上硬下軟地層中樁盤復(fù)合基礎(chǔ)V-H承載特性

鄒新軍，王奕康，周 密

(1.湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，長沙 410082;2.建筑安全與節(jié)能教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(湖南大學(xué))，長沙 410082；3.亞熱帶建筑科學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(華南理工大學(xué))，廣州 510640)

近幾年，由傳統(tǒng)基礎(chǔ)形式結(jié)合而成的復(fù)合基礎(chǔ)被許多學(xué)者提出并應(yīng)用在陸上工程[3]和海洋工程[4]。針對海上風(fēng)機(jī)發(fā)展面臨的問題，一種新型的樁盤復(fù)合基礎(chǔ)被提出，該基礎(chǔ)結(jié)合了單樁基礎(chǔ)與重力式基礎(chǔ)的優(yōu)點(diǎn)，可同時(shí)發(fā)揮樁基礎(chǔ)與重力式基礎(chǔ)的承載優(yōu)勢。對于V-H聯(lián)合受荷下樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的承載特性，許多學(xué)者進(jìn)行了研究。Arshi等[4]基于室內(nèi)模型實(shí)驗(yàn)，研究了樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的摩擦盤盤徑、盤下土體的強(qiáng)度和摩擦盤與泥面之間的初始接觸狀態(tài)對基礎(chǔ)在砂土中水平承載力的影響；Stone等[5]通過離心機(jī)實(shí)驗(yàn)，探究了樁盤復(fù)合基礎(chǔ)中樁基礎(chǔ)和摩擦盤在被固定和非固定兩種狀態(tài)下的水平承載特性；El-Marassi[6]基于離心機(jī)實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)樁盤復(fù)合基礎(chǔ)在V-H組合荷載作用下，基礎(chǔ)的水平承載力在V/Vmax≈0.4時(shí)達(dá)到最大值；Wang等[7-8]通過離心機(jī)實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬證明在砂土中，樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的水平承載力比對應(yīng)單樁基礎(chǔ)的水平承載力提高了50%～350%；Trojnar[9]基于室內(nèi)模型實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬，得到了樁盤復(fù)合基礎(chǔ)在砂土中的水平受荷破壞機(jī)制；Anastasopoulos等[10]從工程實(shí)際的角度提出了樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的安裝方法，即首先將中間留有孔位的重力式基礎(chǔ)浮運(yùn)并安裝到位，然后將單樁基礎(chǔ)在對應(yīng)孔位打樁至設(shè)計(jì)深度。打樁完成后，在樁基礎(chǔ)和重力式基礎(chǔ)的連接部件之間灌漿，以此實(shí)現(xiàn)樁基礎(chǔ)與重力式基礎(chǔ)的完全固定，從而完成樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的安裝。

目前，關(guān)于在上層砂土下層黏土地層中V-H聯(lián)合受荷狀態(tài)下樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的承載特性研究十分有限，而中國南海地區(qū)許多海域均呈上硬下軟的地層分布狀態(tài)[11]。由于在上砂下黏地層中，樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的V-H聯(lián)合受荷承載特性和破壞機(jī)制與其在純砂土和純黏土地層中是完全不同的。因此，開展樁盤復(fù)合基礎(chǔ)在上層砂土下層黏土地層中的V-H承載特性研究十分必要。鑒于此，通過自行設(shè)計(jì)制作的V-H聯(lián)合加載裝置，完成了對樁盤復(fù)合基礎(chǔ)在上層砂土下層黏土地層中的加載測試，其中水平荷載H等效為作用在泥面處樁中心的水平力H和彎矩M(M=H×e,e為加載點(diǎn)高度到泥面的距離)，據(jù)此探討了不同摩擦盤盤徑對于樁盤復(fù)合基礎(chǔ)V-H聯(lián)合受荷承載特性的影響，得到了不同工況下樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的水平荷載-位移曲線及樁身彎矩分布。經(jīng)無量綱化處理和擬合，得到了不同盤徑下復(fù)合基礎(chǔ)的V-H承載力包絡(luò)線及簡化計(jì)算公式。此外，結(jié)合工程實(shí)際進(jìn)行了一系列的數(shù)值模擬計(jì)算，探究了摩擦盤盤徑和加載點(diǎn)高度對于復(fù)合基礎(chǔ)V-H承載力包絡(luò)線的影響，并通過擬合得到了樁盤復(fù)合基礎(chǔ)水平及彎矩承載力公式，可供工程應(yīng)用參考。

