海底防沉板—樁復(fù)合基礎(chǔ)承載特性數(shù)值分析

關(guān)盛杰，孔德森, 2，鞏 越，趙明凱

(1. 山東科技大學(xué) 土木工程與建筑學(xué)院，山東 青島 266590；2. 山東科技大學(xué) 山東省土木工程防災(zāi)減災(zāi)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東 青島 266590)

作為世界上最大的能源市場(chǎng)，我國(guó)必須加強(qiáng)深海油氣勘探開(kāi)發(fā)的技術(shù)創(chuàng)新，建立完善的能源工業(yè)體系[1]。防沉板作為淺海開(kāi)采設(shè)備的首選基礎(chǔ)形式，具有安裝簡(jiǎn)單，經(jīng)濟(jì)適用的優(yōu)點(diǎn)[2-3]。在深海油氣開(kāi)發(fā)實(shí)踐中，防沉板作為水下生產(chǎn)系統(tǒng)的基礎(chǔ)，承載著水下運(yùn)輸管線和管匯終端設(shè)備。在運(yùn)輸設(shè)備啟動(dòng)的短期內(nèi)，超高的溫度和壓強(qiáng)會(huì)導(dǎo)致管線顯著膨脹進(jìn)而發(fā)生管線行走問(wèn)題，迫使防沉板承受較高水平荷載、傾覆荷載和扭轉(zhuǎn)荷載。在一些工程應(yīng)用中，施加在基礎(chǔ)上的荷載通常超過(guò)典型尺寸防沉板的承載能力[4]。防沉板—樁復(fù)合基礎(chǔ)是防沉板和樁的組合地基系統(tǒng)，旨在不增加防沉板尺寸的前提下，依靠樁基礎(chǔ)將荷載傳遞到深層土體中，給復(fù)合基礎(chǔ)提供了更大的水平抗力、彎矩抗力和扭轉(zhuǎn)抗力，目前已經(jīng)在石油開(kāi)采項(xiàng)目中進(jìn)行了工程實(shí)踐，隨后一些學(xué)者進(jìn)行了初步研究。

Dimmock等[5]假設(shè)僅防沉板承擔(dān)豎向荷載，樁承載水平和扭轉(zhuǎn)荷載，防沉板和樁共同抵抗彎矩，提出了簡(jiǎn)化的下限設(shè)計(jì)方法。然而，這種簡(jiǎn)化的方法只適用于在設(shè)計(jì)的可行性驗(yàn)證階段初步估計(jì)復(fù)合基礎(chǔ)的承載力。Gaudin等[6]通過(guò)了離心機(jī)試驗(yàn)研究了混合基礎(chǔ)的承載性能，確定了混合基礎(chǔ)的破壞方式，并對(duì)角樁對(duì)混合基礎(chǔ)的豎向、滑動(dòng)、傾覆和扭轉(zhuǎn)承載力的貢獻(xiàn)進(jìn)行了量化。Hossain等[7-8]對(duì)墨西哥灣朱利亞油田開(kāi)發(fā)項(xiàng)目防沉板—樁復(fù)合基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)案例進(jìn)行了有限元分析驗(yàn)證。隨后又分析了復(fù)合基礎(chǔ)豎向及水平向的承載能力對(duì)樁長(zhǎng)、樁徑的敏感性。Jasmina等[9]提出將防沉板—樁復(fù)合基礎(chǔ)作為錨定結(jié)構(gòu)來(lái)減輕西非水下管線行走問(wèn)題，從概念、設(shè)計(jì)、制造、安裝方面介紹了這種錨固解決方案，但僅分析了單種復(fù)合基礎(chǔ)形式的豎向、水平和彎矩等單軸加載的承載性能。Jang等[10]基于墨西哥灣項(xiàng)目，對(duì)復(fù)合基礎(chǔ)設(shè)計(jì)案例進(jìn)行了三維有限元分析，給出了V-H-M荷載空間內(nèi)的承載力包絡(luò)線。Jean等[11]基于傳統(tǒng)的極限平衡法闡述了復(fù)合基礎(chǔ)工程實(shí)例的設(shè)計(jì)過(guò)程及安裝工序。國(guó)內(nèi)對(duì)防沉板承載性能的研究大多圍繞其不同的形狀展開(kāi)[12-16]。僅孔德森等[17]分析了防沉板—樁復(fù)合基礎(chǔ)在不同豎向荷載情況下的受力變形特性，并得出荷載越大，樁在復(fù)合基礎(chǔ)中的作用越大。

