王洪慶?，孫偉，劉東華，任灝，湯東升，方輝

（1.中國能源建設集團廣東省電力設計研究院有限公司, 廣東 廣州 510663；

2.輝固 (香港)工程顧問有限公司, 香港 999077；3.中國海洋大學, 山東 青島 266100）

大直徑單樁的自沉現(xiàn)象是指樁靠自重深入海床土層的深度。溜樁現(xiàn)象指在打樁的過程中，樁基礎突然不受控制的自行下沉過程。溜樁和自沉是同一種機理，都是由于樁土作用力無法承受樁和打樁設備的重量，在重力作用下樁基礎下沉的現(xiàn)場。溜樁也可以看作是打樁過程中不受控制的自沉，即廣義上的自沉。

我國海上風電基本采用無過渡段單樁基礎，即鋼管樁一直延伸到海面以上與風機塔筒相連。歐洲地區(qū)海上風電基本采用單樁基礎加過渡段的形式，單樁頂部大多不露出海面，風機塔筒底部與單樁樁頂有過渡段連接。無過渡段單樁施工工序簡單，但因為樁基礎本身包含了從海床到法蘭面的所有鋼材重量，樁基礎的整體自重較大。

歐洲地區(qū)海域地質(zhì)條件相比廣東海域更好，由于地質(zhì)歷史上的冰川作用，歐洲地區(qū)廣泛分布有超固結的硬粘土和密實砂，土的強度較高，單樁基礎的自沉并不是很顯著的問題。廣東海域廣泛分布欠固結和正常固結的軟粘土，強度較低，加上無過渡段單樁基礎的自重較大，因此無過渡段單樁基礎的自沉和溜樁的風險十分顯著。施工過程中突然發(fā)生的自沉和溜樁會威脅施工設備安全、損壞穩(wěn)樁設備、損壞打樁錘、帶來額外的設計風險，造成經(jīng)濟和工期的損失。能夠合理地預測自沉和溜樁的風險對我國的海上風電工程就顯得尤為重要。

國內(nèi)外關于大直徑單樁自沉與溜樁做了很多相關研究，尹漢軍[1]等人基于能量守恒提出了采用靜力平衡法計算溜樁長度，他利用能量守恒法計算樁周側(cè)摩阻力，利用別列柴策夫公式計算樁端阻力，引入了動力效應系數(shù)影響因素。賈沼霖[2]、徐玉[3]認為工程沉樁過程中高估了動側(cè)摩阻力值，低估了端阻力值，然后基于API規(guī)范提供的方法針對黏土進行端阻力評估，建議采用靜力觸探等工程手段提取土壤參數(shù)用于計算。張曦[4]等人針對大直徑單樁嵌巖施工時提出了溜樁對策以及溜樁后的處理工程方案；崔永忠[5]等人基于CPT數(shù)據(jù)針對廣東某風場利用API 2GEO里面提供的方案進行大直徑單樁自沉的預測，為實際施工提供參考。閆澍旺[6-7]等人針對溜樁現(xiàn)象，結合實際工程對溜樁的過程和發(fā)生機理進行了探討，提出了在溜樁狀態(tài)下土阻力的計算方法，在此基礎上，建立了判斷溜樁范圍的分析計算方法；利用CAPWAP軟件針對海洋平臺樁基工程沉樁過程中的極端現(xiàn)象進行了分析計算，驗證了所提出的方法的合理性，可供樁基設計以及沉樁施工參考。

國外的研究文獻中，打樁過程中的土阻力計算目前最為常用的方法包括 Toolan 和 Fox （1977）[8]、Stevens等（1982）[9]、Alm 和 Hamre（1998，2001）[10-11]。規(guī)范API 2GEO針對海洋石油平臺樁基結構提供了推薦做法。除此之外，DNV RP C212[12]推薦了基于CPT端阻估算桶基礎的自沉深度的方法，但仍然要考慮到巖土條件變化和基礎形狀變化帶來的影響。