1 模型實(shí)驗(yàn)

1.1 樁基礎(chǔ)與摩擦盤幾何尺寸及參數(shù)

針對海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)樁徑為3 m、入土深度為40 m的樁基礎(chǔ)原型，以及盤徑為24 m、盤高為1.6 m的重力式基礎(chǔ)原型，根據(jù)相似比原理，按照1∶65的幾何縮尺比確定樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的幾何尺寸。對于樁基礎(chǔ)，選取樁長L為620 mm、外徑Dp為48 mm、內(nèi)徑為44 mm的6061-T6鋁合金管樁作為模型樁。模型樁底部采用實(shí)心鐵質(zhì)圓錐封底，形成底部封閉式管樁。模型樁表面使用砂紙沿與圓周呈±45°的方向交叉打磨，以增加樁身表面的粗糙度。樁身外表面對稱粘貼9對BF120-3AA型彎矩應(yīng)變片，應(yīng)變片電阻為(120±0.5)Ω，靈敏度系數(shù)為2.08±0.01，其布置如圖1所示。應(yīng)變片四周及表面涂抹環(huán)氧樹脂進(jìn)行保護(hù)和防水處理。應(yīng)變片導(dǎo)線由應(yīng)變片旁邊小孔引入樁身內(nèi)部，然后統(tǒng)一通過靠近樁頭處的預(yù)留圓孔引出。應(yīng)變片采用1/4橋接法連接在DH3816型應(yīng)變箱上，試驗(yàn)過程中通過采集應(yīng)變片的應(yīng)變變化，經(jīng)式(1)換算得到樁身不同深度處的彎矩：

(1)

式中:EI為模型樁的抗彎剛度;Δε=ε1-ε2，為同一深度處樁身兩側(cè)應(yīng)變差。采用簡支梁法對模型樁進(jìn)行了標(biāo)定，測得模型樁抗彎剛度為5.49 kN·m2。

對于重力式基礎(chǔ)，選用盤徑Dw分別為267、322、366 mm，盤高為25 mm的實(shí)心鋁制摩擦盤，其中鋁盤中間預(yù)留一略大于模型樁外徑的圓孔，并且固定有一高60 mm、外徑78 mm的盤領(lǐng)，作為樁基礎(chǔ)與摩擦盤基礎(chǔ)固定的過渡結(jié)構(gòu)(在盤領(lǐng)一側(cè)開有螺紋孔)。摩擦盤尺寸如圖1所示。

1.2 模型箱及聯(lián)合加載和測量裝置

實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ拖涑叽鐬? 600 mm×1 400 mm×1 000 mm(長×寬×高)，模型箱的剖面及平面布置如圖2、3所示。模型箱兩側(cè)面為可視化鋼化玻璃，可在土體填筑過程中觀察土層分布情況。當(dāng)水平荷載施加到樁頭上時(shí)，樁盤復(fù)合基礎(chǔ)會擠壓周圍土體。為消除邊界效應(yīng)及基礎(chǔ)間的相互影響，使樁盤復(fù)合基礎(chǔ)與模型箱壁在水平荷載加載方向上的距離大于1.4Dw[7],在平面垂直加載方向上,基礎(chǔ)間的距離大于0.8Dw和6Dp。樁底與模型箱底的距離取大于7Dp，此距離可認(rèn)為足以避免由樁體傳遞下來的豎向應(yīng)力引起的邊界效應(yīng)[12]。

[9] Tuomas R?s?nen, Simo Laakkonen：《冷戰(zhàn)和環(huán)境：芬蘭在波羅的海地區(qū)國際環(huán)境政治方面的角色》，翟偉康譯，《AMBIO-人類環(huán)境雜志》2007年第1期，第220頁。

圖2 試驗(yàn)加載裝置示意(mm)Fig.2 Schematic of test loading system(mm)

圖3 樁盤復(fù)合基礎(chǔ)布置示意(mm)Fig.3 Layout of monopile-friction wheel hybrid foundation(mm)