綜上所述，海底防沉板—樁復(fù)合基礎(chǔ)進(jìn)入工程實(shí)踐以來(lái)，已經(jīng)進(jìn)行的試驗(yàn)和數(shù)值分析結(jié)果有限。實(shí)際工況下，防沉板—樁復(fù)合基礎(chǔ)主要承受運(yùn)輸管線和工作設(shè)備傳遞的水平、彎矩和扭轉(zhuǎn)荷載，因此研究三種主控荷載作用下的海底防沉板—樁復(fù)合基礎(chǔ)的承載性能及荷載傳遞機(jī)理具有現(xiàn)實(shí)意義，可以為解決復(fù)雜工況下的基礎(chǔ)工程提供理論支撐。

1 計(jì)算模型建立

1.1 模型尺寸與土體參數(shù)

以南海某水深200 m工程為例，建立數(shù)值計(jì)算模型。參考已有的工程設(shè)計(jì)實(shí)例[2-3]，確定防沉板模型尺寸為10 m×5 m×0.2 m，角樁增設(shè)在防沉板四角，以“銷(xiāo)釘”方式連接來(lái)限制轉(zhuǎn)動(dòng)。數(shù)值模型中采用cylinde單元建立樁基礎(chǔ)，樁周土體采用radcylinder單元建立，放射狀劃分網(wǎng)格進(jìn)行樁周土體加密。借鑒海上能源部門(mén)常用樁基尺寸參數(shù)，本次模擬的樁基直徑0.6 m，樁長(zhǎng)取4 m、6 m、8 m，三種樁長(zhǎng)下的復(fù)合基礎(chǔ)編號(hào)分別為HSF-Ⅰ、HSF-Ⅱ、HSF-Ⅲ。防沉板尺寸、樁基礎(chǔ)布設(shè)如圖1所示，并定義右下樁為1號(hào)樁，左下樁為2號(hào)樁。土體外部邊界設(shè)置在遠(yuǎn)離防沉板的位置，土體模型尺寸為50 m×25 m×20 m，其長(zhǎng)度和寬度分別是防沉板長(zhǎng)寬尺寸的5倍，消除了邊界效應(yīng)對(duì)模擬結(jié)果的影響[18]。復(fù)合基礎(chǔ)材料為理想彈性的高強(qiáng)鋼材，彈性模量E=206 GPa，泊松比v=0.3，密度7 850 kg/m3。采用莫爾—庫(kù)侖模型來(lái)描述不排水條件下土體的彈塑性材料行為。為了避免數(shù)值上的困難，模擬不排水狀態(tài)下的土體體積保持恒定這一物理?xiàng)l件，土體泊松比取0.49。為保證土體破壞時(shí)處于小變形狀態(tài)，防止有限元網(wǎng)格過(guò)度畸變，保持較大的模量比，土體剪切模量G取18.3 MPa。數(shù)值計(jì)算模型如圖2所示。

圖1 防沉板-樁結(jié)構(gòu)體系平面圖Fig. 1 Plan of mudmat-pile structure system

圖2 數(shù)值計(jì)算模型Fig. 2 Numerical calculation model

1.2 接觸面設(shè)置及加載路徑

在建立接觸面時(shí)，采用的是Flac3DManual中提供的“移來(lái)移去法”。在海洋淺基礎(chǔ)承受傾覆荷載和上拔荷載時(shí)，接觸面會(huì)產(chǎn)生超負(fù)孔隙水壓力從而可以傳遞拉力，目前關(guān)于淺基礎(chǔ)的承載特性的研究成果大多基于基礎(chǔ)與地基不可脫離，即接觸面可以傳遞無(wú)限拉力。然而為了方便防沉板的安裝與回收，通常會(huì)開(kāi)設(shè)孔眼造成超負(fù)孔隙水壓力快速消散，這種情況下接觸面便不能承擔(dān)拉力[19]。為了符合實(shí)際工況，本次模擬接觸面選用Flac3D中的庫(kù)倫滑動(dòng)非線性接觸面，設(shè)置抗拉強(qiáng)度tension=0，此時(shí)接觸面的力學(xué)行為僅由黏聚力c和摩擦角φ決定，庫(kù)倫剪切強(qiáng)度準(zhǔn)則的表達(dá)式如下：