本文以API規(guī)范為基礎，結合工程實際沉樁和溜樁數(shù)據(jù)，對規(guī)范折減系數(shù)進行修正，利用統(tǒng)計方法，提出適合國內(nèi)南海淤泥質(zhì)海床的參數(shù)選取方法。

1 自沉和溜樁的機理

在單樁基礎下沉過程中，由于直徑很大，因此產(chǎn)生土塞的概率非常低。只需要考慮樁的外側(cè)壁、內(nèi)側(cè)壁和樁端部環(huán)形面積會受到土的阻力作用R，以及樁的下沉力。下沉力包括樁身的自重以及慣性力。當樁自沉停止的時候，慣性力為0，土的阻力與樁的自重接近處在靜力平衡的狀態(tài)。因此我們在實際的計算中認為當土阻力R小 于樁的自身重力W的時候，樁會繼續(xù)下沉，當土阻力R大 于樁的自身重力W的時候，樁就會停止下沉。因此計算中認為阻力與重力相等時，即：

式中：

R? 樁總阻力；

W?樁自重。

單樁的插入深度即為單樁自沉深度。

表1列出各種巖土條件組合和可能的風險。

表1 自沉和溜樁風險鑒定表Tab.1 The risk identification table of self-weight penetration and pile running

工程實踐表明，溜樁通常會在樁從承載力較高的土層打入到承載力小的土層時發(fā)生。溜樁的深度、速度與土壤特性及樁身自重等有很大關系。打樁過程中，針對軟硬土層交替出現(xiàn)的地質(zhì)條件，大直徑鋼管樁容易溜樁，一般當土的總阻力小于樁身自重、小于樁與錘總重或者小于樁與錘的慣性力時，容易發(fā)生溜樁現(xiàn)象。

2 下沉過程樁土阻力計算方法

下沉過程樁土阻力由樁端阻力和樁側(cè)阻力組成。樁在下沉過程中，樁土之間有連續(xù)的相對位移，此時樁側(cè)摩阻力小于樁在承載狀態(tài)下的樁側(cè)摩阻力。Toolan和Fox（1977）[8]認為沉樁過程中粘土中的樁側(cè)阻力應使用粘土的重塑強度。砂土由于滲透系數(shù)高，超孔隙水壓力消散很快，砂土中的樁側(cè)阻力與靜載下的樁側(cè)阻力相近?？紤]錘擊的動荷載效應，沉樁過程中的樁端阻力高于靜載下的樁端阻力。Alm和 Hamre （1998，2001）[10-11]對直徑 2.5 m 的超長樁沉樁做了詳細研究，引入了樁土“摩擦疲勞”的概念，認為樁側(cè)阻力不是一個恒定值，隨著樁端貫入深度的增加，某一深度處的樁土作用力會成非線性降低。Alm 和 Hamre（1998，2001）[10-11]提出了一個基于CPT參數(shù)的用于估算樁側(cè)阻力隨著樁端貫入深度成指數(shù)關系的公式。Randolph等（1994）[13]系統(tǒng)性地研究了砂土中的樁基承載機理，在文中他們也提出了某一深度處的樁側(cè)阻力隨樁端貫入深度的增加成指數(shù)關系降低。

樁側(cè)阻力可以基于API靜載下樁基礎承載力的計算方法進行預測。其中，粘土中的側(cè)阻力采用重塑粘土的不排水抗剪強度，砂土中的水平側(cè)壓力系數(shù)取為0.5，其余的系數(shù)計算依舊遵循API的相關規(guī)定。需要的設計參數(shù)包括粘土的不排水抗剪強度Su、粘土的重塑強度Ψ 、砂土的摩擦角 δ。粘土的重塑強度與粘土的不排水抗剪強度有線性比例關系，用粘土設計強度折減系數(shù)Sr表示。不同粘土有不同的折減系數(shù)Sr。本文將基于實際樁基打樁樣本數(shù)據(jù)，基于API基本方法，利用統(tǒng)計學方法，給出適用于廣東海域粘土地質(zhì)條件下，預測大直徑單樁自沉和溜樁深度的折減系數(shù)。

