四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)在砂土中的抗扭承載特性

樂叢歡， 龐雅博， 張浦陽， 丁紅巖,3

(1.天津大學(xué) 水利工程仿真與安全國家重點實驗室， 天津 300350； 2.天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院， 天津 300350； 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 300350)

近?；A(chǔ)形式多采用固定式結(jié)構(gòu)，主要包括單樁基礎(chǔ)、導(dǎo)管架基礎(chǔ)、重力式基礎(chǔ)、高樁承臺基礎(chǔ)和筒型基礎(chǔ)等。其中筒型基礎(chǔ)具有施工快捷和承載力高的優(yōu)點[1]，導(dǎo)管架基礎(chǔ)具有結(jié)構(gòu)剛度大的優(yōu)勢[2]。多筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)基于筒型基礎(chǔ)和導(dǎo)管架基礎(chǔ)的優(yōu)勢，針對水深較深的海域(30～50 m)提出的一種基礎(chǔ)型式，可用于海洋平臺基礎(chǔ)、海上風(fēng)電基礎(chǔ)、系泊基礎(chǔ)等，具有較好的應(yīng)用前景[3]。隨著深遠海風(fēng)電的開發(fā)和風(fēng)機容量的增大(10 MW甚至更大)，基礎(chǔ)所承受的扭矩荷載也在不斷增大，其對多筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)水平和抗彎承載特性的影響也逐漸增大，有必要開展扭矩特性的相關(guān)研究。

多筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)在海洋環(huán)境荷載作用下，受力復(fù)雜，針對三筒型導(dǎo)管架基礎(chǔ)豎向、水平和彎矩的承載力特性已經(jīng)開展了系統(tǒng)的研究[4-10]。針對扭矩荷載作用下的筒型基礎(chǔ)承載特性，武科等[11]通過對軟粘土中單筒筒型基礎(chǔ)的有限元計算，研究了筒型基礎(chǔ)在純扭矩荷載作用下的破壞特征，并提出了相應(yīng)的抗扭承載力公式；Zhang等[12]基于層狀地基，研究了筒裙高度、筒土摩擦系數(shù)以及筒徑對復(fù)合筒型基礎(chǔ)抗扭承載特性的影響，得出了扭矩荷載作用下筒型基礎(chǔ)內(nèi)側(cè)土體對筒壁的作用大于外側(cè)土體的結(jié)論，并利用有限元軟件，采用固定位移比加載法得到H-T和V-H-T的承載力包絡(luò)曲線，得出筒型基礎(chǔ)扭矩承載力隨水平力的增大而緩慢減小，當水平力增大到一定值時，扭矩值明顯減小，而豎向荷載對扭矩荷載影響較小的結(jié)論；Zhan等[13]通過位移控制法對飽和粘土中筒型基礎(chǔ)在扭矩荷載作用下的承載能力進行了研究，并繪制了基礎(chǔ)豎向、水平和扭矩荷載各自組合的破壞包絡(luò)線，得到了扭矩荷載對豎向承載力影響較大，對水平承載力影響較小的結(jié)論；范慶來等[14-15]采用荷載-位移聯(lián)合搜索方法，利用有限元軟件對筒型基礎(chǔ)在包含扭矩荷載的非共面復(fù)合加載作用下的穩(wěn)定性進行了計算分析，得出了非共面復(fù)合加載情況下筒型基礎(chǔ)包絡(luò)面形狀不依賴于基礎(chǔ)埋深比，可用簡單的圓或橢圓方程進行描述的結(jié)論，同時提出了包含扭矩的六自由度破壞包絡(luò)面方程，并給出了方程中偏心度參數(shù)取值的確定方法。

目前關(guān)于多筒基礎(chǔ)在扭矩荷載作用下的承載特性研究較少。本文采用有限元數(shù)值模擬方法，對砂土地基中四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)在純扭矩荷載作用下的承載能力進行研究，并進一步分析筒裙高度和筒間距對基礎(chǔ)抗扭承載特性的影響。