Fsmax=cA+tanφ(Fn-pA)

(1)

式中：c為沿接觸面的黏聚力，φ為接觸面表面的內(nèi)摩擦角，p為孔隙水壓力，F(xiàn)n為接觸面法向力。

Flac3D用戶手冊(cè)[20]推薦小接觸面變形的剪切剛度和法向剛度取相鄰最硬土體等效剛度的10倍：

(2)

式中：kn為法向剛度，ks為剪切剛度，Δzmin為接觸面一側(cè)網(wǎng)格單元最小法向尺寸，其余符號(hào)意義同前。

經(jīng)過(guò)試算和前人經(jīng)驗(yàn)[21]，雖然推薦的接觸面剛度能很好地防止相對(duì)滑移，但使得計(jì)算收斂較為困難，因此本次模擬防沉板和樁基礎(chǔ)的接觸面參數(shù)列于表1。

表1 防沉板和樁基礎(chǔ)接觸面參數(shù)

模型中荷載作用方向遵從Feng等[18]的建議，如圖3所示，數(shù)值模型中荷載作用于防沉板幾何中心點(diǎn)LRP。荷載施加方式為在防沉板幾何中心點(diǎn)逐級(jí)加載，計(jì)算結(jié)束后提取每級(jí)荷載下的幾何中心點(diǎn)位移，然后得到荷載—位移曲線。

圖3 加載模式示意Fig. 3 Schematic diagram of loading mode

1.3 模型合理性驗(yàn)證

對(duì)于防沉板基礎(chǔ)，前人已經(jīng)做了大量研究，并形成了技術(shù)規(guī)范體系。API RP 2A WSD[22]行業(yè)規(guī)范給出了不排水條件下方形基礎(chǔ)的豎向極限承載力計(jì)算公式：

Q=(suNcKc+γD)A

(3)

式中：Q為豎向極限承載力；su為不排水抗剪強(qiáng)度；Nc為無(wú)量綱常數(shù)，Nc=5.14；Kc為形狀修正系數(shù)，基礎(chǔ)無(wú)埋深時(shí)NcKc=6.17；γ為土體單元重度；D為基礎(chǔ)埋深；A為基礎(chǔ)有效面積。

API RP 2A WSD行業(yè)規(guī)范給出的水平向極限承載力為：

H=suA

(4)

式中：H為水平向極限承載力，其余符號(hào)意義同前。

申志超[19]基于有限元二次開(kāi)發(fā)研究了接觸面條件對(duì)防沉板承載力的影響，并給出了當(dāng)V=0.5Vult時(shí)無(wú)拉力黏土上防沉板的極限抗彎承載力：

x方向極限抗彎承載力：

(5)

y方向極限抗彎承載力：

(6)

式中：Mxult為x方向極限承載力，Myult為y方向極限承載力，κ為地基不均勻系數(shù)，su0為泥面處土體不排水抗剪強(qiáng)度，其余符號(hào)意義同前。

有關(guān)抗扭承載力的研究起步于2004年，F(xiàn)innie和Morgan[23]采用極限平衡法求解出矩形防沉板的極限承載力公式：

(7)

式中：Tult是極限抗扭承載力，其余符號(hào)意義同前。

經(jīng)過(guò)Flac3D數(shù)值計(jì)算，得到豎向荷載作用下的防沉板荷載—位移曲線(如圖4所示)，計(jì)算曲線上的曲率最小的點(diǎn)即為拐點(diǎn)，其對(duì)應(yīng)的荷載即為極限承載力。防沉板單軸加載情況下的極限承載力數(shù)值計(jì)算結(jié)果列于表2。

圖4 防沉板基礎(chǔ)豎向荷載—位移曲線Fig. 4 Vertical load-displacement curve of mudmat foundation

表2 防沉板單軸承載力

分析可知，豎向承載力、彎矩承載力與現(xiàn)有理論計(jì)算方法吻合較好，誤差較小。水平向和扭轉(zhuǎn)承載力誤差較大，考慮是防沉板側(cè)邊土體隆起而產(chǎn)生被動(dòng)土壓力[12]。