表2列出了API規(guī)范提到的打樁過程中土阻力的計算方法。其中Sr為樁土側(cè)摩阻計算時的強度折減系數(shù)。該值的選取直接決定預測的準確性。

表2 土阻力計算方法及參數(shù)意義Tab.2 SRD calculation methods and parameters description

3 工程實例分析

3.1 工程概況

某海上風電場項目位于廣東沿海海域，臨近珠江口。場區(qū)地層上部主要為第四系全新統(tǒng)海相沉積的軟粘土層，其下為第四系晚更新統(tǒng)海陸交互沉積地層，呈粘土與砂土層交互分布，下部主要為砂土層。水深范圍在 11～21 m，大直徑單樁直徑 7.25～8.5 m，單樁自重在 1 000～1 400 t之間，CPT 勘測站位15 個，錘重約 750 t。

3.2 單樁自沉和溜樁情況統(tǒng)計

本項目已有的46個單樁基礎的平均自沉深度23.2 m，最大深度 40.77 m，最小深度 11.1 m。自沉的數(shù)據(jù)統(tǒng)計見表3。

表3 本項目單樁自沉數(shù)據(jù)Tab.3 Project summary recorded of monopiles self-weight penetration

根據(jù)項目實際沉樁數(shù)據(jù)和工程反饋，該項目具有如下特點：

1）海底上部以軟粘土為主，自沉深度大，在下放樁基礎及壓錘的過程中需小心控制下沉過程。

2）樁穿過較硬的土層進入到較軟層容易再次自沉即溜樁，比如硬粘土或砂土層下有強度較低的粘土層，該場區(qū)存在多個類似土層分布的機位。

為了更清楚地顯示自沉和溜樁對沉樁的影響，這里計算自沉和溜樁長度占樁基礎入泥深度的百分比，如圖1與圖2所示。橫坐標是自沉深度或溜樁長度占樁基礎入泥深度的百分比，縱坐標是個數(shù)。

圖1 自沉深度百分比Fig.1 Percentage of self-weight penetration

圖2 溜樁長度百分比Fig.2 Percentage of length of pile-running

3.3 單樁自沉情況整體分析

從圖1可以看到，自沉深度與樁入泥深度占比至少為20%，其中占比為40%～50%的數(shù)量最多，個別樁的自沉深度達到了設計入泥深度的80%，幾乎“一溜到底”。絕大部分機位的單樁基礎自沉占比為20%～50%。從圖2可以看出，自沉穩(wěn)定開始錘擊沉樁后，溜樁長度大部分在10%以內(nèi)。從歐洲經(jīng)驗來看，歐洲風場樁基普遍自沉深度在3～5 m之間，廣東海域單樁自沉與歐洲的情況差別較大的原因主要是：

1）歐洲北海巖土條件較好，廣泛分布有超固結的硬粘土和密實砂，土的強度較高，土阻力因此也較高，廣東海域，特別是珠江口區(qū)域分布深厚的欠固結和正常固結軟粘土，土的強度較低，土阻力低[14]。

2）國內(nèi)單樁多采用無過渡段設計[15]，單樁的整體自重較大，國外單樁基礎重量在800 t左右，本文提到項目單樁均重在 1 300 t左右。

總體而言，廣東海域的單樁自沉和溜樁情況比歐洲要嚴重，風險更高，施工器械和施工方案針對大幅度自沉和溜樁現(xiàn)象要做充足的預案工作。自沉和溜樁問題在歐洲較少出現(xiàn)，風險很低，因此針對自沉的研究資料較少，但是自沉在廣東海域是一個不容忽視的風險，鋼管樁自沉過大，對導向架設計、鋼管樁垂直度控制等都有明顯影響，故廣東沿海海域，鋼管樁自沉量的預測和計算，是保證施工質(zhì)量的重要內(nèi)容。

