单桩基础翻桩夹具结构改进及强度分析

覃廖开

(江苏龙源振华海洋工程有限公司 海上风电工程技术研究院，江苏 南通 226014)

为了减少船机装备的投入，国内有学者进行了溜尾装置(翻桩夹具)的研究，以便依靠单台吊机即可完成翻桩作业[1]；
为高效、安全的进行大直径单桩基础施工，采用大张角双钩起重机、吊梁和翻桩夹具等手段，完成大直径单桩的翻身起重作业[2]；
采用翻身钳(夹具)溜尾施工技术提高海上风电沉桩施工效率[3]；
根据相关海工规范[4]，对于任何吊装作业，计算应当包括许用值、安全系数、载荷，以及其效应等；
为使吊具夹持机构满足载重工况的同时又尽可能降低结构自重，应当对其进行接触应力、结构强度，以及优化设计分析[5]；
使用翻转夹具进行翻桩作业，确定合理的夹持方式，可减小海洋基桩被夹持处的变形及应力；
夹持区域载荷过大，可能会引起桩身应力大幅超标从导致结构损坏，夹具结构设计的合理性直接影响到施工效率和吊装作业安全[6]。

未来随着风机容量和尺寸的大型化，与之配套的单桩基础尺寸和重量也越来越大，对吊装设备(如夹具、吊索具和吊梁等)提出了更高的要求。针对传统翻桩夹具使用中存在的一些问题，考虑对其进行结构优化，设计一种新型夹具，并根据规范对其进行系统的结构强度评估，以满足海上风电超大直径单桩基础翻身作业要求。

广东海域某海上风电场项目，规划总装机容量为400 MW，场址涉海面积约83 km2，海底高程在-30.2～-21.6 m之间，距离陆地最近距离约19.5 km。拟布置73台5.5 MW风电机组，风机采用单桩基础，钢管桩桩底直径为7.8～8.7 m，桩顶法兰直径7.5 m，壁厚为70～95 mm，最大桩长98.0 m，桩重1 606.81 t。在沉桩施工过程中，首次使用翻桩夹具配合大型浮吊完成翻桩作业。

1.1 单桩基础翻身作业工艺流程

传统的翻桩作业通常采用溜尾吊耳(见图1～2)配合起重船舶/平台进行抬吊翻身。主要工艺流程如下：①起重船(支腿船或浮吊，假定起重机在同一艘船舶上)定位；
②单桩基础运输船靠泊于起重船附近；
③焊接溜尾吊耳并对焊缝质量进行检测(如吊耳已在工厂焊接，则无此步骤)；
④主钩挂钢丝绳及吊梁，并通过钢丝绳圈与主吊耳进行连接；
⑤副钩挂溜尾钢丝绳并通过卸扣与溜尾吊耳进行连接；
⑥主钩和副钩同时缓慢起升，将单桩基础抬离运输船上方适当高度；
⑦副钩保持不动，主钩缓慢上升直至单桩处于直立状态；
⑧溜尾钢丝绳及卸扣脱离吊耳，完成翻桩；
⑨在单桩基础进入抱桩器(或稳桩平台)前，割除溜尾吊耳。

图1 主吊耳和翻桩吊耳位置示意

若使用溜尾吊耳进行翻桩作业，存在如下问题：①翻桩吊耳的焊接、检测、割除、挂钩及脱钩等工序耗时较长，而本项目所处海域海况恶劣，作业窗口期较短；
②翻桩吊耳焊接区域呈曲面，极不方便人员进行施焊作业，且存在高处作业风险；
③割除下来的翻桩吊耳基本上无法二次利用，浪费材料。

采用翻桩夹具配合进行翻身作业，可较好地避免上述问题，并且具有以下优势：①无需人员进行翻桩吊耳和卸扣的安装/拆除，避免高处作业风险；
②作业结束后可利用夹具自重自行脱落，可节省作业时间；
③夹具可重复利用，避免材料浪费。

1.2 翻桩夹具设计

传统翻桩夹具见图3，夹具整体呈“C”形，开口呈“U”形，额定承载500 t，材质为Q690超高强度钢。主体结构为两块相互平行的纵向主板，主板之间通过横向支撑板和内侧“U”形面板进行连接；
主板上端开孔(主吊点)，通过吊耳板和销轴与卸扣及钢丝绳进行连接；
主板前端上部焊有吊耳，方便进行调平；
主板两侧均焊有重磅板对结构进行加强；
主板前后端横向延伸的结构为夹持部位，支承面板设计成圆弧形，以增加与单桩基础的贴合面积、降低局部应力、最大限度地保护桩体结构；
前端弧形面板兼起导向作用，后端弧形面板为主要承载结构；
为了满足不同桩径的吊装/翻身作业要求，弧形面板及其支承结构设计成可拆卸式，通过螺栓与横向支撑结构进行连接。