2 單向加載時(shí)的承載特性分析

防沉板—樁復(fù)合基礎(chǔ)是淺基礎(chǔ)和深基礎(chǔ)的組合地基系統(tǒng)，研究樁長(zhǎng)對(duì)承載力的影響，充分論述防沉板和樁基礎(chǔ)的荷載分配規(guī)律，進(jìn)一步揭示復(fù)合基礎(chǔ)的荷載傳遞機(jī)理，對(duì)于指導(dǎo)工程設(shè)計(jì)實(shí)踐和優(yōu)化結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)有重要意義。以下分別計(jì)算分析了樁長(zhǎng)4 m、6 m、8 m的復(fù)合基礎(chǔ)在水平、彎矩和扭轉(zhuǎn)荷載作用下的承載性能和荷載傳遞機(jī)理。

2.1 水平荷載作用下的承載性能

2.1.1 極限承載力分析

相對(duì)于防沉板基礎(chǔ)，樁基礎(chǔ)的存在使得荷載能夠傳遞到更深的土體，因此復(fù)合基礎(chǔ)的水平承載力大幅提高，具體增長(zhǎng)比例列于表3。三種形式的復(fù)合基礎(chǔ)在水平荷載作用下的荷載—位移曲線如圖5所示。比較這三種復(fù)合基礎(chǔ)的水平承載力，發(fā)現(xiàn)Hx、Hy方向水平承載力隨著樁長(zhǎng)的增加而提高。進(jìn)一步分析可知，相較于HSF-Ⅰ，HSF-Ⅱ和HSF-Ⅲ在Hx方向水平承載力分別提高了2.13%、31.02%，Hy方向水平承載力分別提高了8.1%、30.4%。復(fù)合基礎(chǔ)在x、y方向的水平承載力只有在樁長(zhǎng)大于6米時(shí)才顯著增長(zhǎng)，說(shuō)明存在優(yōu)選的樁基尺寸使復(fù)合基礎(chǔ)達(dá)到最大水平承載力。

表3 水平極限承載力增長(zhǎng)比例

圖5 不同樁長(zhǎng)下復(fù)合基礎(chǔ)水平荷載—位移曲線Fig. 5 Horizontal load-displacement curve of hybrid foundations under different pile lengths

2.1.2 水平荷載作用下的荷載傳遞機(jī)理

三種復(fù)合基礎(chǔ)在加載過(guò)程中防沉板、樁基礎(chǔ)的水平荷載分配曲線如圖6所示。對(duì)比分析在y方向加載過(guò)程中防沉板、樁基礎(chǔ)的水平荷載分配曲線，發(fā)現(xiàn)在加載初期，隨著外荷載的增加，防沉板和樁基礎(chǔ)所承擔(dān)的水平荷載大致呈線性增長(zhǎng)，當(dāng)水平荷載達(dá)到600 kN左右時(shí)，板與樁基礎(chǔ)的荷載分配曲線相交，在此之后，防沉板的荷載分配曲線變緩，樁基礎(chǔ)分擔(dān)的水平荷載快速增加。當(dāng)防沉板分擔(dān)的荷載達(dá)到其極限水平承載力時(shí)，復(fù)合基礎(chǔ)HSF-Ⅰ即破壞，而HSF-Ⅱ、HSF-Ⅲ復(fù)合基礎(chǔ)仍可繼續(xù)承擔(dān)荷載，增加的外荷載全部由樁基礎(chǔ)承擔(dān)，直至樁基礎(chǔ)達(dá)到極限承載力而破壞。在加載過(guò)程中，1號(hào)樁和2號(hào)樁的樁頂荷載分配曲線幾乎無(wú)差異，只有在復(fù)合基礎(chǔ)達(dá)到極限狀態(tài)后，2號(hào)樁所分配的水平荷載才明顯多于1號(hào)樁，因此，在y方向加載可忽略群樁效應(yīng)的影響。圖7為三種復(fù)合基礎(chǔ)在水平加載過(guò)程中2號(hào)樁樁頂彎矩曲線圖，可以發(fā)現(xiàn)，同等水平荷載作用下，HSF-Ⅱ的2號(hào)樁樁頂彎矩最小，HSF-Ⅰ及HSF-Ⅲ的2號(hào)樁樁頂彎矩相差不大且都大于HSF-Ⅱ基礎(chǔ)，這說(shuō)明，樁長(zhǎng)為4 m、8 m時(shí)，在水平荷載作用下防沉板與樁的連接處彎矩荷載較大，容易在此處產(chǎn)生破壞。

