樁-筒組合基礎(chǔ)在單層黏土中水平承載性能分析

丁紅巖，胡彩清，張浦陽1，，朱東劍

(1.天津大學(xué) 水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300072;2.天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院，天津300072;3.濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點實驗室(天津大學(xué))，天津 300072)

近年來，能源問題成為制約人類社會發(fā)展的重大問題。風(fēng)能作為清潔環(huán)保的可再生能源之一，被世界各國廣泛重視。近海領(lǐng)域有著豐富的風(fēng)能資源，自1991年世界第一座海上風(fēng)電場在丹麥建成以來，開發(fā)利用海上風(fēng)能已逐漸成為風(fēng)電發(fā)展的大趨勢。海上風(fēng)電場建設(shè)中，風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)建設(shè)有著十分重要的地位。目前，海上風(fēng)電場的風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)形式主要有重力式、單樁、導(dǎo)管架及筒型基礎(chǔ)等。在已建成的海上風(fēng)電場中，單樁基礎(chǔ)受力明確，施工方便，所占比例較大。筒型基礎(chǔ)作為一種新型的海上風(fēng)電基礎(chǔ)，具有環(huán)保﹑安全﹑投資成本低等諸多優(yōu)點，在海上風(fēng)電場的發(fā)展中，筒型基礎(chǔ)勢必得到廣泛的應(yīng)用［1-2］。

圖1 海上風(fēng)電樁-筒組合基礎(chǔ)示意Fig.1 Schematic diagram of pile-bucket foundation

樁-筒組合基礎(chǔ)是將單樁基礎(chǔ)與筒型基礎(chǔ)組合的一種新型海上風(fēng)電基礎(chǔ)形式，見圖1。施工時，先將筒體沉入海床中，再在中間打入樁，樁與筒體之間的連接部分采用混凝土灌漿處理。與傳統(tǒng)單樁基礎(chǔ)相比，樁-筒組合基礎(chǔ)具有以下優(yōu)勢:1)樁頂水平荷載大部分由筒體承擔(dān)，改變了單樁受力模式，在與傳統(tǒng)樁基礎(chǔ)用鋼量相同情況下，樁-筒組合基礎(chǔ)可較大程度地提高承載力，可以運(yùn)用到更大功率的風(fēng)機(jī)上;2)樁長和樁徑減小可大幅度降低海上打樁費(fèi)用，同時，筒型基礎(chǔ)利用浮力在海上運(yùn)輸，靠自重及負(fù)壓下沉，所增加的施工費(fèi)用占總體費(fèi)用的比重很小，基礎(chǔ)整體施工費(fèi)用較傳統(tǒng)單樁相比有所降低;3)沉放入位的筒體可改善樁基定位問題，方便整體施工。

以單層黏土中海上風(fēng)電單樁基礎(chǔ)為參照，以降低總用鋼量為原則，研究海上風(fēng)電樁-筒組合基礎(chǔ)水平承載特性?；趩螛蹲冃卫碚撚嬎惴椒ㄖ械臉O限地基反力法，提出黏土中樁-筒組合基礎(chǔ)承載力近似計算公式。通過大型有限元軟件ABAQUS建立模型，研究影響樁-筒組合基礎(chǔ)承載力與變形的主要因素。最后根據(jù)實際工程中的荷載及地質(zhì)條件，設(shè)計出3MW風(fēng)機(jī)單樁基礎(chǔ)和樁-筒組合基礎(chǔ)，比對分析承載特性及破壞模式。

1 理論分析

目前，水平受荷樁的計算方法主要有極限地基反力法(極限平衡法)、彈性地基反力法(m法)和p-y曲線法。極限地基反力法假定樁為剛性，在不考慮樁身變形的情況下，根據(jù)土的極限其靜平衡來求樁頂水平承載力，適用于入土較淺或者土質(zhì)較軟的剛性短樁，故本文選用上述方法。m法假定土體完全彈性，用梁的彎曲理論求樁的水平承載力，此法在我國應(yīng)用較廣泛。但其假定土體完全彈性，樁變形較大時不符合實際。p-y曲線法是利用樁周圍土體應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系曲線計算樁內(nèi)力及位移的一種理想性方法，在國外工程中常用。API規(guī)定，對于黏性土，采用Matlock提出的p-y曲線進(jìn)行分析［4］;對于砂土，采用Murchison and O’Neill提出的 p-y 曲線進(jìn)行分析［5］。