图3 翻桩夹具

作业时，将翻桩夹具吊起调平、插入桩底，确保夹具与桩体卡接牢固后即可进行翻桩作业。起吊翻身过程中，桩体随夹具铰接点旋转，待管桩完全竖起后松钩，利用夹具结构自重自行滑脱。

1.3 技术问题

1)吊点与支承单桩基础的弧形面板不在同一垂线(见图4)，由此产生额外的附加弯矩，从而导致单桩基础实际承载(约是吊点载荷的1.47倍)远大于吊点载荷。

图4 载荷位置及方向示意

2)下端弧形面板距桩底自由边缘较近，桩体结构刚度较差、变形较大、局部应力大幅超标，对桩体结构较为不利。

3)内侧“U”形面板角隅处应力超标较多，安全储备较低(“累积”安全系数为1.67)，500 t载荷时满足不了规范规定的安全系数要求。

4)主吊点偏离重心所在垂线，起吊初始状态夹具开口朝下，需额外新增一吊点进行调平方可插入桩底。

5)纵向主板间距较窄，影响预热、焊接及焊缝检测，焊缝质量不好保证。

1.4 结构调整

1)调整吊点位置，使其与支承单桩基础的弧形面板处在同一垂线，避免结构承受额外的附加载荷。

2)下部弧形面板及其支撑结构适当加强，且整体往桩顶方向平移，远离桩底自由边缘，减小桩体结构变形及应力。

3)内侧“U”形面板适当加强，外侧新增封板、整体改成“U”形箱体结构，强度较之前大幅提升。

4)取消吊耳板，改用吊耳代替，且吊点布置在夹具结构重心上部，起吊初始状态夹具基本可以保持水平(“U”形开口与水平面夹角约5°，开口朝上)，无需调平即可插入桩底。

5)取消纵向主板之间的横向支撑结构，适当加宽纵向主板之间的间距，方便焊接及焊缝检测。

改进后的翻桩夹具，主体结构为3块相互平行的纵向板，与内外侧“U”形面板和端部封板组成封闭的“U”形箱体结构，见图5。

图5 结构优化后的翻桩夹具

2.1 计算模型及载荷条件

对比单桩基础结构重量、桩长和主吊耳位置，发现8#单桩基础(桩长98.0 m，桩重1 604.88 t，材质DH36高强钢)对翻桩夹具承载更为极端。因此，以8#单桩基础为例进行翻桩夹具建模计算分析。有限元模型编辑处理软件为ANSYS Workbench，模型包含翻桩夹具主体结构和单桩基础局部结构，所有主要构件均采用Hex20体单元模拟，关注区域细化网格尺寸为10 mm×10 mm×10 mm，整体有限元模型见图6，大箭头所指方向为桩顶方向。边界条件被施加于单桩基础远离夹具一端，翻桩夹具主板与重磅板之间接触设置为No separation(不分离)，夹具与单桩基础之间接触面设置为Frictionless(无摩擦)。

图6 有限元模型

由于计算分析主要关注夹具整体的结构强度，因此对模型中螺栓连接节点进行简化处理，假定螺栓连接部分是刚性连接的整体结构，不考虑螺栓连接节点和螺栓本身的结构强度，亦不考虑螺栓预紧力、法兰面之间的摩擦接触以及可能的相对滑动和法向分离。

根据单桩基础重量资料，8#管桩处于水平状态时，桩底吊点实际承载约414.24 t；
在后续某项目嵌岩单桩基础施工中，考虑加长段后，夹具吊点承载达到560 t。保守考虑，优化后的翻桩夹具主体结构强度校核设计载荷定为600 t。考虑结构自身重量和设计载荷(包括沿绳索方向载荷3%的侧向力)，计算分析时选取单桩基础与水平面夹角为0°、45°和90°时所对应的载荷工况(分别为LC101～LC103)作为典型工况。

计算分析不考虑其他特殊载荷的影响，如：绞车绳索载荷、导向载荷、风载荷、静水载荷、水动力载荷、吸力载荷、摩擦载荷等。

2.2 吊装载荷系数

根据DNVGL-ST-N001规范(P504)，吊杆/框架以及吊梁，既可以按照辅助吊装设备考虑，也可以按照结构来考虑。将吊杆/框架、吊梁等视为结构物的吊装设备的结构部分，按照与吊点要求相同的方式予以对待。根据吊点设计要求，对吊装载荷系数作如下分析。

1)重量裕度因子γWeight，根据规范[7]，适用重量控制等级“A”，如果吊装和海上作业期间对重量或重心较为敏感，对应的γWeight=1.05。

2)重心不精确性系数γCOG，对于重心偏移和由此产生的载荷影响之间存在线性关系的作业，或者对重心转移不敏感的作业，预估的重心不精确性可以通过施加不精确性系数来考虑，通常不小于1.05。

