干货 | 海上风电吸力式筒型基础应用研究

因此，筒型基础砂土贯入计算核心要解决的问题是筒壁内外附近的土体竖向有效应力随着吸力影响将改变基础侧摩阻力和端阻力。目前，筒内壁摩阻力和筒裙端阻力随吸力增加而减少这种变化规律还没有十分完善的理论模型。对于筒外壁摩阻力，Erbich & Tjelta[10]和HB理论上认为随着渗流增加了土体有效应力会稍微提高。Tran[17]在吸力小于临界值的实验中却发现了相反的现象，即筒外摩阻力在吸力安装阶段也会减少。一般认为当吸力到临界值，向筒内运动的土颗粒才很可能会引起筒外部摩阻力减少。Erbrich & Tjelta[10]和HB离心机实验也发现土体吸力下渗透性变化过程中筒内砂性土塞渗透性会轻微增长。Cotter[18]发现kfac随下沉深度从1到2呈现线性增长的趋势，Tran[19]等实验也显示筒内外土体渗透系数之比kfac可以达到2。事实上，土塞渗透性变大可以导致临界吸力小幅度增长，这意味着安装后期可以施加更大的吸力值。一般认为过大吸力渗流作用下筒内管涌通道形成会导致筒内密封条件破坏结束基础下沉，或者砂土液化造成筒内土塞快速隆起导致安装停止。但值得注意的是许多安装实例(尤其现场工程)，当贯入压力达到甚至超过临界条件时，过大的土塞隆起或管涌通道并没有预期出现。理论上，临界条件下土体会变松导致土塞隆起。假设吸力稳定，由于土塞内部土体渗透性的增高，筒内的临界梯度会下降到临界条件以下，土体进一步变松的趋势被抑制。但砂土不能无限变松，这种安全机制是一种不稳定变化状态，当筒体继续贯入，未扰动土层进入筒体，它们分担扰动效应，甚至没有土塞隆起现象。基于模型实验，Senders & Randolph[11]发现砂土中筒内土塞临界水力梯度靠近筒壁内侧；Harireche[20]发现管涌在安装中控制着失效模式，对更深的贯入剪力破坏机制起主导作用。

常见的筒型基础临界吸力公式如表3所示。表中公式都假设了内部土塞渗透性的均匀性；当渗透系数比kfac>1时，筒体端阻力和内部摩阻力退化(HB方法考虑为非线性和SR方法考虑为线性)，外部摩阻力提高(HB方法考虑为非线性，SR方法认为不受影响)。Panagoulias[21]通过总结前人诸多案例分析研究认为kfac在2和3计算公式吻合度最高，kfac为1和3大致是表3方法的上下限值，并定义了筒基砂土吸力下沉操作临界水利梯度(土塞失效条件下沿筒内壁水力梯度平均值)及对应吸力为临界操作吸力值，即筒内土塞可以承受临界吸力scrit或更大吸力时筒内安全机制的发展状态。Tran[19]也发现kfac由1变化到3，临界吸力scrit提高30%～50%，但kfac=2时，临界吸力仅提高15%～25%。Chatzivasileiou[16]研究诸多工程案例发现筒型基础贯入深度为筒裙70%～80%时，kfac由1变化到2，甚至3(Feld方法)。值得注意的是，有些案例表现为在砂土/粉土/砂土中顶盖下沉到接触土体表面并继续下沉(L/Skirt，Length>1)并有所承载的情况(虽然接近泥面时kfac为3，并未出现土塞上隆)。

表3 筒型基础临界吸力公式

对于更为复杂的粘土/砂土层状土中，筒内土塞失效主要有薄粘土层开裂模式I和粘土层上移模式II(如图6和表4所示)。Senders[12]称模式I为土塞扰动(Disturbale)响应，模式II为土塞侧裂(Gapping)响应和土塞层间渗透(Intermediate Permeability)响应。模式I顶层薄粘土层发生折裂后，筒内土塞出现类砂土吸力渗流特性。模式II中筒内土塞上移不完全依赖土体分层特性，也会出现在砂土/粘土/砂土等情况。对于粉土/砂土层状土中，还可能出现土塞液化(Liquifiable)响应，即吸力安装时在顶层之下引起的压力下降引起临界水力梯度出现导致土层液化扰动，类似机理I出现。顶层土下压力下降将会轻度影响砂土层渗流减阻效果，但较高的吸力值也会引起显著的下沉阻力下降趋势。Tran[19]对粉土渗透系数小于砂土两个数量级条件的研究发现非塑性粉土夹层的存在会显著降低吸力，并且出现在表层厚度0.8 m和2.0 m两种情况，呈现了一定的非厚度依赖规律。Cotter[18]对砂土/倾斜粘土层的研究反映了渐变渗流约束条件下的响应模式：渗透性很小甚至基本非渗透性的粘土层土塞会有上移趋势，与土层厚度、渗透性等有关，而渗流约束层的厚度似乎影响不大。对于贯入速度的影响，Senders[12]认为土塞上移是安装时间的函数，快速吸力安装虽筒内外的压力差比较大，但安装时间短土塞上隆小。Vardoulakis[23]实验也发现即使在超高吸力作用下，快速安装中并没有管涌现象；Cotter[18]也发现较慢的安装压力实验总伴随筒内土塞上隆。Watson[24]等发现在吸力贯入后期筒内土塞加速上移。工程中缩短安装时间意味着降低风险，可考虑采用大流量泵。