對于筒型基礎(chǔ)水平承載力的分析，Murff［6］等針對不排水吸力沉箱提出計算方法;吳夢喜［7］等提出筒型基礎(chǔ)承載力計算的極限反力法;武科［8］等對筒型基礎(chǔ)進(jìn)行了彈塑性分析和極限狀態(tài)破壞研究。

圖2 樁-筒組合基礎(chǔ)尺寸及受力模式Fig.2 Size and mechanical mode of pile-bucket foundation

樁-筒組合基礎(chǔ)中，單樁泥面以上高度為l，泥面以下長度為L，直徑為d，壁厚t沿長度方向不變。筒體上部肋板高度為h，下部高度為H?；陴ね林袉螛对谒胶奢d作用下計算方法中的極限地基反力法(極限平衡法)進(jìn)行理論分析。樁長度較短，假定樁為剛性，不考慮樁身變形及樁體破壞，根據(jù)土體性質(zhì)，提出圖2所示受力模式。Broms對于粘性土中的短樁，以粘性土不排水抗剪強(qiáng)度Cu的9倍作為極限承載力［9］。

對于黏土中樁-筒組合基礎(chǔ)在樁頂水平荷載Hu的作用下，樁和筒體產(chǎn)生的水平位移，由于筒體水平位移較小，認(rèn)為筒體沿水平作用方向只發(fā)生平動，筒體發(fā)生滑動失效［10］。

圖3 筒體受力示意Fig.3 Loads of the bucket

為簡化計算，假設(shè)筒體在水平方向僅受土壓力和底部剪力作用，同時具有足夠的水平抗力及底部摩擦力，見圖3。忽略筒壁和筒頂厚度對計算公式的影響，則筒體水平抗力:

式中:H為筒體入土深度，D為筒體外徑，d為單樁外徑，Pu(h)為泥面以下深度h處的極限應(yīng)力，Cu為土的不排水抗剪強(qiáng)度。

式(1)表明，當(dāng)樁徑一定時，筒體水平抗力FH隨筒體外徑增大而增大，隨入土深度增大而增大。

樁在頂部水平力和筒體水平抗力的作用下，沿樁下部某點發(fā)生轉(zhuǎn)動。為簡化計算，假定水平地基反力沿全長范圍內(nèi)為常數(shù)，且在轉(zhuǎn)動點上下方向相反。設(shè)轉(zhuǎn)動點到樁底部距離為x，由水平力平衡得:

則

對樁底取矩得:

將式(3)代入式(4)，解得:

式(5)表明，單層黏土中樁-筒組合基礎(chǔ)水平承載力受筒體水平抗力、樁徑、樁入土深度影響。若樁身剛度較大，樁在水平荷載作用下變形和應(yīng)力較小，則整體結(jié)構(gòu)水平承載力隨筒體外徑、樁入土深度的增加而增大。筒壁高度對水平承載力的影響由式(5)無法判斷。樁壁厚及筒體壁厚的影響本文理論分析部分未予研究。同時，式(5)是根據(jù)極限地基反力法提出的，故應(yīng)滿足以下條件:1)樁為剛性短樁，不考慮樁身變形的影響;2)土質(zhì)為粘性土;3)筒體在水平荷載作用下發(fā)生滑動破壞，樁沿下部某點發(fā)生轉(zhuǎn)動。

