知识科普 | 海上风电前沿|基于物理模型验证螺旋桩在导管架式基础海上风电运用的可行性

本文所考虑的设计案例为一个8MW的风机，安装在80米水深的导管架基础之上，导管架基础为四桩基础，每个角底部均有一个螺旋桩，安装在在中等密实或非常密实的砂土中。根据其受到海上环境荷载的计算，每根桩要提供的极限承载力为：横向承载力为3.08 MN，抗压承载力为32.31 MN，抗拔承载力为24.23 MN。

图1 8MW海上风机和四桩导管架基础示意图

螺旋桩设计流程：根据螺旋桩所要提供的极限承载力，分别分析其①横向承载力、②轴向抗拔承载力、③轴向抗压承载力、④安装扭矩共设计了6种螺旋桩，如图2所示，螺旋桩设计的命名首字母，表示在设计中使用了优化(U =均匀；O =优化，即阶梯式直径，通过在表面附近的大直径提供更大的横向阻力，同时通过在深处的小直径减少安装扭矩)。数字表示螺旋的数量，而后面的两个字母表示砂土致密程度（VD =非常密实，MD =中等密实）。

图2 螺旋桩方案设计(a) U2VD; (b) O2VD; (c) U1VD-A; (d) U1VD-B; (e) U2MD; (f) U1MD.

表1 螺杆桩原型模型尺寸(m)

图5(a)给出了非常密实砂土情况下的第一种螺旋桩设计（U2VD），设计过程中，抗拔能力是最关键的设计步骤，需要将螺盘设置在较深位置以满足载荷要求，而这会使得螺旋桩身的长度增加，而桩身是影响安装扭矩最大的因素，因此，为了尽可能减少扭矩，减小桩身下部直径、和下螺旋直径。通过迭代改进设计，直到满足承载能力要求，最终得到如图5(b)所示的优化设计（O2VD）。与图5(a)中的非优化设计相比，该设计根据现有的方法预测安装扭矩减少了67%。为了提供一个可以与双螺旋设计进行比较的基准，还按照前述步骤创建了图5(c)中的单螺旋设计（U1VD-A）。此外，还根据非优化设计（U2VD），通过去除上部螺旋创建了单螺旋桩（U1VD-B）。另外，还有两根在中等密实砂土中满足承载要求的螺旋桩（U2MD和U1MD）。

采用离心机试验模型安装和加载过程，桩的安装使用位移控制，垂直推进的量等于每转螺旋节距，被称为“完美”安装，以减少对土体的扰动，在模型尺度下，以1 mm/min的速度进行拉伸和压缩载荷试验，直到典型位移10 mm。在整个离心机试验期间，从离心机旋转到运行g级（第1阶段），通过安装（第2阶段）到轴向承载力试验结束（第3阶段），U1VD-B桩的试验过程如图3所示。

图3 离心机试验U1VD-B螺旋桩在(a)压缩和(b)拉伸下安装和加载过程扭矩和力数据。1 =离心机自旋向上；2 =安装；3=荷载试验

图4显示了所有“完美”安装测试的扭矩测量结果。在非常密实的砂中，安装优化和均匀螺旋桩所需的扭矩分别为5.97至7.49 MNm。

图4  测得6种设计螺旋桩的安装扭矩

对比图5中优化桩和非优化桩（分别为U2VD桩和O2VD桩）的性能，可以发现通过几何结构优化可以降低安装扭矩需求。优化设计后，螺旋桩表面积减少11%，安装扭矩减少17%。

相对密度从Dr= 84降低到57%导致的土强度下降不足以抵消在中等密实度砂土中提供足够轴向承载力所需的更大螺旋桩几何形状所需要的更大扭矩。因此，在中等密实度螺旋桩试验中测量到的10.18 MNm （U1MD）至18.37 MNm (U2MD)超出了任何现有安装设备的能力。

在非常密实的砂土中，单螺旋桩（U1VD-A和U1VD-B）与优化双螺旋桩（O2VD）最终扭矩趋向一致， O2VD螺旋桩的优化桩径的影响仅在深度为9.8 m处明显。第二个螺旋对扭矩的影响在大约6米深度时变得明显，当第二个螺旋开始与砂体接触时，单螺旋（U1VD）和双螺旋（U2VD）的扭矩值出现分歧。这表明安装第二个螺旋需要额外的扭矩。

如图5所示，所有螺旋桩安装过程中测量的扭矩均高于Al-Baghdadi等人（2017b）预测方法的预测值， Ghaly & Hanna（1991）和Sakr（2015）的分析方法都高估了所需的安装扭矩。Sakr（2015）报告了比Ghaly和Hanna（1991）更高的准确性，因为纳入了有效应力而不是总应力。但对于双螺旋设计，Sakr（2015）公式中计算的下螺旋上的有效应力是基于螺旋之间的土壤包裹，因此在精确性上是有限的。总体而言，现有的分析和基于cpt的扭矩预测方法在实测值方面表现不佳，而Davidson等人（2018a）提出的cpt -扭矩相关性为所有螺旋桩设计提供了扭矩和垂直力的密切匹配。