水平向和豎向荷載采用氣動加載的方式施加，該聯(lián)合加載裝置包括水平和豎向反力架、氣泵、調(diào)壓表、氣壓表、力傳感器、氣缸和樁頭球鉸等。為保證樁身在受水平荷載發(fā)生偏轉(zhuǎn)和受豎向荷載發(fā)生沉降時(shí)保持V和H的相互關(guān)系不變，水平加載氣缸和豎向加載氣缸均通過螺栓固定在可滑動導(dǎo)軌上，并且將V與H通過樁頭球鉸施加到樁身，從而保證了豎向和水平荷載的施加方向始終保持不變。水平位移由一臺激光位移傳感器測定，其安裝在水平加載點(diǎn)高度處。豎向位移由在樁頭上方沿水平加載方向平行安裝的兩臺激光位移傳感器測定(如圖2、4所示)。

圖4 加載裝置布置Fig.4 Loading device layout

1.3 土層填筑及樁盤復(fù)合基礎(chǔ)模型的安裝

本研究模擬的是上層砂土下層黏土的地層分布形式。黏土采用湘江枯水期淤泥質(zhì)軟土，首先在桶形容器中將土加水?dāng)嚢璧玫骄鶆虻挠倌噘|(zhì)黏土，之后將土樣攤開風(fēng)干備用，保證黏土的含水率控制在合適的范圍內(nèi)。每組實(shí)驗(yàn)的黏土層填筑深度為700 mm，分為5層填筑，每層140 mm。黏土填筑過程中，采用5 kg 的砝碼從60 cm的高度自由落下進(jìn)行夯實(shí)。黏土填筑完畢后，在重塑黏土層表面壓重進(jìn)行排水固結(jié)并將其長時(shí)間靜置，以滿足正常固結(jié)的要求。靜置完成后，使用十字板剪切儀測得飽和黏土層不同深度開挖面表層不同區(qū)域的不排水抗剪強(qiáng)度su，計(jì)算得到其平均不排水抗剪強(qiáng)度，并在黏土層不同深度開挖面表層的不同區(qū)域取樣，測量并計(jì)算得到其平均含水率。由試驗(yàn)測試結(jié)果可知，黏土層不同深度開挖面表層黏土的su和含水率相差不大，因此，選取黏土層不同深度開挖面表層黏土su和含水率的平均值來代表黏土層的不排水抗剪強(qiáng)度和含水率，試驗(yàn)所用黏土的土體參數(shù)如表1所示。

表1 黏土參數(shù)Tab.1 Properties of clay

本實(shí)驗(yàn)所用砂土為中國福建標(biāo)準(zhǔn)砂。填筑的砂土層厚度為300 mm，采用砂雨法進(jìn)行均勻填筑,填筑過程中控制砂土層的相對密實(shí)度為65%左右。經(jīng)取樣測試，砂土的土體參數(shù)如表2所示。

表2 砂土參數(shù)Tab.2 Properties of sand

樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的安裝過程如下：首先將摩擦盤安放在設(shè)計(jì)樁位，然后用鐵錘將模型樁沿摩擦盤中間預(yù)留孔位緩慢勻速貫入至設(shè)計(jì)埋深(過程中確保模型樁勻速下沉并且保持垂直)，最后使用螺栓將摩擦盤盤領(lǐng)和模型樁固定，使其不能相對滑動。

1.4 加載方案

加載方案共分為4組，如表3所示，第①、②組試驗(yàn)首先測試單樁及不同盤徑的樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的水平極限承載力Hu及豎向極限承載力Vu;第③、④、⑤組試驗(yàn)測試單樁及兩種不同盤徑下樁盤復(fù)合基礎(chǔ)在樁頂分別預(yù)先施加豎向力為0.3Vu、0.6Vu和0.9Vu情況下的水平極限承載力(Vu分別取不同基礎(chǔ)對應(yīng)的豎向極限承載力)。

表3 聯(lián)合加載方案Tab.3 Combined loading schemes

加載方法：本研究的試驗(yàn)?zāi)康氖堑玫綐侗P復(fù)合基礎(chǔ)的V-H承載力包絡(luò)線，且由于是V-H聯(lián)合加載，水平荷載不宜采用循環(huán)加載法，采用慢速維持法進(jìn)行加載。加載過程中以每5 min的加載點(diǎn)變形量小于等于0.01 mm為每級荷載的加載穩(wěn)定標(biāo)準(zhǔn)。樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的豎向極限承載力及水平極限承載力均取其荷載-位移曲線發(fā)生明顯陡降的起始點(diǎn)對應(yīng)的荷載。