2 有限元分析

2.1 有限元計算模型

采用有限元軟件ABAQUS，針對復(fù)雜本構(gòu)模型﹑復(fù)雜工況﹑復(fù)雜場變量進(jìn)行二次開發(fā)分析［11］。

文中研究對象為風(fēng)機(jī)單樁基礎(chǔ)和樁-筒組合基礎(chǔ)。單樁基礎(chǔ)入土深度L=40 m，上部樁長l=15 m，總長55 m，外徑d=5 m，壁厚t=60 mm，樁徑及壁厚沿樁長不變。樁-筒組合基礎(chǔ)中的樁上部長度與單樁基礎(chǔ)相同，外徑d=5 m，筒體泥面以上高度h=3 m，上部設(shè)置8個肋板，肋板厚度及筒體壁厚、頂板厚度均為20 mm，各模型不變。樁、筒中間留有0.1 m空隙，灌入C30混凝土。樁-筒組合基礎(chǔ)中樁的入土深度L、樁壁厚t、筒外徑D，筒壁高H(筒體入土深度)為控制變量。具體模型參數(shù)見表1。

圖4 有限元模型Fig.4 Finite element model

計算中，土體和基礎(chǔ)均采用六面體八節(jié)點減縮積分格式的三維實體單元(C3D8R)建立有限元模型(見圖4)。單樁和筒體鋼材均采用彈塑性本構(gòu)模型，重度γ =78 kN/m3，彈性模量 E=210 GPa，泊松比 μ =0.3，Mises屈服強(qiáng)度為345 MPa;混凝土重度γ=24 kN/m3，彈性模量E=30 GPa，泊松比μ=0.2，本構(gòu)關(guān)系取自《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB50010-2010)附錄 C［12］;地基土體采用Mohr-Coulomb彈塑性本構(gòu)，重度γ =19.5 kN/m3，彈性模量 E=13.5 MPa，泊松比μ =0.3，摩擦角 φ =12°，粘聚力 c=25 kPa。

為降低土體邊界效應(yīng)對計算結(jié)果的影響，土體直徑取60 m，深度取60 m。土體側(cè)向邊界徑向約束，底部邊界全部約束。土體與筒體、樁之間的接觸以及混凝土灌漿與樁、筒之間的接觸均采用庫倫接觸模型，切向設(shè)置摩擦系數(shù)，分別為0.25和0.6;法向為自由接觸，接觸雙方可發(fā)生相對分離。模型采用力控制和位移控制兩種加控制方法，探究不同變量對模型承載性能的影響。加載前進(jìn)行地應(yīng)力平衡，以消除結(jié)構(gòu)重力產(chǎn)生的附加影響。

表1 模型參數(shù)表Tab.1 Model parameters

2.2 樁-筒組合基礎(chǔ)有限元模型結(jié)果分析

2.2.1 有限元計算結(jié)果分析

當(dāng)采用力控制加載時，在樁頂施加1 MN水平力和100 MN·m彎矩;位移控制加載時，在樁頂施加水平方向位移(x=0.1，d=0.5 m)。力控制加載和位移控制加載下各模型計算結(jié)果見表2和表3。

表2 力控制加載計算結(jié)果Tab.2 Results of the load control process

表3 位移控制加載計算結(jié)果Tab.3 Results of the displacement control process

結(jié)果表明，在相同受力效果情況下，樁-筒組合基礎(chǔ)與單樁基礎(chǔ)相比，可節(jié)省用鋼量約5% ～10%。在相同用鋼量的情況下，可提高樁頂水平承載力約5% ～15%，減小基礎(chǔ)傾斜度約5% ～10%。

2.2.2 樁入土深度對水平承載性能的影響

對比1、2、3號模型計算結(jié)果可知，樁-筒組合基礎(chǔ)通過在樁外設(shè)置筒型基礎(chǔ)，可有效減小樁入土深度。隨著樁入土深度增加17% ～33%，荷載相同時基礎(chǔ)傾斜度降低11% ～18%，樁身應(yīng)力基本不變;樁頂水平位移相同時承載力增加16%～31%。

圖5 不同樁入土深度樁頂荷載-位移關(guān)系Fig.5 Load-displacement responses for different depths of pile

圖6 不同樁入土深度的樁-筒組合基礎(chǔ)在相同水平荷載作用下樁身位移分布曲線Fig.6 Distribution of displacement on pile surfaces for different depths of pile under the same loads

