雙向循環(huán)荷載下海上風(fēng)機(jī)群樁基礎(chǔ)累積變形特征分析

胡俊杰， 劉杰， 楊越*

(1.重慶市水利電力建筑勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司， 重慶 400020； 2.重慶交通大學(xué)河海學(xué)院， 重慶 400074)

隨著傳統(tǒng)能源日益枯竭和環(huán)境污染逐漸加劇，海上風(fēng)能資源因清潔可再生、綠色環(huán)保且儲(chǔ)備豐富逐漸成為各國(guó)能源領(lǐng)域的研究熱點(diǎn)。開(kāi)發(fā)利用海上風(fēng)能資源得到重視，逐漸上升到了中國(guó)的能源戰(zhàn)略高度。截至2020年底，中國(guó)已成為世界上最大的海上風(fēng)電發(fā)展市場(chǎng)，但研究發(fā)現(xiàn)仍存在91.9%的海上風(fēng)能資源尚未開(kāi)發(fā)[1]，這表明中國(guó)海上風(fēng)電發(fā)展方興未艾。作為現(xiàn)存海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)運(yùn)用最廣泛且研究最為集中的基礎(chǔ)形式，服役期內(nèi)鋼管樁基礎(chǔ)不僅承受自重及臺(tái)風(fēng)等極端條件下可能存在的豎向循環(huán)荷載，更要承受風(fēng)、波、流等周期性水平循環(huán)荷載。復(fù)雜荷載作用下海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)會(huì)產(chǎn)生永久側(cè)向變形，調(diào)查顯示因荷載作用誘發(fā)基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)變形過(guò)大破壞導(dǎo)致風(fēng)電機(jī)組故障占據(jù)總破壞量的18%以上[2]，因此有必要深入開(kāi)展復(fù)雜荷載作用下海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)累積變形特性的研究。

現(xiàn)階段圍繞鋼管樁基礎(chǔ)承載及變形特性研究逐漸由單樁、單向荷載向群樁、多向荷載發(fā)展，前者如Depina[3]、張陳蓉等[4]通過(guò)推導(dǎo)土體剛度衰減演化模型，進(jìn)一步揭示了在水平循環(huán)荷載下單樁的水平累積位移演化規(guī)律。鄭金海等[5]、Guan等[6]、Li等[7]則通過(guò)開(kāi)展試驗(yàn)，研究了水平循環(huán)荷載作用下單樁及樁周土體變形特性。張勛等[8]通過(guò)自制的土體-單樁模型試驗(yàn)系統(tǒng)開(kāi)展了水平循環(huán)荷載作用下單樁樁頂累積變形模型試驗(yàn)。胡安峰等[9]通過(guò)ABAQUS實(shí)現(xiàn)雙向循環(huán)荷載下的優(yōu)化土體剛度衰減模型，分析了雙向循環(huán)荷載耦合作用下單樁基礎(chǔ)的變形特征。Zhang等[10]通過(guò)提出地基承載力評(píng)估框架，分析了單樁基礎(chǔ)在雙向循環(huán)荷載耦合作用下的承載特性。對(duì)于群樁，左殿軍等[11]利用ABAQUS研究了碼頭群樁基礎(chǔ)在波浪及車輛雙向循環(huán)荷載作用下的受力特性。Huang等[12]利用非線性溫克勒模型研究了不同類型群樁基礎(chǔ)在水平動(dòng)荷載下的橫向動(dòng)力響應(yīng)。Kong[13]、丁楚等[14]通過(guò)開(kāi)展離心模型試驗(yàn)研究了水平循環(huán)荷載作用下海上風(fēng)電群樁的變形特性及受力性能。基于上述研究，現(xiàn)有成果多集中于單樁基礎(chǔ)，少數(shù)針對(duì)群樁基礎(chǔ)，且荷載形式通常為水平循環(huán)荷載；同時(shí)，樁周土仍以砂土為主，針對(duì)海床廣泛分布的軟黏土地層中群樁樁基長(zhǎng)期變形特征研究有限，復(fù)合加載模式下海上風(fēng)機(jī)群樁基礎(chǔ)變形特征探索仍處于起步階段，且目前中國(guó)樁基礎(chǔ)設(shè)計(jì)仍缺乏循環(huán)荷載下樁基設(shè)計(jì)的相關(guān)準(zhǔn)則，傳統(tǒng)以承載力破壞作為樁基破壞標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)而保守采取大幅提高樁基承載力的設(shè)計(jì)理念已無(wú)法滿足日益增長(zhǎng)的經(jīng)濟(jì)性要求，作為確保該類型基礎(chǔ)安全穩(wěn)定的重要設(shè)計(jì)內(nèi)容，開(kāi)展雙向循環(huán)荷載下海上風(fēng)機(jī)群樁基礎(chǔ)累積變形特征研究迫在眉睫。

