海上風電大直徑鋼管樁抗拔承載特性試驗分析

徐海濱，呂鵬遠

(中國三峽新能源(集團)股份有限公司，北京 100053)

0 引 言

我國海上風能資源豐富，目前具備大規模商業化開發的價值。由于我國海上風電發展較晚，目前相關的海上風電機組地基基礎設計理論和方法滯后于工程實踐，尚未發布適合于海上風電機組地基基礎的技術規范，現有設計主要參考國外相關標準和我國港口、海洋石油行業技術規范。江蘇黃海附近的淺海區是以淤泥質、粉砂土為主的軟基海床，針對此海床地質環境的大直徑鋼管樁基礎的承載力研究較少，為此，開展海上單樁試驗，研究海上風電大直徑鋼管樁垂直承載力特性，為即將開建的其他海上風場建設提供技術支持十分必要。

岳歡歡[1]結合寧波某港口大橋大直徑鋼管樁抗拔靜載荷試驗，對試樁的荷載—位移曲線、位移—時間曲線、樁身軸力及單位側摩阻力分布曲線進行了分析，揭示了鋼管樁的抗拔受力機理；賈德慶[2]依據碼頭工程的施工實踐，通過高應變法動力檢測試樁和靜載試樁資料的統計，對風化巖石上大直徑開口鋼管樁承載力特性進行分析；任國峰[3]利用離心模擬技術求得荷載—位移關系曲線，并與某海上風電樁基工程中的大直徑超長鋼管樁抗拔試驗成果進行對比，分析加載方式和加載速率的不同對荷載—位移曲線的影響；徐國賓[4]結合某海上風電樁基礎采用ABAQUS軟件進行三維有限元數值計算，研究了鋼管樁在單向荷載作用下的極限承載力特性；徐向陽等[5]結合某港口工程1.5 m樁徑樁基試驗項目，研究了大直徑鋼管樁在不同持力層地基、不同樁端加強形式和不同深度情況下的樁端閉塞效應系數；張華章等[6]對海南洋浦港兩根1.5 m樁徑超長鋼管樁進行了高應變全程動測、壓樁試驗，探討了深厚入土地基中大直徑超長鋼管樁工程性狀和壓樁土側阻力的分布規律。

本文以江蘇某海上風電項目大直徑鋼管樁現場抗拔載荷試驗為背景，對兩根試樁均加載至極限承載力，深入研究海上風電大直徑鋼管樁的抗拔載荷作用下的受力、變形、破壞及荷載傳遞機理。

1 工程概況

江蘇某近海風電場項目，風電場中心與岸線最近點的直線距離約10 km，沿海岸線方向長約18 km，垂直于海岸線方向寬約2.5～5.5 km，風電場涉海面積34.7 km2，場區水深8～12 m(平均海平面起算)。

試樁為直樁，共兩組，每組由1根試驗樁(S1)、6根錨樁(M-1～M-6)以及2根基準樁(J-1～J-2)組成。樁型均采用鋼管樁，管材為Q345C。試驗樁為直徑2.0 m的開口鋼管樁，錨樁和基準樁均為直徑1.8 m的開口鋼管樁。試樁SZ01樁長72.4 m，樁頂標高為+8.7 m，泥面標高為-10.1 m；試樁SZ02樁長78.5 m，樁頂標高為+8.5 m，泥面標高為-10.5 m。

試驗反力采用50 000 kN級反力梁系統，由4根錨樁提供試驗反力，加載系統由10只5 000 kN級油壓千斤頂、70 MPa超高壓油路和油泵組成，數據采集由RS-JYC靜態測試系統自動完成。

2 試樁成果分析

2.1 試樁U-δ和 δ-lgt曲線分析

兩根試樁的U-δ和δ-lgt曲線如圖1、圖2所示。從圖1、2可以看出，隨著樁頂上拔荷載的逐漸增加，上拔位移也平穩增加，試樁SZ01加載至2 330 kN時，荷載—上拔曲線出現陡升段，δ-lgt曲線尾部也出現明顯向上的折線，此時樁頂上拔量為84.05 mm，根據規范[7-8]判斷終止加載，試樁單樁軸向抗拔極限承載力取δ-lgt曲線尾部明顯向上曲折的前一級荷載為極限承載力，即22 800 kN。試樁SZ02加載過程先按每級加載量2 200 kN加載至22 000 kN，后續按每級加載量1 100 kN加載，從荷載15 400 kN進行循環加載，循環加載至22 000 kN時，上拔量為49.76 mm，U-δ曲線基本保持線性，加載至23 100 kN時，荷載—上拔曲線出現陡升段，δ-lgt曲線尾部亦出現明顯向上的折線，此時樁頂上拔量為91.97 mm，極限承載力為22 000 kN。