圖6表明，樁入土深度較短時，沿樁深度位移分布近似線性，隨著入土深度增加，位移分布曲線曲率增大，逐漸趨近于單樁。

2.2.3 樁壁厚對水平承載性能的影響

對比1、4、5號模型計算結(jié)果可知，隨著樁壁厚減小17% ～33%，樁-筒組合基礎(chǔ)水平承載性能下降，荷載相同時基礎(chǔ)傾斜度增大10%～24%，樁身最大應(yīng)力增大19% ～48%;樁頂水平位移相同時承載力降低3% ～5%。因此，樁壁厚對樁身應(yīng)力水平影響較大。

圖7、圖8表明，樁壁厚對樁-筒組合基礎(chǔ)泥面以下沿樁身深度位移分布基本沒有影響，只影響泥面以上樁身位移分布。

圖7 不同樁壁厚時樁頂荷載-位移關(guān)系Fig.7 Load-displacement responses for different thicknesses of pile

圖8 不同樁壁厚的樁-筒組合基礎(chǔ)在相同水平荷載作用下樁身位移分布曲線Fig.8 Distribution of displacement on pile surfaces for different thicknesses of pile under the same loads

2.2.4 筒外徑對水平承載性能的影響

對比1、6、7號模型計算結(jié)果可知，隨著筒外徑增大17% ～33%，樁-筒組合基礎(chǔ)在荷載相同時基礎(chǔ)傾斜度降低6% ～13%，樁身應(yīng)力基本不變;樁頂水平位移相同時承載力增加11% ～22%。如圖9、圖10所示。

圖9 不同筒外徑時樁頂荷載-位移關(guān)系Fig.9 Load-displacement responses for different diameters of bucket

圖10 不同筒外徑的樁-筒組合基礎(chǔ)在相同水平荷載作用下樁身位移分布曲線Fig.10 Distribution of displacement on pile surfaces for different diameters of bucket under the same loads

2.2.5 筒壁高度對水平承載性能的影響

對比1、8、7號模型計算結(jié)果可知，隨著筒壁高度增大33% ～67%，樁-筒組合基礎(chǔ)在荷載相同時樁頂水平位移基本不變，如圖11、圖12所示。分析認(rèn)為，筒壁高度達(dá)到3 m時，筒體已經(jīng)有了足夠的剛度，所以再增加筒壁高度對樁-筒組合基礎(chǔ)水平承載性能影響很小。

通過對比分析可得，樁長、樁壁厚和筒外徑對樁-筒組合基礎(chǔ)水平承載性能影響較大，但增加樁長、樁壁厚都會大大增加用鋼量。所以在工程應(yīng)用中，建議適當(dāng)增大筒體外徑，減小樁長，樁壁厚采用與普通單樁基礎(chǔ)相同即可。

圖11 不同筒壁高度時樁頂荷載-位移曲線Fig.11 Load-displacement responses for different heights of bucket

圖12 不同筒壁高度的樁-筒組合基礎(chǔ)在相同水平荷載作用下樁身位移分布曲線Fig.12 Distribution of displacement on pile surfaces for different heights of bucket under the same load

3 工程分析

3.1 概述

擬建海上風(fēng)電場位于江蘇地區(qū)，單機(jī)裝機(jī)容量為3MW，土質(zhì)參數(shù)見表4。

擬設(shè)計單樁基礎(chǔ)和樁-筒組合基礎(chǔ)，控制兩種基礎(chǔ)總用鋼量相等，通過建立有限元模型，比對分析結(jié)果。單樁基礎(chǔ)總樁長55 m，入土深度40 m，樁徑6 m，壁厚60 mm，樁徑及壁厚沿樁長不變，總用鋼量480 t。樁-筒組合基礎(chǔ)中樁長43 m，入土深度28 m，樁徑6 m，壁厚60 mm，樁徑及壁厚沿樁長不變;筒體外徑16 m，筒高3 m，上部肋板高度3 m，所有壁厚均為20 mm，總用鋼量476 t。利用有限元軟件ABAQUS建立模型計算分析。