圖6 不同樁長(zhǎng)下復(fù)合基礎(chǔ)水平荷載分配曲線Fig. 6 Horizontal load distribution curve of hybrid foundations under different pile lengths

圖7 水平荷載下2號(hào)樁樁頂彎矩荷載Fig. 7 Bending moment load of No.2 pile top under horizontal load

2.2 彎矩荷載作用下的承載性能

2.2.1 極限承載力分析

在接觸面無(wú)拉力的情況下，樁基礎(chǔ)的存在不僅將荷載傳遞到更深的土層中去，而且限制了防沉板與土體的脫離，使得防沉板的抗彎承載力得以發(fā)揮，從而提高了復(fù)合基礎(chǔ)的承載力。三種復(fù)合基礎(chǔ)在彎矩荷載作用下的荷載—位移曲線如圖8所示，對(duì)于荷載—位移曲線無(wú)明顯拐點(diǎn)的HSF-Ⅲ復(fù)合基礎(chǔ)，根據(jù)防沉板基礎(chǔ)的適用性準(zhǔn)則，當(dāng)基礎(chǔ)旋轉(zhuǎn)角度為0.004時(shí)即認(rèn)為達(dá)到極限承載狀態(tài)[12]。對(duì)比分析發(fā)現(xiàn)，在沒(méi)有豎向荷載的情況下，復(fù)合基礎(chǔ)的抗彎承載力隨著樁長(zhǎng)的增加而提高，具體增長(zhǎng)比例列于表4。相較于HSF-Ⅰ，HSF-Ⅱ和HSF-Ⅲ復(fù)合基礎(chǔ)的Mx極限承載力增長(zhǎng)比例均小于My。進(jìn)一步分析發(fā)現(xiàn)，隨著樁長(zhǎng)的增加，復(fù)合基礎(chǔ)的抗彎承載力呈現(xiàn)大幅增長(zhǎng)趨勢(shì)，增長(zhǎng)速度逐漸變大。由此可見(jiàn)，在一定范圍內(nèi)增大樁長(zhǎng)可以大幅提高復(fù)合基礎(chǔ)抗彎承載力。

表4 彎矩極限承載力增長(zhǎng)比例

圖8 不同樁長(zhǎng)下復(fù)合基礎(chǔ)彎矩荷載—轉(zhuǎn)角曲線Fig. 8 Bending moment load-angular curve of hybrid foundations under different pile lengths

2.2.2 彎矩荷載作用下的荷載傳遞機(jī)理

如圖9所示，在彎矩荷載作用下，復(fù)合基礎(chǔ)的抗彎承載力可分解為樁頂軸力Fp、樁側(cè)土壓力Fc和防沉板底部土壓力Fs對(duì)LPR點(diǎn)的力矩荷載之和，分別定義這三個(gè)抵抗力矩為Mp、Mc、Ms。三種復(fù)合基礎(chǔ)在加載過(guò)程中Mp、Mc和Ms的變化曲線如圖10所示，經(jīng)過(guò)研究發(fā)現(xiàn)，HSF-Ⅰ復(fù)合基礎(chǔ)在加載過(guò)程中，防沉板承擔(dān)主要彎矩荷載，且隨著荷載的增加大致呈線性增長(zhǎng)，在加載前期，復(fù)合基礎(chǔ)沒(méi)有明顯旋轉(zhuǎn)，因此Mc較小，隨著荷載的增加，樁基礎(chǔ)最先達(dá)到極限狀態(tài)而產(chǎn)生較大位移，復(fù)合基礎(chǔ)開(kāi)始逐漸旋轉(zhuǎn)，樁側(cè)土壓力增大，Mc開(kāi)始增加，復(fù)合基礎(chǔ)也隨即破壞。當(dāng)樁長(zhǎng)為6 m、8 m時(shí)，在加載前期，樁基礎(chǔ)分擔(dān)主要荷載，直至作用于樁頂?shù)呢Q向荷載達(dá)到其極限承載力，復(fù)合基礎(chǔ)開(kāi)始發(fā)生旋轉(zhuǎn)，不同的是，相對(duì)于HSF-Ⅰ復(fù)合基礎(chǔ)，樁長(zhǎng)的增加使得荷載可以傳遞到更深的土層，從而基礎(chǔ)的旋轉(zhuǎn)受到約束，因此HSF-Ⅱ、HSF-Ⅲ復(fù)合基礎(chǔ)并沒(méi)有立即破壞，新增加的荷載主要由樁側(cè)土體承擔(dān)，直至樁側(cè)土體達(dá)到極限狀態(tài)或者防沉板旋轉(zhuǎn)角度達(dá)到適用性極限，復(fù)合基礎(chǔ)即破壞。由此可見(jiàn)，當(dāng)樁長(zhǎng)超過(guò)4 m 時(shí)，樁基礎(chǔ)對(duì)復(fù)合基礎(chǔ)的抗彎承載能力貢獻(xiàn)最大。