3)动态放大系数γDAF，基于8#桩的重量资料，通过线性换算可以得到桩底吊点载荷为600 t时的单桩基础重量约为2 324.57 t。考虑到吊机回转半径、吊重安全储备等因素，所需浮吊的静态吊钩载荷(static hook load， SHL)不得小于2 500 t，对应的动态放大系数为1.10。

4)偏心载荷系数γSKL，偏心载荷是由于吊索具制造公差、被吊结构物制造公差和其他不确定性(有关不对称性和吊索具布置中相关力的分布导致)引起的额外载荷。对于静态确定性的吊装作业(不管是否使用吊梁)，γSKL可以取1.0，只要证明绳索长度误差不会显著影响载荷姿态或是起升系统的几何构造。这里γSKL取1.0。

5)双吊钩起吊倾斜系数γTF，考虑到由于被吊物体绕水平轴旋转和起重线偏离垂直线的影响而增加了绳索载荷，须进行倾斜效应计算。对于吊机在不同船舶上的双吊钩起重作业，近海吊装工况下每个吊钩的静态吊钩载荷应满足倾斜小于5°或者由计算分析确定吊钩提升差。以8#为例，根据规范公式计算得到γTF=1.08。

6)双吊钩起吊艏摇系数γYF，同样以8#为例，根据规范公式计算得到γYF=1.05。

7)吊装载荷系数γLF，基于以上系数，得到γLF=γWeight×γCOG×γDAF×γSKL×γTF×γYF=1.38。

2.3 设计方法和重要性系数

结构强度采用载荷和抗力系数设计(load and resistance factor design，LRFD)方法进行评估，根据规范，对于LRFD方法，当使用默认的动态放大系数时，载荷系数γf=1.3应当被施加于所有的载荷部分。

根据规范，重要性系数γc应当被施加到结构上，包括吊点、吊点的侧向载荷效应和结构附件。考虑单个构件失效的严重后果，按照表格分类的构件应当相应地考虑构件的冗余。对于不做载荷试验的吊装设备(如吊装框架或吊梁，扁平卸扣)，对应的γc为1.30。

2.4 评判准则

计算分析结果应当满足相关规范和准则的要求。基于LRFD方法，对于承载能力极限状态(ultimate limit state，ULS)工况，材料系数γm=1.15。考虑以上各系数，得到翻桩夹具“累积”安全系数γSF如下。

γSF=γLF×γf×γc×γm=2.68

为了方便对比结构在同一载荷工况下不同安全余量的应力情况，计算中，“累积”安全系数均在材料许用应力范围内，即实际载荷系数为1.0，材料利用率为1/2.68=0.37。Q690钢最小屈服应力为690 MPa(板厚t≤16 mm)[8]，考虑屈服强度随板厚的增加而折减，得到许用Von Mises应力见表1。

表1 Q690超高强度钢许用Von-Mises应力

2.5 计算结果分析

根据模型和载荷条件计算分析，得到夹具在3个工况下的应力结果，最大应力统计见表2(应力类型，Averaged：节点的平均化应力；
Elemental mean：单元应力的平均值)，LC102工况应力云图见图7。

图7 工况LC102 Von Mises应力

表2 最大Von Mises应力结果 MPa

所考虑的计算工况中，应力最大值均已超出许用应力，LC101和LC102工况最大应力出现在支承弧形面板与腹板连接处端部，LC103工况最大应力出现在吊耳主板前端圆弧形过渡区域。以上高应力是由于单桩基础径向变形较大及结构几何突变应力集中导致的局部峰值应力。基于单元平均应力进行评判，根据规范[9-10]，进行逐个分析评估，结构几何突变处的局部峰值应力可以接受。针对局部位置应力超标(但都在屈服强度范围内)，根据应力超标区域范围大小进行判断，考虑到高应力区域周围网格应力水平均在许用范围之内，实际高应力趋于重新分布，计算结果可接受。

1)改进优化后的翻桩夹具无需调平即可插入桩底，可提升作业效率；
夹具额定载荷由500 t增加至600 t，安全系数由1.67提升至2.68，结构强度储备较之前大幅提升；
桩身承载区域载荷由1.47倍吊点载荷降至1.0倍，有利于降低接触区域结构应力。

2)在计算时夹具结构与桩身接触之间设置为无摩擦，这是为了使得夹具变形达到最大而做出的理想化假设。实际使用时结构接触面之间的表面粗糙度和干湿状态均对摩擦系数有影响，为了较全面地评估接触区域局部结构强度，还应开展不同摩擦系数对接触面应力情况的影响分析。