API規(guī)范現(xiàn)有的推薦方法，里面的折減系數(shù)是基于海洋油氣平臺的小直徑鋼管樁經(jīng)驗反算獲得，對大直徑單樁基礎不適用。如下章節(jié)將利用實際樁基礎自沉和溜樁深度數(shù)據(jù)，結合地勘參數(shù)的選取，修正API方法里面的粘土強度折減系數(shù)Sr，進而為后面的工程提供參考。

4 設計參數(shù)法反分析

4.1 定義誤差函數(shù)

式中：

J?誤差函數(shù)；

m? 樣品數(shù)量，即參與計算的基礎個數(shù)（個）；

y??利用API方法預測自沉或溜樁深度（m）；

y?實際自沉或溜樁深度（m）。

4.2 單樁下沉過程分析

大直徑單樁自重大，樁徑大，樁側(cè)面積大，樁端截面積小，根據(jù)《建筑樁基技術規(guī)范》，本項目下沉的時候基本不會產(chǎn)生土塞。工程經(jīng)驗表明，粘土中的樁土阻力主要由樁側(cè)阻力組成，樁端阻力影響很小，所以單樁在粘土層中自沉較大。砂土中的樁土阻力，樁端阻力的影響不可忽視，所以單樁在砂土層中自沉相對較小的距離就會穩(wěn)定。本次重點研究粘土設計強度折減系數(shù)在本項目中對單樁基礎自沉和溜樁的影響。

單樁的下沉力包括了與下沉速度有關的慣性力，在第一次自沉的時候，施工單位會緩慢放松吊纜，下沉速度較慢，慣性力作用不明顯，但是溜樁發(fā)生的時候，樁下沉的速度通常是無法控制的，因此實際溜樁深度會比實際土阻力等于樁自重的位置更深。本次分析中的粘土設計強度折減系數(shù)綜合考慮了慣性力的影響。

4.3 Sr 取值分析

Sr預取值區(qū)間為［1，8］，利用表2中API的計算方法，分別評估這46個機位的自沉深度，并統(tǒng)計每一個Sr取值時候的誤差函數(shù)值，見圖3。從圖3可以看到Sr=2的時候，誤差最低。

圖3 粘土下不同折減系數(shù) S r 的自沉深度誤差函數(shù)Fig.3 Error function of self-weight penetration vs Sr

粘土設計強度折減系數(shù)在工程上等價于粘土的靈敏度。如圖4所示，根據(jù)CPT數(shù)據(jù)推導本項目的粘土靈敏度大部分處在［1，3］的區(qū)間內(nèi)，20 m深度范圍內(nèi)部分靈敏度處在［3，4］之間，深度20 m后的靈敏度基本處在［1，3］之間。從圖3中可以看出，當Sr等于4的時候，誤差函數(shù)開始快速升高?；诒卷椖康臄?shù)據(jù)，在評估單樁自沉深度的時候，取Sr區(qū)間的下限為1，上限?。?，4］是比較合理的。Sr能夠取1的原因是考慮到設計參數(shù)的選取會偏于保守。

圖4 粘土靈敏度剖面圖Fig.4 Sensitivity of clay profile

4.4 計算溜樁發(fā)生最大深度的 Sr取值

Sr初取［1，8］不同的值，分別計算這46個機位中，深度最大的一次溜樁的終止深度，與實際沉樁中最后一次溜樁的終止深度比較，計算誤差函數(shù)。從圖5可以看出，當Sr=5的時候，誤差最低。從實際工程的角度考慮，用于評估溜樁發(fā)生的最大深度時，取Sr區(qū)間的下限為［3，4］，上限取［6，7］是比較合理的。