2 模型試驗(yàn)結(jié)果

2.1 盤徑對樁盤復(fù)合基礎(chǔ)承載力的影響

圖5展示了單樁及3種不同盤徑下樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的水平荷載-位移曲線。可以看出，在荷載-位移曲線的線性部分，樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的水平剛度明顯大于單樁基礎(chǔ)。對于單樁基礎(chǔ)(Dw=0 cm)，在加載點(diǎn)位移達(dá)到大約0.75 cm時(shí)，其荷載-位移曲線達(dá)到拐點(diǎn)，得到單樁基礎(chǔ)的水平承載力為209.72 N。對于樁盤復(fù)合基礎(chǔ)，當(dāng)復(fù)合基礎(chǔ)達(dá)到水平極限狀態(tài)時(shí)，其對應(yīng)的加載點(diǎn)水平位移分別為 0.7 cm(Dw=26.7 cm)、0.69 cm(Dw=32.2 cm)和0.65 cm(Dw=36.6 cm)，即隨著摩擦盤盤徑的增加，復(fù)合基礎(chǔ)水平極限承載狀態(tài)下的水平位移會減小。而對于不同盤徑的樁盤復(fù)合基礎(chǔ)，其水平極限承載力Hu相對于單樁基礎(chǔ)，分別提高了33.14%(Dw=26.7 cm)、47.73%(Dw=32.2 cm)和60.33%(Dw=36.6 cm)。因此，增加摩擦盤的盤徑對于基礎(chǔ)水平極限承載力的提高作用是明顯的。

圖5 樁頂水平荷載-位移曲線Fig.5 Horizontal load-displacement curves of pile head

圖6為盤徑Dw=32.2 cm的樁盤復(fù)合基礎(chǔ)在水平極限承載狀態(tài)下的破壞示意?？梢钥闯?，在加載方向前側(cè)，樁盤復(fù)合基礎(chǔ)摩擦盤的右側(cè)邊陷入泥面，擠壓盤后側(cè)土體從而導(dǎo)致泥面隆起和裂開。而在水平加載方向后側(cè)，摩擦盤與泥面脫開形成間隙。由樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的破壞模式可知，當(dāng)復(fù)合基礎(chǔ)抵抗水平荷載時(shí)，摩擦盤的后側(cè)擠壓盤下和盤后土體，從而使土體產(chǎn)生與加載方向相反的摩擦力和垂直接觸面的被動土抗力，由此產(chǎn)生的水平抗力和恢復(fù)力矩提高了復(fù)合基礎(chǔ)的水平與彎矩承載力。

圖6 基礎(chǔ)周圍土破壞形態(tài)Fig.6 Soil failure patterns around the foundation

2.2 V對單樁及樁盤復(fù)合基礎(chǔ)承載力的影響

為研究豎向荷載對樁盤復(fù)合基礎(chǔ)承載力的影響，分別對單樁基礎(chǔ)和兩種不同盤徑的樁盤復(fù)合基礎(chǔ)預(yù)先施以不同的豎向荷載，然后施加水平荷載直至破壞，得到其對應(yīng)的樁身水平及彎矩承載特性(實(shí)驗(yàn)組③、④、⑤)。試驗(yàn)過程中，首先對不同盤徑的樁盤復(fù)合基礎(chǔ)進(jìn)行單一作用V的載荷試驗(yàn)(實(shí)驗(yàn)組②)，得到對應(yīng)的Vu分別為 605 N(Dw=0 cm)、2 796 N(Dw=26.7 cm)和5 571 N(Dw=36.6 cm)。在此基礎(chǔ)上進(jìn)行V-H組合加載測試。