兩根試驗單樁軸向抗拔試驗亦做到樁周土體破壞，單樁軸向抗拔極限承載力分別為22 800 kN和22 000 kN。試樁SZ02單樁軸向抗拔試驗在荷載15 400～22 000 kN區段采用循環加載，受循環加載的影響，試樁SZ02單樁軸向抗拔極限承載力略小。

圖1 U-δ曲線

圖2 不同加載量時的 δ-lgt曲線

2.2 試樁樁身軸力分析

根據分布式光纖傳感器測試結果，計算得到樁身軸力，如圖3所示。從圖3可以看出，樁身軸力基本呈梯形分布模式，即泥面以上軸力不變，軸力在土中隨深度逐漸遞減至端阻力，根據土層的不同表現為不同的衰減速率。

圖3 不同加載量時樁身軸力分布

在荷載加載的整個過程中，樁端處的軸力始終為零，說明抗拔承載力基本上由側摩阻力承擔。同時樁身上部的軸力分布曲線斜率基本不變，樁身中下部軸力分布曲線斜率逐漸變小，說明樁身上部的側摩阻力已發揮充分，下部的側摩阻力隨樁頂上拔荷載的增加而逐漸發揮作用。

2.3 試樁側摩阻力分析

根據兩相鄰計算斷面的樁身軸力之差求得試樁單位側摩阻力隨深度的分布曲線如圖 4 所示。從圖4可以看出：①樁側摩阻力隨著樁頂上拔荷載的增加而增加。②在各級荷載作用下，上部土層的增幅較小，側摩阻力基本完全重合，說明上部范圍的樁側摩阻力較小，已充分發揮；下部土層的樁側摩阻力尚未完全發揮，所以樁側摩阻力是自上而下沿著樁身逐步發揮的，并且樁身上部先達到極限狀態。③側摩阻力沿深度的分布比較復雜。④當加載接近極限荷載時，樁身上部的側摩阻力隨著荷載的增加反而出現減小的現象，并且大多發生在表層土體內，分析其原因是表層土體因為受荷大而發生了剪切破壞。雖然樁體上部側摩阻力出現退化現象，但下部的側摩阻力的增大速度明顯大于上部土體的退化速度。當從荷載15 200 kN加載至22 800 kN時，SZ01樁-60 m高程附近的粉砂層側摩阻力增幅最大。上層的粉砂及淤泥質粉質粘土層的極限側摩阻力相對較小，由此可見，超長大直徑鋼管樁樁側摩阻力發揮性狀受土層深度、土層性質及樁頂荷載水平影響，是異步發揮的過程。

圖4 不同加載量時樁身側摩阻力分布

不同土層極限側摩阻力實測值與規范推薦值對比見表1。從表1可知，兩根試樁淺層土①-1、①-2、②和③-2實測的抗拔側阻力折減值明顯低于推薦值，隨著入土深度增加，SZ01樁下部土層實測的抗拔側阻力折減值逐漸增加，比規范推薦值大；SZ02樁下部土層實測抗拔側阻力折減值比規范推薦值小。測試得到的側摩阻力是包含了內外樁側的總摩阻力，而設計根據規范所提的推薦值僅是樁外側的側阻力，上部土層抗拔側阻力的實測值與推薦值偏差較大，不能正確反映大直徑敞口鋼管樁實際承載狀態。

表1 不同土層極限側摩阻力實測值與規范推薦值對比

注：推薦值為設計根據規JTS 167-4—2012《港口工程樁基規范》給出的建議值。

3 結 論

本文對江蘇某海上風電大直徑鋼管樁開展了軸向抗拔靜載試驗，并加載至地基土破壞，通過分析靜載試驗數據，得到以下結論和建議：

(1)本試驗兩根試樁的荷載—位移曲線為陡降型，曲線尾部出現明顯上的折線，即樁周土體破壞。上拔荷載沒有達到其極限荷載前，基本保持線性，此階段樁土處于彈性變形階段。通過試樁得到的荷載—位移曲線，對設計階段確定樁的極限抗拔承載力具有很好的參考價值，數據積累的越多，其可靠性越高。

(2)樁身軸力沿深度逐漸衰減，大體呈“倒三角”形式分布，衰減速率受樁頂荷載和土層性質的影響顯著。豎向荷載作用下，大直徑鋼管樁樁側摩阻力沿深度分布比較復雜，側摩阻力的發揮性狀主要受土層深度、土層性質及樁頂荷載水平的影響，是異步發揮的過程。

(3)測試得到的側摩阻力為包含了內外樁側的總摩阻力，而設計根據規范所提出的推薦值僅是樁外側的側阻力，上部土層抗拔側阻力的實測值與推薦值偏差較大，不能正確反映大直徑敞口鋼管樁實際承載狀態。

(4)本文的研究成果僅以2根試樁為例，故尚需更多的試驗數據和計算分析工作。