圖9 彎矩荷載作用下復(fù)合基礎(chǔ)受力圖Fig. 9 Force diagram of hybrid foundations under bending moment load

圖10 不同樁長(zhǎng)下復(fù)合基礎(chǔ)彎矩荷載分配曲線Fig. 10 Bending moment load distribution curve of hybrid foundations under different pile lengths

2.3 扭轉(zhuǎn)荷載作用下的承載性能

2.3.1 極限承載力分析

與防沉板基礎(chǔ)相比，三種復(fù)合基礎(chǔ)的扭轉(zhuǎn)承載力及增長(zhǎng)比例列于表5。三種復(fù)合基礎(chǔ)的扭轉(zhuǎn)荷載—位移曲線如圖11所示，從圖中可以看出，樁長(zhǎng)為4 m時(shí)，荷載位移曲線出現(xiàn)明顯拐點(diǎn)，呈現(xiàn)出典型破壞特征。在樁長(zhǎng)為6 m、8 m情況下，復(fù)合基礎(chǔ)的扭矩承載力相差不大，荷載位移曲線只有在加載后期才會(huì)有明顯分離，且荷載隨著扭轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)角的增加緩慢增長(zhǎng)，表現(xiàn)出明顯的變形硬化趨勢(shì)，根據(jù)防沉板基礎(chǔ)的適用性準(zhǔn)則，HSF-Ⅱ、HSF-Ⅲ復(fù)合基礎(chǔ)的極限扭轉(zhuǎn)承載力分別為7 682 kN·m、7 691 kN·m，與HSF-Ⅰ相比，大約提高了44.5%。

圖11 不同樁長(zhǎng)下復(fù)合基礎(chǔ)扭矩荷載—位移曲線Fig. 11 Torque load-displacement curve of hybrid foundations under different pile lengths

表5 扭矩極限承載力增長(zhǎng)比例

2.3.2 扭轉(zhuǎn)荷載作用下的荷載傳遞機(jī)理

在扭轉(zhuǎn)荷載作用下，復(fù)合基礎(chǔ)可認(rèn)為圍繞LPR點(diǎn)進(jìn)行平面轉(zhuǎn)動(dòng)，則復(fù)合基礎(chǔ)扭轉(zhuǎn)承載力可分為兩個(gè)部分，一部分為土體對(duì)防沉板的約束作用，一部分為四個(gè)角樁在xoy面上的集中力對(duì)LPR點(diǎn)的力偶約束作用(將樁頂水平力簡(jiǎn)化為作用于樁頂圓點(diǎn)的集中力，并將集中力看成x、y方向上的合力F，如圖12所示)。

圖12 扭轉(zhuǎn)荷載作用下復(fù)合基礎(chǔ)受力分解圖Fig. 12 Stress decomposition diagram of hybrid foundations under torsion load