綜上，現(xiàn)階段針對(duì)雙向循環(huán)荷載下海上風(fēng)機(jī)群樁基礎(chǔ)累積變形特征研究仍鮮有開(kāi)展，基于此，依托中國(guó)南海某在役海上風(fēng)電工程，利用ABAQUS建立群樁-土體相互作用三維有限元模型，同時(shí)建立改進(jìn)土體剛度衰減模型并利用ABAQUS用戶子程序USDFLD實(shí)現(xiàn)雙向循環(huán)荷載作用下海床土體剛度的衰減，進(jìn)一步引入雙向循環(huán)正弦變化荷載，并利用用戶子程序DLOAD實(shí)現(xiàn)了模型復(fù)合加載?；跀?shù)值結(jié)果，詳細(xì)分析雙向循環(huán)荷載作用下群樁基礎(chǔ)側(cè)向累積位移及樁身彎矩演化特征。

1 工程概況

以南海某海上風(fēng)電工程為背景，場(chǎng)區(qū)水深28～32 m，場(chǎng)址中心離岸距離30 km，場(chǎng)區(qū)地基覆蓋土層厚40～50 m，土層分布及力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表1。風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)形式為群樁高承臺(tái)基礎(chǔ)，承臺(tái)頂高程14.00 m，承臺(tái)底高程8.35 m，單幅尺寸16 500 mm×5 650 mm(寬×高)，群樁基礎(chǔ)樁型為圓形布置的1×6鋼管群樁，逆時(shí)針順序編號(hào)為樁1～樁6，設(shè)計(jì)樁長(zhǎng)L=86.17 m，嵌土深度H=44.7 m，樁徑D=2.5 m，壁厚0.04 m，斜度6∶1，樁間距6.1 m，群樁高承臺(tái)基礎(chǔ)剖面及樁位布置圖見(jiàn)圖1。

圖1 高樁承臺(tái)基礎(chǔ)剖面圖及樁位布置圖Fig.1 Foundation section and pile position layout of high pile cap

表1 場(chǎng)區(qū)覆蓋土層力學(xué)參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of overburden soil layer in the site

2 群樁-土體三維相互作用有限元模型

2.1 控制方程

本次數(shù)值模擬中由于承臺(tái)為鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，樁基為鋼管樁結(jié)構(gòu)，考慮到結(jié)構(gòu)的安全儲(chǔ)備，群樁基礎(chǔ)采用線彈性模型。對(duì)于土體模型，如前文所述，分層分布的樁周海床土層多為黏土(87.7%)，砂土占比較小(12.3%)，故將地基土視為均質(zhì)黏土，并采用Mohr-Coulomb彈塑性模型。文獻(xiàn)[9]研究表明飽和黏土地基中海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)在循環(huán)荷載作用下樁周附近土體的剛度與強(qiáng)度會(huì)不斷衰減，進(jìn)而導(dǎo)致樁周土體出現(xiàn)累積塑性變形，造成樁基產(chǎn)生永久的側(cè)向變形，因此樁基長(zhǎng)期累積變形特征分析是否合理依賴于樁周土體循環(huán)荷載剛度衰減演化模型的選擇。從工程運(yùn)用角度，基于室內(nèi)土體循環(huán)三軸試驗(yàn)建立土體剛度衰減模型，通過(guò)ABAQUS二次開(kāi)發(fā)獲取樁基變形規(guī)律是分析循環(huán)荷載下樁基側(cè)向變形的有效經(jīng)濟(jì)手段之一。