圖5 不同粘土設計強度折減系數(shù)的溜樁深度誤差函數(shù)Fig.5 Error function of maximum depth of pile running vs Sr

4.5 Sr取值差異分析

用于計算溜樁的最大深度或總長度的Sr取值比計算自沉深度時的Sr取值高出很多，意味著在溜樁的時候粘土強度的折減比最開始自沉的時候強度折減嚴重很多，這應該是樁周土“摩擦疲勞”的效應。White等（2004）[16]總結“摩擦疲勞”指的是在循環(huán)荷載作用下，樁土界面處的作用力降低的過程。White等（2004）[16]通過一系列離心機試驗發(fā)現(xiàn)在持續(xù)單向荷載作用下并沒有明顯的摩擦疲勞的現(xiàn)象，但是在循環(huán)荷載作用下均觀測到了明顯的摩擦疲勞現(xiàn)象。他們分別用恒定荷載、加載-卸載循環(huán)、大荷載加載-卸載-反向加小荷載的方式將模型樁植入到砂土中。在恒定荷載壓樁的時候，沒有發(fā)現(xiàn)明顯的摩擦疲勞。在兩種循環(huán)加載的試驗中，砂土存在明顯的摩擦疲勞現(xiàn)象。

在本項目中，單樁在重力作用下自沉的過程，可以看作是恒定荷載壓樁的過程，此時樁周土的強度可以看作是重塑土的強度。當自沉穩(wěn)定后，開始錘擊沉樁，樁土界面受加卸載的循環(huán)作用力，樁周土出現(xiàn)摩擦疲勞，樁周土的強度從重塑土強度進一步降低。因此在錘擊后溜樁的時候，土的阻力降低比自沉的時候更嚴重。

4.6 Sr取值結果分析討論

從本項目實際工程數(shù)據(jù)得到的Sr取值范圍較大。在評估自沉深度時，Sr取值下限為［1，3］，上限為［3，4］。在評估溜樁發(fā)生深度時，Sr取值下限為［3，4］，上限為［6，7］。出現(xiàn)這種情況的原因包括：

1）本次確定Sr的取值屬于根據(jù)實際沉樁數(shù)據(jù)反算得到的，最終取值與能否基于準確的粘土不排水抗剪強度有很大關系。由于客觀條件限制，海洋勘察能夠采取的手段比較局限，因此部分粘土的設計不排水抗剪強度可能與實際強度有偏差，影響了Sr取值。

2）本場區(qū)表層粘土強度較低，部分機位自沉以及溜樁的深度受密實砂層的埋深影響較大，影響了Sr的準確取值。比如在計算溜樁深度的時候，可以看到當Sr取值超過4的時候，Sr的增長對溜樁深度影響開始變得不明顯，此時可以認為無論Sr取值怎樣變化，溜樁深度更多的取決于砂層的埋深。

4.7 Sr實際應用建議

本文的結果主要面向?qū)嶋H的施工應用，對自沉和溜樁進行初步風險評估，建議分別針對表4中三種情況進行分析。

表4 S r應用綜合建議Tab.4 S r comprehensive application recommendations

當樁基影響深度范圍內(nèi)地層條件為粘土下臥較厚砂層時，可以考慮最樂觀情況和最可能情況評估單樁自沉深度。當粘土和砂土交替出現(xiàn)的時候，還應使用極端情況評估可能的溜樁風險，及時提前采取措施預防設備損壞或沉樁超過設計深度。