表4 土體參數(shù)Tab.4 Soil parameters

3.2 結(jié)果分析

有限元計算結(jié)果表明，3MW風(fēng)機(jī)樁-筒組合基礎(chǔ)受力效果明顯優(yōu)于單樁基礎(chǔ)，基礎(chǔ)傾斜度較單樁降低16%，泥面處水平位移較單樁減小37%。筆者分析認(rèn)為，海上風(fēng)電基礎(chǔ)所承受的荷載中，水平荷載為主要控制荷載，豎向荷載相對較小。樁在水平荷載作用下，受到周圍土抗力作用，在泥面以下一定深度處嵌固。樁-筒組合基礎(chǔ)與單樁基礎(chǔ)相比，通過沉放筒體承擔(dān)一定水平荷載，使樁的嵌固點上移，明顯改善受力效果。計算結(jié)果如表5所示。

表5 3 MW基礎(chǔ)計算結(jié)果Tab.5 Results of the 3 MW foundation

圖13(a)、13(b)給出了3 MW單樁基礎(chǔ)與樁-筒組合基礎(chǔ)在相同荷載作用時的基礎(chǔ)位移情況?？梢钥闯?，樁-筒組合基礎(chǔ)變形模式與傳統(tǒng)單樁基礎(chǔ)不同，樁-筒組合基礎(chǔ)在樁下部某點發(fā)生轉(zhuǎn)動，轉(zhuǎn)動點距泥面約2d(d為樁徑)，其變形模式類似于泥面處受約束的剛性短樁。

圖13 單樁基礎(chǔ)和樁-筒組合基礎(chǔ)位移云圖Fig.13 Displacement of pile foundation and pile-bucket foundation

圖14 單樁基礎(chǔ)和樁-筒組合基礎(chǔ)等效應(yīng)變云圖Fig.14 The equivalent plastic strain of pile foundation and pile-bucket foundation

由圖14可知，樁-筒組合基礎(chǔ)在荷載作用下，在樁轉(zhuǎn)動點以上，與荷載作用方向相同的土體處于被動區(qū)，相反一側(cè)的土體處于主動區(qū);轉(zhuǎn)動點以下情況相反。水平荷載作用使筒體擠壓被動區(qū)土體，隨著荷載的增大，土體出現(xiàn)塑性破壞區(qū)域;在主動區(qū)一側(cè)，筒體與土體逐漸分離，筒體底部會出現(xiàn)局部塑性破壞區(qū)。在轉(zhuǎn)動點附近，被動區(qū)土體由于受到樁的擠壓，產(chǎn)生塑性區(qū)。在樁底部，出現(xiàn)與荷載作用方向相反的較大水平位移，使主動區(qū)土體產(chǎn)生較大塑性破壞區(qū)域。

4 結(jié)語

1)單層黏土中樁-筒組合基礎(chǔ)理論分析與有限元模型分析結(jié)果吻合較好，驗證了利用三維有限元分析樁-筒組合基礎(chǔ)水平承載性能的可行性;

2)由變動參數(shù)的比較研究可知，在一定范圍內(nèi)，樁-筒組合基礎(chǔ)水平承載性能隨著樁入土深度、樁壁厚、筒體外徑的增大而提高;

3)由于嵌固點提高，在荷載、地質(zhì)條件和用鋼量相等的情況下，3 MW風(fēng)機(jī)樁-筒組合基礎(chǔ)較單樁基礎(chǔ)相比，傾斜度和位移明顯降低，承載性能提高;

4)樁-筒組合基礎(chǔ)受荷破壞模式為轉(zhuǎn)動破壞，轉(zhuǎn)動中心位于筒體底部與樁底之間的某點上;

5)采用理論分析與有限元計算相結(jié)合的方式對樁-筒組合基礎(chǔ)在黏土中的承載性能進(jìn)行分析，實際工程中結(jié)構(gòu)-土體的相互作用非常復(fù)雜，目前國內(nèi)外對此研究不是很成熟，因此，對于樁-筒組合基礎(chǔ)可以現(xiàn)場試驗作為驗證，提高分析的可靠性。

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