本文中所采用的土體剛度衰減模型引自文獻(xiàn)[15]，即雙向循環(huán)荷載下軟黏土軟化指數(shù)δ與荷載循環(huán)次數(shù)N，可用數(shù)學(xué)模型表示為

δ=1-αlgN-β(lgN)2

(1)

式(1)中：α、β為軟化參數(shù)，與循環(huán)偏應(yīng)力σd、徑向循環(huán)應(yīng)力σdh及初始剪應(yīng)力有關(guān)。

進(jìn)一步通過(guò)定義循環(huán)偏向應(yīng)力比rc及徑向循環(huán)應(yīng)力比Rc有效考慮了雙向循環(huán)荷載對(duì)土體軟化系數(shù)δ的影響，表達(dá)式為

(2)

(3)

式中：σd=σdv-σdh；σdv為軸向循環(huán)應(yīng)力；τu為土體不排水強(qiáng)度。

由于文獻(xiàn)[15]針對(duì)軟化參數(shù)α、β獲取方法較為復(fù)雜，文獻(xiàn)[9]基于試驗(yàn)結(jié)果，進(jìn)一步提出了優(yōu)化軟化參數(shù)α、β擬合公式，改進(jìn)后的土體剛度衰減模型有利于實(shí)際工程運(yùn)用。擬合公式為

(4)

(5)

式中：a、b、c為擬合參數(shù)，分別為0.010 34、-0.044 52、0.485 21。

2.2 模型參數(shù)

為消除邊界條件影響，根據(jù)左殿軍等[11]的研究，在群樁基礎(chǔ)建模時(shí)，模型單側(cè)寬度應(yīng)大于30D，高度應(yīng)大于2H。因此，利用ABAQUS有限元軟件建立的地基模型尺寸為：100 m×100 m×120 m，群樁基礎(chǔ)按實(shí)際工程設(shè)計(jì)尺寸建立(圖1)，建立的群樁-土體三維相互作用有限元模型如圖2所示。模型均采用三維八節(jié)點(diǎn)減縮(C3D8R)單元，共計(jì)5.376 5×105個(gè)單元，建模過(guò)程中劃分網(wǎng)格時(shí)，樁-土接觸附近網(wǎng)格均進(jìn)行了加密，其余部分網(wǎng)格劃分較疏，網(wǎng)格劃分疏密有序，滿足數(shù)值模擬要求。土體參數(shù)見(jiàn)表1，材料參數(shù)見(jiàn)表2。

圖2 群樁-土體三維有限元模型Fig.2 Three dimensional finite element model of pile group-soil

表2 模型參數(shù)Table 2 Model parameter

2.3 邊界及接觸條件

2.3.1 邊界條件

為更準(zhǔn)確地反映出雙向循環(huán)荷載下群樁基礎(chǔ)側(cè)向累積變形的變化規(guī)律，需設(shè)置合理的模型邊界條件。如圖2所示，模型垂直于x和y兩個(gè)方向的四個(gè)面不考慮水平方向的位移，即

u=0

(6)

v=0

(7)

土體模型底部除了無(wú)水平位移發(fā)生，也不考慮豎直位移，即

w=0

(8)

此外，土體上表面、群樁基礎(chǔ)表面等均為自由面。

2.3.2 接觸條件

為反映出樁-土界面的非線性相互作用，本文中采用Coulomb非線性接觸模型來(lái)模擬樁-土界面復(fù)雜的相互作用。當(dāng)樁-土界面的最大剪應(yīng)力(τcmax)超過(guò)極限剪應(yīng)力(τc)時(shí)，樁-土界面發(fā)生滑動(dòng)，即

τcmax≥τc=μcpc

(9)

式(9)中：μc為靜摩擦系數(shù)；pc為界面壓應(yīng)力。

另外，樁-土界面采用面-面接觸，同時(shí)不考慮材料的侵入，樁-土界面法向接觸為硬接觸，切向接觸采用“Penalty”方法，其中根據(jù)胡安峰等[9]研究，μc=tan(0.75φ)。樁端與土體的接觸采用Tie連接，主要是在群樁基礎(chǔ)受力過(guò)程中，保證群樁樁端與樁端土體表面緊密連接，防止計(jì)算過(guò)程中出現(xiàn)奇異，有利于計(jì)算收斂，提升計(jì)算速度。