1 有限元模型

1.1 計算模型

采用ABAQUS有限元軟件建立四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)的三維有限元模型，如圖1所示，其中D、L和S分別代表各個筒體的筒徑、筒裙高度和2個相鄰?fù)搀w之間的距離(簡稱筒間距)。有限元計算中的地基土體為砂土，采用Mohr-Coulomb本構(gòu)模型，其參數(shù)設(shè)置為：密度ρ=2.2 g/cm3，內(nèi)摩擦角Ψ=34.46°，粘聚力c=3.27 kPa，壓縮模量Es=18 MPa，泊松比μ=0.3。為了消除邊界條件對四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)承載性能的影響，地基土體采用長×寬×高為200 m×200 m×80 m的立方體，土體底面為全固定約束，側(cè)面施加水平約束，土體和基礎(chǔ)之間采用接觸對模擬。

圖1 有限元計算模型Fig.1 Finite element model

1.2 加載方式

采用位移控制法來實現(xiàn)基礎(chǔ)上外荷載的施加，即在加載控制點上施加某方向的位移，直至基礎(chǔ)處于極限狀態(tài)。所施加荷載的正向規(guī)定如圖2所示，其中T代表扭矩荷載，對應(yīng)位移為θ。

圖2 正向荷載規(guī)定Fig.2 Positive loading direction

1.3 計算方案

計算方案如表1所示。表中B0方案為基礎(chǔ)方案，其他方案均在基礎(chǔ)方案上改變相關(guān)參數(shù)。如表1中所示，L1、L2、L3和L4為L系列方案，變量只有筒裙高度L，依此類推，S系列方案變量為筒間距S。

1.4 模型驗證

為驗證有限元計算結(jié)果，開展了物理模型試驗。模型試驗(比尺1∶100)在長×寬×高為2 m×2 m×1.5 m的砂土土槽中展開，土體主要參數(shù)與計算模型一致。試驗主要針對0°、22.5°、45°這3個角度進行不同角度的水平承載力加載試驗，其中外力的加載通過推桿作用于模型上部的加載片實現(xiàn)，試驗裝置如圖3所示，物理模型試驗現(xiàn)場如圖4所示。

表1 計算方案Table 1 Calculation scheme

圖3 試驗加載測量簡圖Fig.3 Diagram of loading measuring device

在有限元計算中，采用與試驗相同的結(jié)構(gòu)尺寸和土體參數(shù)建立有限元模型。圖5給出了有限元與試驗的對比結(jié)果，二者的整體趨勢相似，有限元結(jié)果與模型試驗結(jié)果吻合較好，對于3組不同加載角度下的水平極限承載力，二者最大誤差為8.3%，平均誤差為4.8%，驗證了有限元模擬結(jié)果合理性。

2 承載力標準

本文采用Villalobos[16]描述的極限承載力確定方法：如圖6所示，在曲線彈性階段起點和塑性階段終點處分別作切線，2條切線相交于一點，然后從交點出發(fā)畫一條水平直線與曲線相交，將水平直線與曲線的交點定義為基礎(chǔ)的極限狀態(tài)，其對應(yīng)的荷載為相應(yīng)的承載力，如圖中圓點所示。為方便研究基礎(chǔ)的承載特性，對基礎(chǔ)筒體和筒體上研究路徑進行編號，如圖7所示。其中路徑1～4位于筒壁上沿-Z方向。

圖4 模型試驗Fig.4 Model test

圖5 試驗與有限元結(jié)果對比Fig.5 Comparison of test and finite element results

圖6 極限承載力確定標準Fig.6 Determination standard of ultimate bearing capacity

3 四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)的抗扭承載特性

在扭矩荷載作用下，四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)圍繞中心軸線發(fā)生扭轉(zhuǎn)運動，4個筒體的筒壁由于扭轉(zhuǎn)與周圍土體相互作用產(chǎn)生的土壓力分布具有較強的規(guī)律性，如圖8 所示。各個筒體的筒壁土壓力分布形態(tài)及大小近似相同，但主要分布位置存在順時針90°的相位差，由于土壓力分布的相似性，本節(jié)只選取筒A為研究對象。