圖7(a)為單樁基礎(chǔ)在樁頂預(yù)加豎向荷載分別為0、182 N(0.3Vu(P))、363 N(0.6Vu(P))和545 N(0.9Vu(P))時(shí)的加載點(diǎn)水平荷載(H)-位移(Hdis)曲線。可以看出，豎向荷載對單樁基礎(chǔ)的水平承載特性影響較為有限，隨著V的增大，單樁基礎(chǔ)水平極限承載力僅有較小幅度的提高。出現(xiàn)此現(xiàn)象的原因在于在上硬下軟的地層中，預(yù)施加豎向荷載會使樁身發(fā)生沉降，樁身側(cè)摩阻力得到發(fā)揮，但其對樁身水平抗力的提高作用較為有限。

圖7(b)為盤徑為26.7 cm的樁盤復(fù)合基礎(chǔ)在樁頂預(yù)施加豎向荷載為0、839 N(0.3Vu(PW1))、1 677 N(0.6Vu(PW1))和 2 516 N(0.9Vu(PW1))時(shí)，樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的樁頂水平荷載(H)-位移(Hdis)曲線?？梢钥闯?，當(dāng)V從0增加到839 N(0.3Vu(PW1))時(shí)，復(fù)合基礎(chǔ)的初始水平剛度有了明顯提高，水平極限承載力從319.3 N增加到369.7 N，提高了大約15.8%。而當(dāng)V增加到1 677 N(0.6Vu(PW1))時(shí)，水平極限承載力從369.7 N增加到409.7 N，提高了大約10.8%。然而當(dāng)V增加到2 516 N(0.9Vu(PW1))時(shí)，水平極限承載力從409.7 N減小到302.2 N。出現(xiàn)此現(xiàn)象的原因在于當(dāng)預(yù)加豎向荷載傳遞到摩擦盤上時(shí)，盤下土體會在摩擦盤的擠壓作用下產(chǎn)生較大的被動土壓力，且此被動土壓力隨著預(yù)加豎向力的增加而增大。當(dāng)樁頭產(chǎn)生水平位移時(shí)，盤下土體將產(chǎn)生較大的水平摩阻力和作用在泥面處樁身中心的恢復(fù)力矩，從而提高復(fù)合基礎(chǔ)的承載力。當(dāng)豎向荷載接近極限承載力時(shí)，豎向荷載的P-Δ效應(yīng)增強(qiáng)，導(dǎo)致基礎(chǔ)的水平承載力下降。Arshi等[3]通過一系列砂土中樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的承載特性室內(nèi)模型試驗(yàn)，得到了類似的結(jié)論，即在砂土中，初始的摩擦盤與盤下土體的接觸狀態(tài)將顯著影響樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的水平承載特性。

圖7 不同豎向荷載下的樁頂水平荷載-位移曲線Fig.7 Horizontal load-displacement curves at pile head under different vertical loads

圖7(c)為盤徑為36.6 cm的樁盤復(fù)合基礎(chǔ)在預(yù)加豎向荷載V=0、1 671 N(0.3Vu(PW2))、3 343 N (0.6Vu(PW2))和 5 014 N(0.9Vu(PW2))時(shí)，樁頂?shù)乃胶奢d-位移曲線?？梢钥闯?在V從0增加到0.6Vu(PW2)的過程中，樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的水平承載力和水平剛度均有較大幅度的提高，然而隨著豎向力V的增加，其會降低樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的水平承載力。例如，當(dāng)V從0增加到0.3Vu(PW2)時(shí)，樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的水平極限承載力從336.24 N增加到了534.86 N，提高了大約59%；而當(dāng)V從0.3Vu(PW2)增加到0.6Vu(PW2)，樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的水平極限承載力從534.86 N減小到了497.49 N；而當(dāng)V從0.6Vu(PW2)增加到0.9Vu(PW2)時(shí)，樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的水平極限承載力從534.86 N 減小到了198.14 N。出現(xiàn)此現(xiàn)象的原因在于當(dāng)樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的豎向預(yù)荷載增加時(shí)，摩擦盤提供的水平抗力和恢復(fù)力矩隨之增大，從而提高了樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的水平極限承載力。而隨著豎向荷載V的進(jìn)一步提高，基礎(chǔ)周圍的土體逐漸進(jìn)入彈塑性階段，在水平和豎向荷載的雙重作用下，樁盤復(fù)合基礎(chǔ)周圍的土體快速進(jìn)入塑性階段，同時(shí)P-Δ效應(yīng)在此時(shí)發(fā)揮作用，因此，樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的水平極限承載力被削弱，且由于此時(shí)的V較大,水平承載力的削弱作用比圖7(b)中的現(xiàn)象更加明顯。El-Marassi[6]通過一系列數(shù)值模擬和離心機(jī)試驗(yàn)，證明了在砂土中，預(yù)加豎向力對于樁盤復(fù)合基礎(chǔ)水平承載特性的影響是一個由增強(qiáng)到減弱的過程，即存在一個提高樁盤復(fù)合基礎(chǔ)水平承載力的最優(yōu)豎向荷載值。