2.4 加載過(guò)程

2.4.1 循環(huán)荷載及循環(huán)次數(shù)

鑒于循環(huán)應(yīng)力及次數(shù)作為影響群樁基礎(chǔ)水平累積位移的主要因素，本文中采用循環(huán)荷載比及循環(huán)次數(shù)作為數(shù)值試驗(yàn)控制因素，前者包含水平循環(huán)荷載比λ及豎向循環(huán)荷載比η，計(jì)算公式[16-17]為

(10)

(11)

式中：Fhc、Fvc分別為水平及豎直循環(huán)荷載幅值；Fhu、Fvu分別為基樁水平及豎直極限承載力，針對(duì)Fhu取值方法，現(xiàn)主要包含泥面位移極限值取值法[18]和樁頂位移極限值取值法[19]，兩者均以10%D作為位移極限值標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行Fhu取值。因此，本文基于泥面位移極限值10%D來(lái)確定Fhu，即Fhu=5.78 MN；Fvu則由文獻(xiàn)[20]確定，即Fvu=1.93 MN，為探究不同幅值循環(huán)應(yīng)力影響樁基側(cè)向位移規(guī)律，本文中取λ、η=0.3、0.5、0.7。本文中所施加的水平及豎向循環(huán)荷載[9]為

(12)

(13)

式中：ω為荷載頻率，胡安峰等[21]指出荷載頻率大小將顯著影響樁基受力變形特征，但尚未形成一致結(jié)論，現(xiàn)有成果多集中在0.1～1 Hz，本文中參考文獻(xiàn)[15,22]取ω1=ω2=1 Hz；t為荷載作用時(shí)間，參考文獻(xiàn)[23]及文獻(xiàn)[24]，本文中取最大循環(huán)次數(shù)為5 000次，即t=5 000 s。最終所施加雙向循環(huán)荷載如圖3所示。

圖3 雙向循環(huán)加載曲線Fig.3 Bidirectional cyclic loading curve

2.4.2 加載步驟

為更加合理地反映出雙向循環(huán)荷載下群樁基礎(chǔ)的累積變形特性，本次數(shù)值分析具體的加載步驟如下。

Step1平衡初始地應(yīng)力。初始地應(yīng)力是由樁周土體在重力作用下產(chǎn)生的地應(yīng)力。初始地應(yīng)力的平衡是保證本次數(shù)值模擬的關(guān)鍵，采用“地應(yīng)力平衡分析步”來(lái)平衡海床由于自重導(dǎo)致的初始地應(yīng)力。

Step2設(shè)置剛度衰減模型。通過(guò)ABAQUS提供的用戶子程序USDFLD實(shí)現(xiàn)海床剛度的不斷衰減，以此模擬雙向循環(huán)荷載作用下海床土體剛度的循環(huán)退化特性。

Step3施加水平、豎直循環(huán)荷載。通過(guò)ABAQUS提供的用戶子程序DLOAD實(shí)現(xiàn)水平和豎直循環(huán)荷載的加載，以此來(lái)研究雙向循環(huán)荷載作用下群樁基礎(chǔ)的累積變形特性。