圖7 四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)筒體編號Fig.7 Number of four-bucket jacket foundation

圖8 扭矩荷載作用下基礎(chǔ)筒壁土壓力Fig.8 Soil pressure of the bucket skirt under torque loading

3.1 筒裙高度的影響

圖9和圖10分別為砂土地基中不同筒裙高度的四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)扭矩-轉(zhuǎn)角曲線以及抗扭承載力與筒裙高度的關(guān)系曲線。由圖可知，四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)的抗扭承載能力隨著筒裙高度的增加逐漸提高，筒裙高度從9 m增加到21 m，極限承載力數(shù)值依次為5 240、6 330、7 410、8 740、9 680 MN·m，二者近似為線性關(guān)系，筒裙高度每增加3 m，基礎(chǔ)承載能力約提高18%。

圖9 不同筒裙高度基礎(chǔ)扭矩-轉(zhuǎn)角曲線Fig.9 Rotation-torque curves under different bucket skirt heights

圖10 不同筒裙高度下的基礎(chǔ)抗扭承載力Fig.10 Torque-bearing capacities of different bucket skirt heights

圖11 不同筒裙高度基礎(chǔ)筒壁土壓力分布Fig.11 Soil pressure of skirt under different bucket skirt heights

圖11為基礎(chǔ)達到抗扭承載能力后筒壁路徑1、3和2、4土壓力，從圖中可以看出，主動土壓力隨著埋深的增加在小范圍內(nèi)波動后，在筒體底部趨近于0，且基本不隨筒裙高度變化。而被動土壓力隨著埋深的增加呈現(xiàn)明顯的增長趨勢，且受到筒裙高度的明顯影響，各個路徑的被動土壓力均隨著筒裙高度的增加而增大。綜合各個路徑被動土壓力曲線可以看出路徑1、2、3均是筒體外側(cè)土體為被動區(qū)域，而路徑4是筒體內(nèi)側(cè)為被動區(qū)域，且路徑2、4的土壓力值相對較大，尤其是路徑2土壓力值最大。圖12為筒體底部沿筒周方向的土壓力，由圖可知，筒體內(nèi)外土壓力均隨著筒裙高度的增加而增大，且內(nèi)外土壓力分布呈現(xiàn)直角坐標系二、四象限對角形態(tài)，結(jié)合圖7的筒體路徑編號可知，此對角形態(tài)與圖11中各路徑的土壓力相對應(yīng)。綜上，可以認為筒裙高度的增加在一定程度上提高了基礎(chǔ)的抗扭承載能力，且基礎(chǔ)的各個筒體在扭轉(zhuǎn)的同時沿自身的一個對角方向發(fā)生傾斜。

圖12 不同筒裙高度基礎(chǔ)筒底土壓力分布Fig.12 Soil pressure of bottom under different bucket heights

圖13為在扭矩荷載作用下不同筒裙高度基礎(chǔ)對應(yīng)的地基等效塑性應(yīng)變云圖，由圖可知，不同筒裙高度下的地基等效塑性應(yīng)變云圖呈現(xiàn)統(tǒng)一的規(guī)律，與圖8的土壓力分布規(guī)律類似，四筒的土體破壞在形式上為從筒A開始，依次逆時針旋轉(zhuǎn)90°的對角破壞，且隨著筒裙高度的增加基礎(chǔ)筒壁外側(cè)與底部的等效塑性應(yīng)變范圍逐步擴大，基礎(chǔ)的抗扭承載能力逐漸提高。

3.2 筒間距的影響

圖14和圖15分別為砂土地基中，不同筒間距的四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)扭矩-轉(zhuǎn)角曲線以及抗扭承載力與筒間距的關(guān)系。由圖可知，四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)的抗扭承載能力隨著筒間距的增加，逐漸提高，筒間距從9 m增加到21 m，極限承載力數(shù)值依次為4 820、6 190、7 420、8 970、10 980 MN·m，二者近似為線性關(guān)系，筒間距每增加3 m，基礎(chǔ)抗扭承載力約提高23%。