2.3 單樁與樁盤復(fù)合基礎(chǔ)樁身彎矩分布

單樁基礎(chǔ)與不同盤徑下的樁盤復(fù)合基礎(chǔ)在單向水平受荷后的樁身彎矩分布如圖8所示。由圖8(a)與8(b)對比可知，在相同水平荷載下，樁盤復(fù)合基礎(chǔ)中靠近泥面處的樁身彎矩值比單樁基礎(chǔ)明顯減小，同時(shí),樁身最大彎矩值也有明顯降低，并且隨著盤徑的增加，樁身最大彎矩值的位置會有所上升，但均保持在泥面下2～4倍樁徑附近。圖9為不同豎向荷載下，兩種不同盤徑(Dw=26.7和36.6 cm)樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的樁身彎矩分布。由圖9(a)可知，當(dāng)V由0 N增加到1 677 N (0.6VPW1(ult))時(shí)，樁身最大彎矩在較小水平荷載狀態(tài)(100 N)和較大水平荷載狀態(tài)(300 N)時(shí)均有明顯的減小，樁身的水平承載力得以提高。而當(dāng)V由1 677 N增加到2 516 N(0.9VPW1(ult))時(shí)，樁身彎矩整體呈現(xiàn)增加的趨勢，同樣的結(jié)論也可以由圖9(b)得出。由此可見,樁盤復(fù)合基礎(chǔ)在上硬下軟的地層中，隨著預(yù)加豎向力的增加，水平受荷狀態(tài)下的樁身彎矩先減小后增加。

圖8 無豎向荷載時(shí)樁身彎矩分布Fig.8 Bending moment curves of pile shaft without vertical load

圖9 不同豎向荷載下樁身彎矩分布Fig.9 Bending moment curves of pile shaft under different vertical loads

2.4 V-H組合承載力包絡(luò)線

選取圖7中單樁及不同盤徑下樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的水平荷載-位移曲線拐點(diǎn)處的水平反力，并結(jié)合海上樁基0.1Dp的豎向變形控制標(biāo)準(zhǔn)[13]，確定基礎(chǔ)的水平極限承載力，將其無量綱化處理后擬合，得到了無量綱的V-H聯(lián)合受荷樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的承載力包絡(luò)線。由圖10可知，豎向荷載V對復(fù)合基礎(chǔ)的水平承載力先是正向的增強(qiáng)作用，在豎向荷載增加到某一定值時(shí)，其會對樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的水平承載力產(chǎn)生消極的削減作用。

圖10 單樁與不同盤徑樁盤復(fù)合基礎(chǔ)V-H承載力包絡(luò)線Fig.10 V-H bearing capacity envelopes of monopile and hybrid foundations with different wheel diameters

為便于工程設(shè)計(jì)應(yīng)用，對圖10中的基礎(chǔ)無量綱承載力包絡(luò)線進(jìn)行擬合，得到對應(yīng)的基礎(chǔ)在上層砂土下層黏土地層中的承載力計(jì)算公式，如式(2)所示。式(2a)為單樁基礎(chǔ)承載力計(jì)算公式，式(2b)為Dw/L=0.43時(shí)的復(fù)合基礎(chǔ)承載力計(jì)算公式，式(2c)為Dw/L=0.59時(shí)的復(fù)合基礎(chǔ)承載力計(jì)算公式。在實(shí)際應(yīng)用中，首先分別確定水平和豎向力單獨(dú)作用下的樁盤復(fù)合基礎(chǔ)極限承載力Hu和Vu,然后將基礎(chǔ)實(shí)際受到的等效水平及豎向荷載代入式(2)中，若等式左側(cè)小于1，則表明滿足設(shè)計(jì)要求，相反若等式左側(cè)大于1，則說明樁盤復(fù)合基礎(chǔ)處于不可靠狀態(tài)，應(yīng)該調(diào)整設(shè)計(jì)。

