇岸外輻射沙洲現(xiàn)場試驗位置圖Fig.1 Location of the field test on the offshore radiant sandbank in Jiangsu

本文研究內容基于海上風電樁試樁試驗。該區(qū)域土層分為七個大層，上部三層為第四系全新統(tǒng)（Q4）沖海相粉土、粉砂，下部為上更新統(tǒng)（Q3）相、濱海相沉積物，根據(jù)土層的物理力學性質及土性細分為8個亞層、3個夾層［12］。

本試樁試驗中試驗樁樁長為51 m，樁徑1.8 m，壁厚25 mm，樁體埋深為29 m。該試驗樁以粉土夾粉質粘土層作為持力層。本次試驗的豎向力作用點位于樁頂以下0.5 m處。該測試采用單向單循環(huán)豎向維持荷載法，分13級加載，單級加載70 kN，首級加載荷載加倍。每級加載至少10 min。每間隔5 min測量鋼管樁樁頂豎向位移，每間隔10 min測量樁身應變。豎向靜載試驗的反力系統(tǒng)如圖2所示。

2 FLAC3D數(shù)值分析

2.1 樁基模型

本研究通過FLAC3D軟件建立單樁基礎有限元數(shù)值計算模型，為簡便計算，基于建立模型的對稱性，將整體模型取1/2進行研究。具體的模型示意圖如圖3所示。本文所考慮的海上風電鋼管樁的作業(yè)環(huán)境是海洋環(huán)境，因此，模型中土體的重度均選為浮重度進行計算。在施加豎向荷載之前，通過對初始模型賦予重力進行計算得到地應力，導入相應的地應力作為該模型初始應力場，再反復計算直至模型整體豎向沉降小于10-3m，由此得到該模型在地應力平衡下的初始狀態(tài)。

圖2 豎向靜載試驗反力系統(tǒng)原理圖Fig.2 Schematic diagram of the reaction system of the vertical static load test

2.2 模型參數(shù)

數(shù)值模型中土體的本構模型選取為FLAC3D內置的Mohr-Coulomb模型，將鋼管樁視為彈性體，故采用彈性模型。地層分布和部分土體的數(shù)據(jù)由現(xiàn)場試樁試驗所得，通過對初始模型進行豎向荷載-位移（Q-s曲線）的數(shù)值模擬計算，采用試算法對數(shù)模參數(shù)進行優(yōu)化，得到的樁和土體的試驗參數(shù)記錄在表1中。表1中土體的抗剪強度參數(shù)均采用有效強度指標，罰摩擦系數(shù)則是指該層土層與樁內外接觸面上的接觸參數(shù)設定值③。

2.3 邊界條件

邊界條件如圖4所示，由于模型取了整體的一半，根據(jù)對稱性在截面上進行垂直于該截面的約束，三個側面和底面都設為三個方向上的完全約束，土體頂面則設定為自由約束。樁土接觸面采用“移來移去法”構建，即先在原本土層中的樁土交界面處構建接觸面，再把構建好的樁體模型移動到該位置。通過該方法，可以將不同的節(jié)點號賦予到樁土交界處的相同坐標點，從而能夠模擬鋼管樁的滑移、分離等不同情況［13］。

圖3 FLAC3D數(shù)值模型示意圖Fig.3 Schematic diagram of FLAC3D numerical model

圖4 數(shù)值模型邊界條件Fig.4 Boundary conditions of the numerical model

表1 試樁場地的地層分布及數(shù)值模擬參數(shù)Tab.1 Stratum and numerical simulation parameters of the test pile site

圖5 邊界條件對沉降量的影響Fig.5 The influence of boundary conditions on settlement

該數(shù)值模型的長寬邊界和深度邊界的范圍都經過謹慎地取定。選取的依據(jù)是在與現(xiàn)場試樁相同的情況下，即鋼管樁入土深度為29 m，以土層⑤為持力層，對鋼管樁樁頂施加不同的軸向荷載，比對不同邊界范圍下模型試樣的沉降量隨邊界范圍改變的變化關系。FLAC3D數(shù)值模擬的結果如圖5所示。圖5給出的是在長寬比給定為2∶1時，各級軸向荷載下模型寬度與鋼管樁的樁頂沉降量之間的變化情況?？梢钥吹剑S著寬度的增加，各級荷載下鋼管樁樁頂沉降量的變化較小。其中，荷載為10.875 MN時樁頂沉降量的相對誤差最大，約為9.5%?？紤]到實際沉降量以及程序的計算效率，故采用長寬為60 m和30 m的模型試樣，深度方向取65 m。

3 單樁豎向承載力數(shù)值模擬分析

3.1 樁頂Q-s曲線

本文根據(jù)現(xiàn)場試裝試驗，建立樁徑1.8 m的樁土數(shù)值模型，開展不同豎向荷載作用下樁基承載特性研究。模擬荷載為2.9 MN時的沉降量云圖作為對比，見圖6。將現(xiàn)場試樁試驗的荷載-沉降圖與數(shù)值模擬得出的樁頂?shù)暮奢d-沉降曲線對比，見圖7，得到兩條趨勢較為一致的曲線，模擬效果較好。隨著加載荷載逐漸增大，模擬值先略微大于實測值，然后實測值稍大于模擬值。從現(xiàn)場試樁試驗和數(shù)值模擬結果可以看出，該試樁的Q-s曲線都具有明顯的拐點和陡降段，數(shù)值模擬的陡降段較為平緩。參照《水運工程地基基礎試驗檢測技術規(guī)程》（JTS 237—2017），由數(shù)值模擬得出的該試樁的極限抗壓承載力Qu為10.45 MN，與現(xiàn)場試樁結果10.15 MN相近，這也驗證了所構建模型的可靠性。