圖14 不同筒間距基礎(chǔ)扭矩-轉(zhuǎn)角曲線Fig.14 Rotation-torque curves under different bucket spacing

圖15 不同筒間距的基礎(chǔ)抗扭承載力Fig.15 Torque-bearing capacities under different bucket spacing

圖16為基礎(chǔ)達到抗扭承載力時筒壁路徑1、3和路徑2、4土壓力，從圖中可以看出，路徑2、4的主動土壓力隨著埋深的增加基本沒有變化，且不受筒間距的影響，路徑1、3在小范圍內(nèi)波動，隨筒間距的變化比路徑2、4明顯，但仍呈現(xiàn)較小的影響。被動土壓力仍隨著埋深的增加呈現(xiàn)明顯的增長趨勢，除路徑2被動土壓力受到筒間距的明顯影響以外，其余路徑隨筒間距的變化均很小，其中路徑4基本不受筒間距變化的影響，但因為路徑2土壓力值是其他路徑的2倍左右，所以認為筒間距的增大在一定程度上可以提高基礎(chǔ)的抗扭承載能力。

圖17為筒體底部沿筒周方向的土壓力，由圖可知筒體外部土壓力隨著筒間距的增加而增大，內(nèi)部土壓力無明顯變化，且內(nèi)外土壓力分布仍呈現(xiàn)直角坐標系二四象限對角形態(tài)，結(jié)合圖7的筒體路徑編號可知，此對角形態(tài)與圖16中各路徑的土壓力相對應(yīng)。

圖17 不同筒間距基礎(chǔ)筒底土壓力分布Fig.17 Soil pressure of bottom under different bucket spacing

圖18為在扭矩荷載作用下不同筒間距基礎(chǔ)對應(yīng)的地基等效塑性應(yīng)變云圖，由圖可知，當筒間距為9 m時，筒群效應(yīng)較為明顯。隨著筒間距的增大，筒群效應(yīng)不斷減弱，當筒間距增大至一定程度后，各筒體之間基本不再存在明顯的相互作用，綜上可知，筒間距的增大在一定程度上降低了四筒基礎(chǔ)的筒群效應(yīng)，且隨著筒間距的增大，等效塑性應(yīng)變值逐漸增大，基礎(chǔ)的抗扭承載能力逐漸提高。

4 結(jié)論

1)四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)在純扭矩荷載作用下的土體破壞呈現(xiàn)一種從某一筒體開始，依次逆時針旋轉(zhuǎn)90°的對角破壞，且筒體內(nèi)外土壓力分布也呈現(xiàn)對角形態(tài)，各個筒體在扭轉(zhuǎn)的同時沿自身的一個對角方向發(fā)生了傾斜。

2)隨著筒裙高度的增加，四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)達到抗扭承載能力后筒壁埋深方向的主動土壓力沒有明顯變化，而被動土壓力明顯增大，筒體底部沿筒周方向的筒體內(nèi)外土壓力也呈現(xiàn)增大趨勢，并呈現(xiàn)直角坐標系二四象限對角形態(tài)分布。同時，基礎(chǔ)筒壁外側(cè)與底部的等效塑性應(yīng)變范圍逐步擴大。

3)隨著筒間距的增大，四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)達到抗扭承載力時筒壁埋深方向的主動土壓力沒有明顯變化，但波動范圍略大于筒裙高度，而被動土壓力較大的一側(cè)有明顯的增長趨勢，筒體底部沿筒周方向的筒體外部土壓力明顯增大，而內(nèi)部土壓力無明顯變化，但內(nèi)外土壓力分布仍呈現(xiàn)直角坐標系二四象限對角形態(tài)。

4)筒裙高度和筒間距的增加均提高了基礎(chǔ)的抗扭承載力，且四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)的扭矩極限承載力隨著2種變量的增加近似呈線性增長，增長速率也近似相同。