某海上風電靜載試樁技術改進

曲長武，胥新偉，劉釗

（1.中交一航局第三工程有限公司，遼寧 大連 116083；2.中交天津港灣工程研究院有限公司，天津 300222）

0 引言

近年來伴隨海洋風電建設的發展，大直徑鋼管樁或大直徑鋼管混凝土復合樁的基礎形式得到了大規模的應用。由于海洋風電項目對樁基的抗拔及水平承載能力有較高的需求，為確保設計的合理可靠，工程正式開展前需要進行海上樁基靜載試驗，以對設計指標進行確認及優化。

進行一次完整的海上樁基靜載試驗，需要大量的資源投入，因此對于外海樁基靜載試驗，試驗數據顯得尤為珍貴。海洋風電樁基靜載試驗與陸上靜載試驗相比，樁基承載力高，樁的相對位移大，同時試驗環境惡劣，傳統試驗方法無法滿足工程建設需要。為保證獲得良好的試驗效果，確保試驗數據準確可靠，需要在傳統試驗方法的基礎上進行必要的改進與優化。

1 工程概況

某海洋風電試樁工程采用8樁承臺結構形式，樁徑2.0 m。分別對2處具有代表性的機位展開試驗，樁位布置圖見圖1，試樁工程信息統計見表1。

海上風機樁基礎設計多采用基于p-y曲線和t-z曲線的承載力計算方法。與工業和民用建筑以及港口工程的樁基極限承載力計算方法有較大差別，因此也需要通過足尺試驗確定各土層的三大曲線，以對設計曲線進行校正[1]。為此本工程試樁試驗的主要試驗目的如下：

圖1 樁位布置示意圖Fig.1 Pileposition layout sketch

表1 試驗參數匯總Table1 Summary of test pile parameters

1）確定試驗鋼管樁的豎向抗壓極限承載力標準值，并獲取各土層的抗壓極限側阻標準值、極限端阻標準值。獲取抗壓時各土層單位側阻與樁基豎向位移的t-z曲線。

2）確定試驗鋼管樁的豎向抗拔極限承載力標準值，并獲取各土層的抗拔極限側阻標準值。獲取抗拔時各土層單位側阻與樁基豎向變位的t-z曲線。

3）獲取土層分層土抗力與水平位移的p-y曲線，獲取鋼管樁的水平極限承載力，提供土體水平抗力系數的比例系數m。

工程中采用錨樁反力梁法進行試驗，試驗設備的加載能力不低于預估承載能力的1.5倍。試驗步驟參照JTJ 255—2002《港口工程基樁靜載荷試驗規程》，并參考美國API規范Recommended Practice for Planning，Designing and Constructing Fixed Offshore Platforms-Working Stress Design（API RP2A-WSD）進行測試項目的優化，試樁試驗指標見表2。

表2 靜載試驗參數Table 2 Parameters of static loading test

2 試驗系統的改進

2.1 沉降、位移測量

海上風電樁基直徑大、樁長長、承載力高，在荷載作用下的變形大。單樁豎向抗壓靜載試驗總沉降量往往超過100 mm后，仍可達到穩定。單樁豎向抗拔靜載試驗的上拔量也要求達到100 mm以上，水平靜載試驗由于受到水深的影響，樁基自由懸臂段長，加載點的水平位移也有可超過1 000 mm的可能性。

傳統靜載試驗采用百分表或電子百分表進行沉降及水平位移測量，百分表的量程一般為50 mm，精度為0.01 mm。在外海樁基靜載試驗中，該測試設備量程較小，且由于外海惡劣的海況環境，測試精度無法達到0.01 mm，且涉及到量程較大，軸向抗壓、抗拔試驗中經常倒表的過程，多次倒表的誤差無法估計，且水平靜載試驗由于總體位移大，可能單級荷載作用下的位移即超過了百分表的量程。因此軸向抗壓及抗拔靜載試驗采用靜力水準儀作為沉降測量方法，拉線位移傳感器或其他大量程位移傳感器作為水平載荷試驗測量方法。

傳感器技術參數見表3。

表3 傳感器參數匯總表Table3 Summary of sensor parameters

采用靜力水準儀作為沉降及上拔量的測量方法還具有以下技術優勢：避免基準梁的設置，風浪對測量系統影響相對較弱；基準點設置相對靈活，可選取滿足凈距要求的任何點位作為基準點。