圖6 荷載為11.600 MN時對應的沉降量云圖Fig.6 The corresponding settlement cloud diagram when the load is 11.600 MN

圖7 實測和數(shù)值模擬樁端荷載-位移（Q-s）曲線Fig.7 Measured and numerical simulation pile tip load-displacement（Q-s）curve

3.2 樁身軸力分析

圖8 為軸向靜載試驗單樁樁身軸向荷載隨樁埋深變化分布曲線。泥面以上樁身軸力保持不變，在泥面以下，隨著埋深的增加，樁身軸力不斷減小，樁底軸力趨近于0，這說明樁側摩阻力為軸向承載力的主要提供來源，樁端阻力所提供的軸向承載力相對較小。整個試樁入土部分樁身軸力變化隨深度并不均勻，在土層④-2處有明顯的突變，荷載在摩擦型樁傳遞過程與此相符，大部分荷載以側摩阻力的方式傳遞至樁周土體，樁身軸力沿深度方向的變化由試樁與樁周土體之間摩擦系數(shù)的大小決定。從中可以看出，試樁入土范圍兩端土體側摩阻力較小，中部較大，較為符合現(xiàn)場試樁試驗。試樁的軸向極限承載力為10.150 MN，側摩擦阻力9.705 MN，占極限承載力的95%，樁端阻力445 kN，只占極限承載力的5%［14］。

圖8 軸力分布對比圖Fig.8 Comparison of axial force distribution

4 不同直徑單樁豎向極限承載力

江蘇省主要風電工程位于岸外輻射沙洲海域，但是揭示該海域的地層承載力特性的試裝資料較少。當前現(xiàn)場靜載試驗的單樁直徑為1.8 m，但該海域6 MW海上風電單樁的直徑已經達到6.8 m。進行超大直徑鋼管樁基礎現(xiàn)場靜載試驗不僅成本昂貴且海上開展試樁試驗較為困難。因此，開展大直徑鋼管樁豎向承載性能的數(shù)值模擬研究，可為該海域后續(xù)風電場的建設提供技術參考。本次數(shù)值模擬試驗采用設置基準點施加豎向荷載。在其他條件不變的情況下，本文通過改變單樁直徑，對不同樁徑單樁進行豎向加載數(shù)值模擬分析，得到不同樁徑單樁的Q-s曲線，如圖9所示。

圖9 不同樁徑的Q-s曲線圖Fig.9 Q-s curves of different pile diameters

樁極限豎向承載力的確定方法有多種。由于現(xiàn)場試樁所得樁豎向荷載-豎向位移曲線并未出現(xiàn)任何折點，本文根據(jù)《水運工程地基基礎試驗檢測技術規(guī)程》（JTS 237—2017）確定極限承載力。不同樁徑單樁的極限豎向承載力，如表2所示?？梢钥吹?，單樁極限豎向承載力與樁徑近似符合非線性關系；隨著樁徑的增大，極限豎向承載力也相應增加。一方面，樁徑的增大使得同一厚度土層中樁土接觸面積增大，從而樁側土體摩擦力得以提高；另一方面，樁徑增大也提高了鋼管樁自身對外界豎向荷載的承載能力。圖10為樁徑比值與承載力比值關系曲線，從樁徑對樁豎向承載力的相對貢獻來看，樁徑比值始終大于豎向極限承載力比值，當樁徑增加3倍，相應的豎向極限荷載增加約9倍，即樁豎向承載力的增長速度快于樁徑的提升速度。因此，在實際風電樁基施工建設中，應該根據(jù)現(xiàn)場樁基的實際受荷情況，統(tǒng)籌兼顧工程造價和工程的施工安全及后期運行穩(wěn)定，對鋼管樁樁徑進行優(yōu)化選取。

表2 不同樁徑下單樁極限豎向承載力數(shù)值模擬結果Tab.2 Numerical simulation results of ultimate vertical bearing capacity of the single pile under different pile diameters

圖10 數(shù)值模擬樁徑-極限豎向承載力曲線Fig.10 Numerical simulation pile diameter-ultimate vertical bearing capacity curve

5 結論

本文開展江蘇岸外輻射沙洲地層大直徑鋼管樁基礎豎向極限承載力數(shù)值模擬研究，分析樁徑對單樁基礎極限豎向承載力的影響規(guī)律，得到了以下主要結論：

1）現(xiàn)場試樁和數(shù)值模擬所得的樁頂豎向荷載-豎向位移曲線變化趨勢基本一致，故該數(shù)值模型選取的參數(shù)可靠。

2）泥面以上樁身軸力保持不變，隨著埋深的增加，樁身軸力不斷減小，樁底軸力趨近于0，樁端阻力所承擔的軸向承載力相對較小，整個試樁入土部分樁身軸力變化隨深度并不均勻，在土層④-2處有明顯的突變。

3）樁徑與單樁極限豎向承載力符合非線性關系，單樁極限豎向承載力隨著樁徑的增大而增大，當樁徑增加2倍，相應的豎向極限荷載增加3倍。