3 結(jié)果與討論

3.1 雙向循環(huán)荷載下群樁基礎(chǔ)累積位移

不同幅值雙向循環(huán)荷載下群樁基礎(chǔ)泥面處位移隨循環(huán)次數(shù)演化曲線如圖4所示，參考位移極限值定義方式，取群樁基礎(chǔ)泥面處位移相對(duì)值y/D作為樁基側(cè)向水平累積位移指標(biāo)。同時(shí)，由于水平主波浪方向位于正東南方向，群樁基礎(chǔ)為對(duì)稱結(jié)構(gòu)，故將樁1及樁6歸為前排樁，樁2及樁5歸為中排樁，樁3及樁4歸為后排樁。整體上，不同幅值雙向循環(huán)荷載下各樁泥面處相對(duì)位移y/D均隨荷載循環(huán)次數(shù)N增加而增大，曲線增長(zhǎng)類型可劃分為增加-平緩(模式1)、增加-緩慢增加(模式2)、增加-平緩-劇烈增加(模式3)三種模式。各類型與水平循環(huán)荷載幅值及豎向循環(huán)荷載幅值相關(guān)，各工況下群樁中前排樁y/D最大，中排樁次之，后排樁最小；當(dāng)η不變時(shí)，y/D隨λ增加不斷累積，當(dāng)λ較小時(shí)(λ=0.3)，可見(jiàn)y/D增長(zhǎng)幅度較小且主要集中在循環(huán)周期的前期，后期隨著N增大逐漸趨于穩(wěn)定(模式1)，當(dāng)λ較大時(shí)(λ=0.5、0.7)，整體上y/D與N正相關(guān)，除工況η=0.3且λ=0.5表現(xiàn)為模式2外，其余工況y/D均隨著N劇烈增加(模式3)，尤以λ=0.7時(shí)，即使η較小，y/D仍劇烈累積，這表明存在最小水平循環(huán)荷載比λmin使得各樁基側(cè)向位移在雙向循環(huán)荷載作用下并不隨N增加而劇烈累積，從工程運(yùn)用角度出發(fā)，可控制最大水平循環(huán)荷載比λmax進(jìn)而避免各樁基側(cè)向劇烈變形，這一結(jié)論與文獻(xiàn)[9]類似；當(dāng)λ不變時(shí)，y/D隨η增加不斷累積，且y/D累積幅度隨λ增加而變大，如λ=0.3時(shí)，各工況下y/D增加幅度均小于0.01D，λ=0.7時(shí)，η=0.7工況下循環(huán)次數(shù)5 000次時(shí)y/D累積可達(dá)0.11D，循環(huán)次數(shù)約1 000次時(shí)即可導(dǎo)致樁基破壞，這表明豎向循環(huán)荷載影響y/D累積程度依賴于水平荷載取值大小，可見(jiàn)實(shí)際工程中忽略豎向循環(huán)荷載可能導(dǎo)致樁基變形過(guò)大而失穩(wěn)，可見(jiàn)λ較大時(shí)控制η顯得尤為重要，故應(yīng)極力避免兩者同時(shí)處于較高值。從群樁樁位角度出發(fā)，可得出群樁各樁間相對(duì)位移同樣與λ、η密切相關(guān)，當(dāng)η不變時(shí)，各樁間相對(duì)位移間距隨著λ增大逐漸拉大，當(dāng)λ=0.3時(shí)，各樁間相對(duì)位移間距不大；當(dāng)λ=0.5、0.7時(shí)，各樁間相對(duì)位移間距明顯，該間距隨著η增加而增大，故當(dāng)λ、η均較大時(shí)，優(yōu)先監(jiān)測(cè)前排樁實(shí)時(shí)位移顯得十分必要。

圖4 不同橫向荷載比下各樁側(cè)向累積位移隨循環(huán)次數(shù)變化Fig.4 The cumulative lateral displacement of each pile varies with the number of cycles under different lateral load ratios

3.2 雙向循環(huán)荷載下群樁基礎(chǔ)樁身彎矩分布

為進(jìn)一步揭示雙向循環(huán)荷載作用下群樁基礎(chǔ)的累積變形特性，本節(jié)主要分析當(dāng)η=0.3時(shí)群樁基礎(chǔ)樁身彎矩隨加載次數(shù)、水平循環(huán)荷載幅值等的變化規(guī)律。圖5表示雙向循環(huán)荷載作用下群樁基礎(chǔ)樁身彎矩M沿深度變化曲線，其中hc為樁身至泥面的距離，泥面處hc=0 m。

圖5 雙向循環(huán)荷載下群樁基礎(chǔ)樁身彎矩沿深度變化(η=0.3)Fig.5 Variation of pile bending moment along depth of pile group foundation under bidirectional cyclic load(η=0.3)