2.2 樁頂傾角測量

單樁水平靜載試驗中，樁頂傾角測量可采用雙層位移計法或傾角傳感器法，在外海樁基試驗中，應采用傾角傳感器測量樁頂傾角。由于外海試驗環境較為惡劣，基準樁的穩定性較差，通過雙層位移計法計算得到的樁頂傾角存在較大誤差，從而推算的泥面處位移也不準確。

2.3 測試項目

水平靜載試驗采用p-y曲線法，為確保測試數據的準確性，往往需要多種測試結果進行相互驗證，本次外海水平靜載試驗測試內容有[2]：

1）樁身應力

樁身應力測試是較為成熟的測試方法，除在樁基抗壓、抗拔試驗中用于測量樁身軸力變化外，在水平靜載試驗中還可以通過樁身應力的微積分處理分別得到樁身的位移數據及樁身的彎矩數據。由于微積分的處理過程會導致測試誤差的急劇增加，導致處理后的結果失真，無法反應真實情況，因此同時需要輔以多種測試方法得到的測試結果進行相互驗證，以甄別出測試數據中出現的錯誤。同時隨著測試技術水平的提高，在傳統應變傳感器測試方法的基礎上，分布式光纖測試方法也引入到海上風電測試技術當中，該測試方法可提供更多斷面的測試數據，同時具有較高的成活率。

2）樁側土壓力測試

樁側水平土壓力測試是在水平靜載試驗期間，監測各級荷載作用下的土壓力變化。該數據可與多項測試數據進行試驗結果的相互驗證，以確保試驗結論的可靠性。

測試結果與應力測試后微積分處理的樁身位移、樁身測斜實測樁身位移數據進行對比，通過樁身反彎點、嵌固點的位置來互相驗證數據的準確性；測試結果與樁身應力微積分處理得到的p-y曲線數據進行對比，以驗證微積分數據處理的準確性。

樁身水平土壓力測試僅限于較淺土層內，由于水平靜載試驗加載荷載值的控制，較深土層位置不會發生水平位移，因此水平土阻力也不會發生變化，土壓力盒埋設最深位置僅需要在預估反彎點位置下一定深度即可。土壓力盒需要采取特殊的安裝與保護措施，以避免打樁過程導致土壓力盒的破壞。

3）樁身測斜

樁身測斜是在水平靜載試驗期間測量泥面處的水平位移、樁身撓曲線。樁身測斜數據可與多項測試數據相互驗證，確保試驗結論可靠性。

測試結果得到的泥面處水平位移與根據樁頂傾角計算得到的泥面位移進行對比，驗證測試數據的準確性；測試結果得到的樁身撓曲線與應力測試微積分得到的樁身位移曲線對比，驗證測試數據的準確性。

樁身測斜需要將測斜管固定在樁側壁上，試驗期間采用滑動式測斜儀進行測量。測斜管的埋深需要保證測斜管底部位于預估嵌固點以下位置，同時測斜管的安裝需要設置有效的保護措施，防止打樁過程中造成損壞，土壓力盒與測斜管保護見圖2。

圖2 土壓力盒及測斜管保護結構示意圖Fig.2 Sketch of earth pressure cell and inclinometer protection structure

4）理論分析

利用有限元程序或樁基礎設計計算分析軟件進行理論分析，并與實測數據進行對比，以再次驗證試驗結果[3]。利用基于p-y曲線理論的樁基礎設計計算分析軟件對試驗過程進行模擬，通過輸入實測變形數據以對樁身應力等試驗結果進行對比分析。

2.4 試驗裝備及方法的改進

1）增加千斤頂行程

由于樁頂位移大，試驗期間水平反力樁也同樣會發生一定程度的位移，因此在試驗前需要采用具有較大行程的千斤頂進行試驗，必要時還需要采用多臺千斤頂串聯試驗。

本工程采用2臺行程0.7 m的臥式千斤頂串聯組成，并在每臺千斤頂的頂部設置球形鞍座以適應樁頂轉角度變化。

2）提高基準樁穩定性

外海試驗條件相對較差，基準樁的穩定性較低，鑒于海上風電多為高樁承臺結構，樁基數量較多，建議利用多根樁基組成基準系統，以降低基準樁晃動對測試精度的影響。同時在具備條件的情況下利用多根工程樁作為反力樁，減少試驗期間反力樁發生的位移。

3）對樁身加載點進行加固

外海風電樁徑較大，加載荷載也較大，隨著荷載的增加，樁身有可能局部變形過大，導致水平位移測試過程中混入了樁身變形的影響。因此需要在水平試驗加載點位置處對樁身進行加固，防止樁身發生變形。