图5 实测桩基安装扭矩与预测值比较：(a) U2VD；(b) U1VD-B;(c) O2VD;(d) U1MD

试验测得6种设计的最终安装压力的范围为13.3 ~ 28.8 MN（图6）。

图6 测得6种设计螺旋桩的安装压力

图7给出了使用两种方法对所有桩进行节距匹配安装时的安装力预测，测试中，Al-Baghdadi（2018）等人的预测与测量力非常吻合。对比图7(b)和图7(c)的结果可以看出，优化螺旋桩几何形状可以减小安装力，其中桩身钢材用量减小18%，安装压力减小34%，进一步证实了未经优化的单（U1VD-B）和双螺旋（U2VD）桩之间的力的相似性，其中增加一个螺盘对安装力的影响相对有限。

图7 实测桩基安装力与预测值比较：(a) U2VD；(b) U1VD-B;(c) O2VD;(d) U1MD

各螺旋桩的极限承载力的测量值如图8所示，从各桩实测承载力与设计方案要求的32.31 MN抗压承载力对比来看，U2VD、U1MD和U2MD设计均超过要求，而其余的U1VD-A、U1VD-B和O2VD设计未达到要求，如表3所示。优化桩（O2VD）的结果并不理想，该桩旨在减少安装要求，同时保持足够的抗压能力，但其抗压能力比未优化（U2VD）桩低39.5%，也低于设计方案所要求的承载力。

Hoyt & Clemence（1989）提出并被螺旋桩行业广泛采用的经验关系提供了一个参数Kt，它将轴向承载力与最终安装扭矩值联系起来。采用该方法（1c）计算所设计的6种螺旋桩的抗压承载力，6个螺旋桩的测试结果与该方法的预测值相比相差较大，最佳预测仅达到U2VDA测量值的74%，图8(b)表示通过该方法（Qcm/Qcp）的预测值归一化的实测抗压能力（Qcm）。这表明，对于这些大尺寸螺旋桩，这个方法是不适合的。

利用报告中螺杆桩设计的最小桩身直径计算的Kt值，与采用实测承载力和安装扭矩计算的Kt值进行比较（见表2）。结果显示，Kt的理论值与反算值之间的差异最高可达283%。在这些设计中使用理论Kt值会导致对拉伸能力的严重高估。表2显示，这种方法不适用于所示的大型螺旋桩，因为在拉伸和压缩条件下，反算Kt值之间存在显著差异。这表明，对于该研究的桩而言，仅根据安装过程中测量的扭矩来确定承载力是不合适的。

表2 理论（Perko, 2009）和反向计算扭矩-容量相关因子（Kt）

之后采用使用Perko（2009）方法（方法2c）对所有桩设计进行的预测与图8（a）中的实测值进行了比较，结果表示该方法对非常密实砂土（U2VD, O2VD, U1VD-A, U1VD-B）中螺旋桩的极限抗压承载力预测良好。但是，在两个中等密实砂土中预测结果为测试结果的56%和75%。

图8 (a)螺旋桩极限抗压承载力试验结果，(b)使用方法1c预测的抗压承载力。

表3 抗压承载力试验结果与预测结果对比

现有的两种方法预测结果都不理想，这里使用对连续螺旋位移（CHD）桩的研究（Jeffrey et al, 2016）进行了进一步分析，以提出改进预测方法（方法3c）。预测结果如图9所示，方法3c的结果与实测值更接近，平均测量值与预测值比为0.98。明显优于方法1c和2c

图9 实测抗压承载力与预测抗压承载力对比

螺旋桩的抗拔承载力试验结果如图10(a)所示，在初始设计过程中使用的Das & Shukla（2013）基于方法1t预测的抗拔承载力（Qtp）比在非常密实的砂（U2VD, U1VD-A， U1VD-B和O2VD）中测量的承载力（Qtm）低34%至77%见表4和图10(b)。

对比图10中U2VD桩和U1VD-B两根桩的抗拔承载力，它们具有非常相近的抗拔能力，这表明锚盘埋深较深的单螺旋桩在提高抗拔承载力和降低安装要求方面更有效，而增加螺盘的数量是不合理的。优化后的桩（O2VD）再次表现不佳，抗拔承载力比未优化的U2VD小24.4%，即无论是在抗拔承载力方面，还是在安装扭矩方面，增加锚盘数量均没有明显提升。

图10 (a)实测抗拔承载力试验结果；(b)实测/预测（方法1t）抗拔承载力。

图11给出了使用Das & Shukla（2013）（方法1t）、Perko（2009）规定的方法（方法2t），Cerfontaine（2018）等人提出的方法（方法3t）以及本文基于Cerfontaine等人（2019b）的有限元分析，分析螺旋桩在抗拔时破坏机理所提出的方法（方法4t）的螺旋桩抗拔承载力预测值与离心机试验测得抗拔承载力进行对比，结果表示方法4t的平均试验值/预测值为0.91，向较于其他三种方法有明显提升。

表4 抗拔承载力试验结果与预测结果对比

图11 实测抗拔承载力与预测抗拔承载力对比