如圖5所示，整體上群樁基礎(chǔ)各樁樁身彎矩M沿樁身向下呈現(xiàn)出先不斷增大后不斷減小的變化趨勢(shì)，各樁樁身彎矩最大值主要出現(xiàn)在4D～6D范圍內(nèi)，樁端彎矩接近為0，在泥面以下約12D時(shí)，樁身彎矩達(dá)第一個(gè)零點(diǎn)，后樁身彎矩沿樁身向下略有增大，且為負(fù)值，這表明雙向循環(huán)荷載作用下對(duì)海上風(fēng)機(jī)群樁基礎(chǔ)樁-土體系的影響主要集中在地基土的中上部。同時(shí)，隨著荷載循環(huán)次數(shù)N的增加各樁樁身彎矩均不斷增大，表現(xiàn)出明顯的累積效應(yīng)，究其原因在于隨著加載次數(shù)的增加，雙向荷載耦合作用下樁周土體剛度不斷減小，群樁剛度不變，樁-土體系的變形不斷增大，最終導(dǎo)致群樁基礎(chǔ)樁身彎矩不斷增大。隨著荷載幅值的增大，相同加載次數(shù)時(shí)群樁各樁樁身彎矩不斷增加，樁身彎矩第一個(gè)零點(diǎn)位置有下移的趨勢(shì)，這表明隨著循環(huán)荷載幅值的增加，循環(huán)荷載對(duì)樁周土體的影響范圍不斷擴(kuò)大，同時(shí)樁周土體剛度衰減速率不斷增大。此外，對(duì)于群樁基礎(chǔ)，當(dāng)荷載幅值和加載次數(shù)相同時(shí)，同一深度處前排樁樁身彎矩最大，中排樁次之，后排樁最小。

3.3 單向與雙向循環(huán)荷載下群樁累積變形對(duì)比分析

本節(jié)通過(guò)給出單向水平循環(huán)荷載作用下群樁基礎(chǔ)累積變形及樁身彎矩演化規(guī)律(圖6、圖7)，進(jìn)一步與前節(jié)所獲雙向循環(huán)荷載下群樁基礎(chǔ)累積變形特征結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析(圖8、圖9)，為復(fù)合加載模式下海上風(fēng)機(jī)安全穩(wěn)定運(yùn)行提供參考。

圖6 水平循環(huán)荷載下各樁側(cè)向累積位移隨循環(huán)次數(shù)變化(η=0)Fig.6 The cumulative lateral displacement of each pile under horizontal cyclic load varies with the number of cycles(η=0)

圖7 水平循環(huán)荷載下群樁基礎(chǔ)樁身彎矩沿深度變化(η=0，λ=0.3)Fig.7 Variation of pile bending moment along depth of pile group foundation under horizontal cyclic load(η=0，λ=0.3)

圖8 單向與雙向循環(huán)荷載下群樁累積位移對(duì)比(N=1 000)Fig.8 Comparison of cumulative displacement of pile groups under unidirectional and bidirectional cyclic loading(N=1 000)

圖9 單向與雙向循環(huán)荷載下群樁樁身彎矩對(duì)比(N=1 000)Fig.9 Comparison of bending moment of pile group under unidirectional and bidirectional cyclic load(N=1 000)