4）優化試驗加載方向

水平靜載試驗的加載方向應與漲落潮主流向垂直，減少水流力對水平靜載試驗的影響[4-5]。水平靜載試驗布置示意圖見圖3。

圖3 水平靜載試驗布置示意圖Fig.3 Horizontal static load test layout sketch

3 試驗結果

采用以上改進及優化后的試驗方法，試驗過程中曾由于打樁過程發生意外，出現了傳感器損壞的情況，但是由于測試項目充足，準備充分，在個別傳感器失效的情況下，仍可以準確的獲取試驗所需各項參數，保證試驗的順利完成，取得了良好的試驗效果[6]。

3.1 單樁軸向抗壓靜載試驗

1）SZ1號試樁

SZ1號試樁單樁軸向抗壓極限承載力為38 323 kN。樁Q-s曲線為緩變型曲線。對于該試樁加載至37 800 kN時，對應樁頂沉降為96.81 mm，加載至39 150 kN時，對應樁頂沉降為105.04 mm，超過了0.05D，D為樁徑。根據JGJ 106—2014《建筑樁基檢測技術規范》要求，單樁軸向抗壓極限承載力取s等于0.05D對應的荷載值，同時考慮設計設定的上部結構沉降控制標準為100 mm，該樁極限承載力取沉降達到100 mm時的荷載值。根據內插法求得s=100 mm時的荷載為38 323 kN，故該樁豎向抗壓極限承載力為38 323 kN。

2）SZ2號試樁

SZ2號試樁單樁軸向抗壓極限承載力為34 500 kN。該樁加載至36 000 kN時荷載無法穩定，沉降持續增大，沉降量超過上部結構沉降控制標準100 mm，終止加載。根據JGJ 106—2014《建筑樁基檢測技術規范》，取陡降型Q-s曲線發生明顯陡降的起始點對應的荷載值，即34 500 kN作為該樁豎向抗壓極限承載力。

3.2 單樁軸向抗拔靜載試驗

SZ1號試樁單樁軸向抗拔極限承載力為16 500 kN。SZ2號試樁單樁軸向抗拔極限承載力為21 000 kN。對SZ2試樁軸向抗拔靜載荷試驗加載至22 500 kN時，該樁發生破壞。根據JGJ 106—2014《建筑樁基檢測技術規范》，該樁豎向抗拔極限承載力為21 000 kN。

3.3 水平靜載試驗

通過對試驗及測試方法的改進，可以確保試驗的成功，通過多項測試數據的對比分析，可以確保試驗數據可靠有效。最終試驗SZ1號試樁水平極限承載力不小于675 kN。SZ2號試樁水平極限承載力不小于420 kN。試驗Q-s（端阻力-沉降）曲線見圖4，p-y分層土抗力與水平位移曲線見圖5，試驗結果匯總見表4。

圖4 端阻力-沉降曲線Fig.4 Tip resistance-settlement curve

圖5 p-y曲線Fig.5 p-y curve

表4 水平靜載試驗成果統計表Table4 Summary of horizontal static load test result

3.4 試驗結果分析

通過現場試驗分析，外海風電樁基在荷載作用下的變形大，采用大量程位移傳感器是十分必要的。同時由于外海惡劣的自然環境影響，基準樁無法實現絕對的穩定狀態。因此采用精度為0.01 mm的百分表進行測試是沒有必要的，建議在惡劣的自然環境條件下位移傳感器的測試精度應適當的降低。

海上風電工程試樁得到的m值遠小于JTS 167-4—2012《港口工程樁基規范》中推薦的m值范圍，說明對于海上風電工程等樁徑大、樁長長，水平荷載作用下變形大的樁基結構，現有m法的設計經驗無法滿足工程建設的需要[7-8]。

4 結語

外海海上風電靜載試驗風險高、投入大。獲得完整的試驗成果需要作出充足的試驗準備。通過本項目對試驗方法的改進與優化，可有效提高試驗數據的準確性與可靠性，確保海上風電靜載試驗獲得成功?？偨Y海上風電工程試樁所需改進及優化的項目如下：

1）采用量程較大的位移傳感器，傳感器精度可適當降低。

2）水平靜載試驗應對鋼管樁加載點位置進行加固，防止鋼管樁變形影響測試精度。

3）鑒于p-y曲線的復雜性，建議水平靜載試驗采用多種測試方法進行測試，通過不同方法對測試結果進行相互驗證，并建議采用理論計算方法對試驗結果進行分析。