3 數(shù)值模擬

3.1 計(jì)算模型及參數(shù)選取

為進(jìn)一步探究不同參數(shù)對樁盤復(fù)合基礎(chǔ)V-H承載力包絡(luò)線的影響，使用大型通用有限元軟件ABAQUS[14]進(jìn)行數(shù)值分析，模擬上層砂土下層黏土地層中V-H組合荷載作用下樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的承載特性。如圖11所示，首先依據(jù)模型試驗(yàn)的尺寸和參數(shù)建立數(shù)值模型，基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)采用線彈性本構(gòu)模型，砂土和黏土均采用Mohr-Coulomb準(zhǔn)則[15]進(jìn)行模擬，采用的砂土和黏土的參數(shù)如表1、2所示?；A(chǔ)與土層之間摩擦系數(shù)取為0.4，并允許基礎(chǔ)與土體脫開。數(shù)值模擬計(jì)算中，樁端的位移并未被約束，樁端與土體的接觸形式與模型試驗(yàn)中的一致，即自由接觸且允許脫開。樁端和樁側(cè)與土體之間通過設(shè)置接觸對，定義了法向和切向接觸屬性。砂土層和黏土層的模擬是通過將一個整體土層Part切分為兩個部分，并分別將兩個部分賦予砂土和黏土的土體參數(shù)而建立。土體模型水平向邊界為2Dw,樁底與模型底部的邊界為L,以此來消除邊界效應(yīng)。通過對比模型試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模型結(jié)果，對數(shù)值模型的建模方法和所采用參數(shù)的合理性進(jìn)行了驗(yàn)證。由圖12可知，數(shù)值模型的計(jì)算結(jié)果與模型試驗(yàn)結(jié)果較為一致，因此，可認(rèn)為數(shù)值模型選取的建模方法和采用的土體參數(shù)是符合實(shí)際的。

圖11 有限元計(jì)算模型Fig.11 Finite element model

圖12 試驗(yàn)與數(shù)值模型水平荷載-位移曲線對比Fig.12 Comparison between horizontal load-displacement curves of model test results and numerical model results

在此基礎(chǔ)上，參照海上風(fēng)機(jī)的工程實(shí)際，建立了樁盤復(fù)合基礎(chǔ)數(shù)值模型。樁基礎(chǔ)的樁長為L,樁徑為Dp,摩擦盤盤徑為Dw,加載點(diǎn)高度為e。樁基礎(chǔ)和摩擦盤均采用鋼材材質(zhì)，重度為78.5 kN/m3,彈性模量為210 GPa，泊松比為0.17。砂土和黏土采用的參數(shù)如表4所示,砂土和黏土彈性模量等參數(shù)的選取根據(jù)室內(nèi)三軸試驗(yàn)的結(jié)果和參考文獻(xiàn)所推薦的計(jì)算方法確定[11,16-18]，其中黏土層的不排水抗剪強(qiáng)度根據(jù)實(shí)際海床黏土層分布特點(diǎn)設(shè)定為su=sum+kz，式中sum為黏土層上表層黏土的不排水抗剪強(qiáng)度，z為深度,k為不排水抗剪強(qiáng)度隨深度增加的梯度，取k=1 kPa/m[19-20]。

表4 數(shù)值模型土體參數(shù)Tab.4 Properties of soil in numerical models

圖13(a)為不同盤徑下樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的V-H承載力包絡(luò)線，可以看出，隨著盤徑的增加，其V-H承載力包絡(luò)線逐漸擴(kuò)大，且擴(kuò)大的速度呈增加趨勢。樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的承載力包絡(luò)線上最大水平承載力對應(yīng)的豎向力相對值V/Vu隨著盤徑的增加而增加，并且V/Vu保持在0.5～0.6。

圖13 樁盤復(fù)合基礎(chǔ)V-H聯(lián)合承載力包絡(luò)線Fig.13 V-H bearing capacity envelopes of the hybrid foundations