如圖6所示，當(dāng)η=0，λ≤0.5時(shí)，單向水平循環(huán)荷載下群樁基礎(chǔ)各樁泥面處累積位移在循環(huán)荷載前期(N<1 000)緩慢增加，后逐漸趨于平緩(模式1)；當(dāng)η=0，λ=0.7時(shí)，各樁泥面處累積位移與循環(huán)加載次數(shù)正相關(guān)(模式2)，這表明單向水平循環(huán)荷載下，隨著水平循環(huán)荷載比λ增大，樁基側(cè)向位移增加越劇烈，印證了文獻(xiàn)[15]所獲結(jié)論，同時(shí)群樁中前排樁變形程度最大，中排樁次之，后排樁最小，這與雙向循環(huán)荷載工況一致。如圖7所示，當(dāng)水平循環(huán)荷載幅值較小時(shí)，雙向循環(huán)荷載作用下群樁基礎(chǔ)側(cè)向變形與單向水平循環(huán)荷載工況基本接近，隨著豎向循環(huán)荷載的增加略有增大。隨著水平循環(huán)荷載幅值增加，群樁基礎(chǔ)泥面的累積位移隨著η增大而不斷增大，而且隨著η增加速率不斷增加，主要在于群樁基礎(chǔ)在雙向循環(huán)荷載耦合作用下，樁周土體雙向受荷，土體強(qiáng)度衰減速度較水平單向循環(huán)荷載作用下衰減速度更快，最終在加載次數(shù)相同時(shí)，前者土體強(qiáng)度更低。當(dāng)循環(huán)荷載幅值較小時(shí)，土體結(jié)構(gòu)變化較小，土體應(yīng)變較小，導(dǎo)致群樁基礎(chǔ)累積位移較?。划?dāng)循環(huán)荷載幅值較大時(shí)，土體顆粒運(yùn)動(dòng)速率加快，土體結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞，土體應(yīng)變快速發(fā)展，土體強(qiáng)度和剛度不斷衰減，導(dǎo)致群樁累積位移快速發(fā)展。另外，對(duì)比分析了η=0，λ=0.3時(shí)和η=0.3，λ=0.3時(shí)樁身彎矩沿深度的變化情況，如圖5及圖8所示，在相同加載次數(shù)條件下，僅水平循環(huán)荷載作用時(shí)(η=0，λ=0.3)樁身彎矩最大值位置和第一個(gè)彎矩零點(diǎn)位置較雙向循環(huán)荷載作用下(η=0.3，λ=0.3)有所下降，表明雙向循環(huán)荷載對(duì)樁-土體系的影響范圍更大。因此，海上風(fēng)機(jī)樁基設(shè)計(jì)應(yīng)考慮豎向循環(huán)荷載的影響。如圖9所示，雙向循環(huán)荷載作用下群樁樁身較單向水平循環(huán)荷載作用下樁身彎矩有所增大，原因在于雙向循環(huán)荷載作用下，樁周土體剛度衰減速率更快，樁-土體系的變形速率快速增加，最終導(dǎo)致樁土體系中群樁基礎(chǔ)樁身的彎矩不斷增大。

4 結(jié)論

(1)水平循環(huán)荷載幅值較小時(shí)，雙向循環(huán)荷載作用下群樁基礎(chǔ)側(cè)向變形與單向水平循環(huán)荷載工況基本接近；隨著水平循環(huán)荷載幅值增加，群樁基礎(chǔ)側(cè)向位移隨著豎向循環(huán)荷載幅值增大而不斷增大，水平荷載幅值越大，增加幅度越大，忽略豎向循環(huán)荷載將可能導(dǎo)致樁基因變形過(guò)大而失穩(wěn)。

(2)當(dāng)豎向(水平)荷載相同時(shí)，樁基側(cè)向變形隨著水平(豎向)荷載增加而增加，且水平(豎向)荷載越大增加幅度越劇烈，存在最小水平循環(huán)荷載使得雙向循環(huán)荷載作用下各樁基側(cè)向位移累積并不明顯，同時(shí)應(yīng)極力避免兩者同時(shí)處于較高值；群樁雙向循環(huán)荷載下前排樁側(cè)向累積位移最大，中排樁次之，后排樁最小，各樁樁間相對(duì)位移隨著雙向循環(huán)荷載增大而增加，優(yōu)先監(jiān)測(cè)前排樁的實(shí)時(shí)位移十分必要。

(3)隨著荷載循環(huán)次數(shù)的增加各樁樁身彎矩均不斷增大，表現(xiàn)出明顯的累積效應(yīng)；群樁基礎(chǔ)各樁樁身彎矩沿樁身向下呈現(xiàn)出先不斷增大后不斷減小的變化趨勢(shì)，樁身彎矩最大值主要出現(xiàn)在4～6倍樁徑范圍內(nèi)，樁端彎矩基本為0。另外，雙向循環(huán)荷載下群樁前排樁樁身彎矩最大，中排樁次之，后排樁最小。

(4)雙向循環(huán)荷載下對(duì)群樁樁-土體系的影響范圍較單向水平循環(huán)荷載下的影響范圍更大，因此建議在海上風(fēng)機(jī)樁基設(shè)計(jì)中應(yīng)考慮豎向循環(huán)荷載的影響。