5 土體參數(shù)不確定性影響及 CPT 的應用

常用的CPT結果qnet與粘土不排水抗剪強度Su之間的關系是：

Nkt?經(jīng)驗系數(shù)，取值分布在［15，25］之間。通過對比本場地的粘土設計強度與CPT的qnet，發(fā)現(xiàn)二者之間的關系可以較明顯分成兩組。第一組的粘土設計強度與CPT的qnet之間比例關系Nkt約為［20，50］之間；第二組的第一組的粘土設計強度與CPT的qnet之間比例關系Nkt遠超過50。本次選取了兩個有代表性的數(shù)據(jù)作為示例，如圖6和圖7所示。這里定義第一組為高設計參數(shù)，第二組為低設計參數(shù)。這里需要強調(diào)的是，CPT結果只是作為確定設計參數(shù)的重要依據(jù)之一，設計參數(shù)的最后取值需要綜合考慮多方面因素[17]。

圖6 高設計強度與CPT的對比Fig.6 Comparison between high design undrained shear strength and CPT

分別分析兩組中不同的設計強度折減系數(shù)Sr下誤差函數(shù)的值，得到如圖8的結果。高設計強度參數(shù)分組的誤差函數(shù)遠小于低設計強度參數(shù)分組，在一定程度上說明高強度參數(shù)的取值更貼近現(xiàn)場實際粘土的原位不排水抗剪強度。分析全部46個單樁基礎的自沉情況，設計強度折減系數(shù)Sr取2的時候，誤差函數(shù)最小，這個與高設計強度分組的情況是類似的。對于低設計強度分組，當設計強度折減系數(shù)Sr取值在1～2之間時，誤差函數(shù)結果約為100，當設計強度折減系數(shù)Sr取值超過3后，誤差函數(shù)結果單調(diào)增加至約250。在高設計強度分組中，誤差函數(shù)值最大約為50。進一步說明高設計強度取值下的計算與實際誤差更小，高設計強度取值更加貼近原位強度。

在高強度分組中，設計強度折減系數(shù)Sr取值超過3后，誤差函數(shù)值基本不變，可能是由于樁穩(wěn)定在了某一砂層，因此無論前面粘土怎樣折減，計算與實際之間的差別也不會有顯著增長。而在低設計強度分組中，由于設計強度本身已經(jīng)相對原位情況做了較大折減，當設計強度折減系數(shù)Sr繼續(xù)增加的時候，上部計算粘土強度過低，單樁的計算自沉深度穿過了實際穩(wěn)定的砂層，進入下部地層，因此誤差函數(shù)穩(wěn)定增加。

通過以上分析，在一定程度上從單樁的自沉的角度驗證了CPT測試數(shù)據(jù)是合理和可靠的。因此，在海上風電中加強CPT的應用，既可以優(yōu)化基礎設計，也可以幫助施工沉樁的分析預判，有效降低施工沉樁風險[17]。

6 結論

本文結合廣東沿海某海上風電項目的實際沉樁數(shù)據(jù)，分別對初始自沉以及溜樁風險進行了對比分析。根據(jù)現(xiàn)場資料，反向得到的粘土折減系數(shù)Sr的取值參考范圍，對廣東海域大直徑單樁自沉及溜樁風險的預判有很強的指導意義。綜上所述還可以得到以下結論：

1）國內(nèi)由于基礎形式、海床地質(zhì)條件的特殊原因，單樁自沉深度能夠占到設計深度的20%～50%，溜樁長度基本在設計深度的10%～30%，因此大直徑單樁的自沉和溜樁是一個需要引起足夠重視的課題。

2）廣東海域單樁基礎初始自沉的時候，粘土的設計強度折減在［1，4］之間較為合理，在計算溜樁風險的時候，粘土的設計強度折減在［3，7］之間比較合理。

3）初始自沉結束后，錘擊沉樁引起的循環(huán)荷載，會導致樁周土的“摩擦疲勞”效應，進而出現(xiàn)溜樁時土體阻力損失更加嚴重的現(xiàn)象。

4）根據(jù)本項目的數(shù)據(jù)，單樁的初始自沉深度非常接近20 t海床CPT的極限測試深度。

5）在分析自沉深度和溜樁風險的時候，CPT是非?？煽康臏y試手段，因此無論是從設計還是施工角度考慮，都應加強CPT在勘察中的應用。