圖13(b)為不同水平加載點(diǎn)高度下的樁盤復(fù)合基礎(chǔ)V-H承載力包絡(luò)線。可以看出，隨著水平加載點(diǎn)高度的增加，V-H承載力包絡(luò)線逐漸縮小，同時(shí)，包絡(luò)線上最大水平承載力對應(yīng)的預(yù)加豎向荷載也呈現(xiàn)遞減的趨勢。原因在于當(dāng)水平加載點(diǎn)提高時(shí)，基礎(chǔ)在承受相同大小水平力的情況下，其泥面處的彎矩荷載隨e的增加而增大，從而使得基礎(chǔ)周圍的土體更加容易進(jìn)入塑性破壞狀態(tài)。

3.2 經(jīng)驗(yàn)公式及驗(yàn)證

(3)

為驗(yàn)證公式的實(shí)際應(yīng)用價(jià)值，選取了兩個符合實(shí)際海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)受力特征的工況[21]進(jìn)行驗(yàn)證。工況1為3.6 MW的海上風(fēng)機(jī)，選取的模型參數(shù)為盤徑Dw=22 m,樁徑Dp=4 m,加載點(diǎn)高度e=80 m,豎向荷載V=3 MN,樁長L=40 m。由公式計(jì)算得到的樁盤復(fù)合基礎(chǔ)水平承載力為13.15 MN,對應(yīng)的數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果為13.07 MN,相對誤差為0.61%。工況2為5 MW的海上風(fēng)機(jī)塔，選取的模型參數(shù)為盤徑Dw=26 m,樁徑Dp=4 m,加載點(diǎn)高度e=90 m,豎向荷載V=7 MN,樁長L=40 m。由公式計(jì)算得到的樁盤復(fù)合基礎(chǔ)水平承載力為13.71 MN,對應(yīng)的數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果為13.79 MN,相對誤差為0.58%。由此說明此經(jīng)驗(yàn)公式是可靠的，可根據(jù)實(shí)際情況用于估計(jì)樁盤復(fù)合基礎(chǔ)在上硬下軟地基中V-H聯(lián)合荷載下的水平承載能力。

4 結(jié) 論

1)樁盤復(fù)合基礎(chǔ)由于在泥面處添加了摩擦盤，其水平及彎矩承載力相對于單樁基礎(chǔ)提高了30%～60%。樁盤復(fù)合基礎(chǔ)水平承載機(jī)制為：樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的摩擦盤擠壓盤下及盤后土體，使泥面處砂土被擠密并產(chǎn)生相應(yīng)的被動土壓力，由此產(chǎn)生盤下水平摩阻力和作用在樁中心的恢復(fù)力矩，從而提高了基礎(chǔ)的水平及彎矩承載力。

2)在V-H共同作用下，樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的水平承載力隨著豎向荷載的增加先增強(qiáng)然后減小。表明在上硬下軟的地層中，預(yù)加豎向荷載V對樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的水平承載力提高存在一個最優(yōu)值,為(0.5～0.6)Vu。

3)樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的泥面處彎矩值和樁身最大彎矩值相對于單樁基礎(chǔ)有明顯的減小。樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的樁身最大彎矩位置相較單樁基礎(chǔ)有所提升，但基本位于泥面下2～4倍樁徑范圍內(nèi)。在V-H共同作用下，隨著V的增加，樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的樁身彎矩最大值首先減小，在V達(dá)到最優(yōu)值時(shí)，樁身彎矩又呈現(xiàn)增大的趨勢。

4)通過對試驗(yàn)結(jié)果擬合得到了無量綱化的V-H聯(lián)合受荷樁盤復(fù)合基礎(chǔ)承載力包絡(luò)線，發(fā)現(xiàn)樁盤復(fù)合基礎(chǔ)的盤徑對承載力包絡(luò)線的影響主要體現(xiàn)在基礎(chǔ)的水平承載力大小及最優(yōu)豎向荷載V/Vu大小上。同時(shí)給出了考慮盤徑對承載力包絡(luò)線影響的簡化計(jì)算公式。通過數(shù)值模擬進(jìn)行的一系列參數(shù)分析，得到了考慮豎向荷載、加載點(diǎn)高度及盤徑的樁盤復(fù)合基礎(chǔ)水平承載力計(jì)算公式。