圖13為三種樁長(zhǎng)下復(fù)合基礎(chǔ)在加載過(guò)程中防沉板、樁基礎(chǔ)各自的扭轉(zhuǎn)荷載分配曲線。分析發(fā)現(xiàn)，在加載初期，防沉板承擔(dān)大部分扭轉(zhuǎn)荷載，隨著荷載的增加，防沉板與樁基礎(chǔ)分擔(dān)的扭矩荷載差距逐漸減小，當(dāng)扭矩荷載達(dá)到2 100 kN·m 左右時(shí)，此時(shí)板與樁基礎(chǔ)的荷載分配曲線相交。之后復(fù)合基礎(chǔ)的扭轉(zhuǎn)荷載逐漸由樁基礎(chǔ)承擔(dān)，直至防沉板分擔(dān)的扭轉(zhuǎn)荷載達(dá)到其極限承載力，增加的外荷載全部由樁基礎(chǔ)承擔(dān)。進(jìn)一步分析三種基礎(chǔ)形式的荷載分配曲線，發(fā)現(xiàn)樁長(zhǎng)4 m的復(fù)合基礎(chǔ)在防沉板分擔(dān)的扭轉(zhuǎn)荷載達(dá)到極限承載力時(shí)，復(fù)合基礎(chǔ)即破壞，而樁長(zhǎng)為6 m、8 m的復(fù)合基礎(chǔ)在防沉板分擔(dān)的扭轉(zhuǎn)荷載達(dá)到極限承載力時(shí)，并沒(méi)有立即破壞，荷載位移曲線表現(xiàn)出變形硬化特征。由此可見(jiàn)，樁基礎(chǔ)長(zhǎng)度的增加只有在加載后期才會(huì)影響復(fù)合基礎(chǔ)的扭轉(zhuǎn)承載力，這與扭轉(zhuǎn)荷載位移曲線表現(xiàn)出的特征相驗(yàn)證。

圖13 不同樁長(zhǎng)下復(fù)合基礎(chǔ)扭轉(zhuǎn)荷載分配曲線Fig. 13 Torsional load distribution curve of hybrid foundations under different pile lengths

3 結(jié) 語(yǔ)

利用Flac3D有限差分軟件對(duì)防沉板—樁復(fù)合基礎(chǔ)進(jìn)行了數(shù)值模擬，主要研究了不同樁長(zhǎng)下防沉板—樁復(fù)合基礎(chǔ)在水平、彎矩和扭轉(zhuǎn)荷載作用下的承載性能及荷載傳遞機(jī)理，得到以下結(jié)論：

1) 隨著樁長(zhǎng)的增加，防沉板—樁復(fù)合基礎(chǔ)的水平、彎矩承載力和扭轉(zhuǎn)承載力均提高。

2) 復(fù)合基礎(chǔ)在x、y方向的水平承載力只有在樁長(zhǎng)大于6米時(shí)才顯著增長(zhǎng)。在加載前期，樁長(zhǎng)對(duì)荷載傳遞規(guī)律幾乎沒(méi)有影響，水平荷載主要由防沉板分擔(dān)，直至防沉板達(dá)到極限狀態(tài)，新增荷載全部由樁基礎(chǔ)承擔(dān)，在加載后期，樁長(zhǎng)是復(fù)合基礎(chǔ)水平承載力的主要影響因素。同等水平荷載下，樁長(zhǎng)4 m、8 m的復(fù)合基礎(chǔ)防沉板與樁連接處彎矩最大，容易在此處產(chǎn)生破壞。

3) 在接觸面無(wú)拉力的情況下，樁基礎(chǔ)的存在使得防沉板的抗彎承載力得到發(fā)揮，從而提高了復(fù)合基礎(chǔ)的承載力。在一定范圍內(nèi)增加樁長(zhǎng)可以有效提高復(fù)合基礎(chǔ)抗彎承載力，當(dāng)樁長(zhǎng)超過(guò)8 m，樁長(zhǎng)的增加對(duì)抗彎承載力的提高意義不大。樁基礎(chǔ)長(zhǎng)度在整個(gè)加載周期內(nèi)都會(huì)影響荷載傳遞，當(dāng)樁長(zhǎng)為4 m時(shí)，防沉板承擔(dān)主要彎矩荷載，隨著樁長(zhǎng)的提高，樁基礎(chǔ)分擔(dān)的荷載逐漸變大，成為復(fù)合基礎(chǔ)抗彎承載力的主要影響因素。

4) 在扭轉(zhuǎn)荷載作用下，當(dāng)樁長(zhǎng)超過(guò)4 m時(shí)，復(fù)合基礎(chǔ)的荷載—位移曲線幾乎重合，且表現(xiàn)出明顯的變形硬化特征，根據(jù)防沉板適用性準(zhǔn)則來(lái)判斷基礎(chǔ)失效，繼續(xù)增加樁長(zhǎng)對(duì)提高復(fù)合基礎(chǔ)的抗扭承載力意義不大。在加載前期，樁長(zhǎng)對(duì)于荷載傳遞規(guī)律幾乎無(wú)影響，只有當(dāng)防沉板達(dá)到扭轉(zhuǎn)極限狀態(tài)后，樁基礎(chǔ)的作用才凸顯。