表4 筒内土塞失效模式[12]

图1 海上风电筒型基础

粘土/砂土中吸力安装过程水力梯度开始在筒顶盖底下吸力和筒外土体的静水压力之间发展，渗透性小粘土层会产生相对较高的水头损失，避开了筒外小渗透性土层的影响(不论筒外面粘土层渗透系数kclay高或低，不会影响砂土层压力梯度的预测)，所以土塞渗透性通过系数fperm=(kplug/ksand)×(D/Lplug)确定(未考虑土塞上移影响的力的平衡变化)。渗透参数为0.01时，粘土塞下的压力只有吸力的2.5%，下层渗流在这种情况下会非常小，基本不会导致下沉阻力的减少。然而，当土塞向上移动时，层间压力变化引起渗流有效减少安装阻力，即层间渗流(Intermediate Permeability)响应模式。当安装吸力高于内摩擦力和土塞重量，即当土塞水头损失超过阻力发生土塞上升现象。极端的，砂土中出现临界压力梯度值，即在粘土-砂土层间达到土塞的临界吸力值，砂土在粘土下不能承担水力隆起(hydraulic heave)直到足够的吸力抬升粘土塞引起压力减少。Senders[12]提出克服自重和侧壁摩擦力的临界压力值为pplug=(γ′+4α·su/Di)Lplug，但没有考虑类似反向底部土体承载力(Reverse End Bearing，REB)的压力卸载或反向吸力效应(粘土中的临界吸力通常取决于REB、侧壁摩阻力和有效重力)。Cotter[22]认为土塞上升还依赖于未扰动的粘土层的剪切抗力，提出了筒基还未完全贯穿上部粘土层时土塞上升的压力值时同Senders表达式)。对于理想边界条件下土塞上升厚度Lplug_lift ≈ [ksand·p2/(γw·save)- kplug·pplug/(γw·Hplug)] Δt (p2≤p1-pplug)，在压力不变、ksand≫kplug和Δt较大时会增加土塞移动厚度。同时，Watson[24]等在离心机实验中观察到对粘土层还存在土塞稳定性与下沉速度关系。当然，筒内还可能会发生渗流沿着筒壁引起管涌或粘土层开裂情形。Senders提出土塞开裂现象是否发生可以通过假设线弹性土塞和固支或铰支边界板抗弯理论计算粘土塞的抗弯强度来估算。Romp[25]研究发现顶层粘土开裂或上移的发生主要取决于基础几何尺寸和粘土层厚度zclay相对关系。粘土层较薄时，更倾向于发生开裂，6

综上所述，在复杂多层土质条件下，不同结构特征的筒型基础沉贯施工会体现出极其复杂的性态。如何准确预测筒型基础下沉阻力和合理施加控制下沉力仍然是筒型基础应用问题的研究热点，尤其筒型基础结构型式、尺寸效应和多层复杂土质条件下，筒内外土体渗透率变化规律、吸力施加对筒内土塞响应模式及土塞运动对临界吸力的提高机理等研究对于筒型基础施工安全性态控制起着核心作用。

3 筒型基础调平技术问题

随着海上风电机组结构大型化(8.8 MW或更大)，对于筒型基础的承载能力及稳定性要求也相应提高，大尺度筒型基础用来抵抗大弯矩荷载也成为一种趋势。因此，除了如何避免不稳定土塞响应的施工技术，大尺度薄壁钢筒型基础结构吸力施工过程如何避免压力差引起的结构变形及屈曲风险，如何下沉调平实现风电机组严格的水平度要求，如何通过筒端/壁减阻装置、筒顶结构优化设计及灌浆等措施等实现筒顶盖与土体均匀接触，进而实现筒顶参与承载的力学模式等基于海上风电特点的筒型基础应用技术日益成为研究热点。