上覆軟黏土層對(duì)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)承載性能的影響

孫艷國(guó)，許成順，杜修力，豆鵬飛，王丕光，孫毅龍

(1.城市與工程安全減災(zāi)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(北京工業(yè)大學(xué))，北京 100124；2.清華大學(xué) 土木水利學(xué)院，北京 100084)

為了應(yīng)對(duì)環(huán)境問(wèn)題和能源危機(jī)的雙重挑戰(zhàn)，中國(guó)提出了“碳中和”和 “碳達(dá)峰”的雙重目標(biāo)。風(fēng)力發(fā)電作為綠色新能源的重要組成部分，是確保實(shí)現(xiàn)該目標(biāo)的重要手段之一[1]。與陸上風(fēng)電相比，海上風(fēng)電具有風(fēng)速高、有效發(fā)電時(shí)間長(zhǎng)和不占用陸地資源等優(yōu)勢(shì)[2]。中國(guó)海岸線較長(zhǎng)，具有豐富的海上風(fēng)電資源，大量的海上風(fēng)電場(chǎng)已經(jīng)建成或正在建設(shè)中[3-4]。

目前，大多數(shù)海上風(fēng)電場(chǎng)主要位于近海域，基礎(chǔ)形式以大直徑單樁基礎(chǔ)為主[5]。但是，隨著海上風(fēng)電場(chǎng)逐漸向深遠(yuǎn)海發(fā)展，大直徑單樁基礎(chǔ)已經(jīng)無(wú)法滿足海上風(fēng)電場(chǎng)建造的需求，因此，需要探索和研究新型基礎(chǔ)形式在海上風(fēng)電中的應(yīng)用[6]。針對(duì)海上風(fēng)電的新型基礎(chǔ)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量研究?，F(xiàn)有研究成果中的新型基礎(chǔ)主要通過(guò)對(duì)大直徑鋼管樁附加結(jié)構(gòu)來(lái)構(gòu)造復(fù)合基礎(chǔ)，從而提高基礎(chǔ)的承載性能，常采用的措施是在泥面處增加平臺(tái)結(jié)構(gòu)或在單樁基礎(chǔ)周?chē)黾游ν步Y(jié)構(gòu)[7-9]。劉潤(rùn)等[10]對(duì)砂土場(chǎng)地中單樁復(fù)合筒型基礎(chǔ)進(jìn)行了樁筒共同承載機(jī)制研究，結(jié)果表明，復(fù)合基礎(chǔ)中樁承擔(dān)了豎向荷載和大部分彎矩，而筒結(jié)構(gòu)分擔(dān)了由于樁身傳遞的水平向荷載和部分彎矩。Li等[11]在單樁周?chē)黾酉虏繛橥病⑸喜靠梢苑胖檬^的結(jié)構(gòu)來(lái)構(gòu)造新型復(fù)合基礎(chǔ)，通過(guò)離心機(jī)模型試驗(yàn)對(duì)4種砂土場(chǎng)地中新型復(fù)合基礎(chǔ)的承載性能進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)新型基礎(chǔ)的極限承載力是單樁基礎(chǔ)的4倍。Li和Yang等[12-13]提出了一種適用于海上風(fēng)電的傘形復(fù)合基礎(chǔ)，即在上筒結(jié)構(gòu)上部增加了傘形構(gòu)件，針對(duì)砂土場(chǎng)地，通過(guò)模型試驗(yàn)和數(shù)值模型對(duì)這種基礎(chǔ)進(jìn)行了基礎(chǔ)承載力性能、沖刷特性等系列研究。Chen等[14]研究樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的承載性能，結(jié)果表明，樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的抗彎承載力比單樁和單個(gè)筒基礎(chǔ)兩者的抗彎承載力之和大。綜上，樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)相對(duì)單樁基礎(chǔ)在承載性能方面有較好的優(yōu)越性，但大部分研究基于均勻質(zhì)場(chǎng)地中。中國(guó)長(zhǎng)江三角洲、珠江三角洲等海岸帶分布有大量的淤泥質(zhì)海床，上部軟弱的淤泥質(zhì)層厚度多達(dá)10 m甚至更深[15]。中國(guó)海上風(fēng)電場(chǎng)主要位于這些區(qū)域，這種海床特性對(duì)海上風(fēng)電場(chǎng)建設(shè)十分不利。因此，中國(guó)海上風(fēng)電場(chǎng)的建設(shè)必須考慮上覆軟弱土層對(duì)風(fēng)力發(fā)電機(jī)支撐結(jié)構(gòu)承載性能的影響。

樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)相對(duì)單樁基礎(chǔ)有較好的承載性能，在中國(guó)海上風(fēng)場(chǎng)已經(jīng)得到應(yīng)用[16]，然而對(duì)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)在上覆軟黏土場(chǎng)地中承載性能的研究較少。為了研究上覆軟黏土層對(duì)海上風(fēng)電樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)承載性能的影響，基于有限元軟件ABAQUS平臺(tái)，建立了上覆軟黏土層的砂土場(chǎng)地中樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)有限元模型，基于建立的數(shù)值模型分析了單向荷載作用(V、H、M)下以及復(fù)合荷載作用(H-M)下上覆軟土層厚度對(duì)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)承載特性的影響。

1 有限元模型

樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)由鋼管樁與筒相結(jié)合的方式構(gòu)成，能夠同時(shí)發(fā)揮鋼管樁和筒結(jié)構(gòu)的優(yōu)勢(shì)，如圖1所示。參照工程實(shí)際情況以及現(xiàn)有的研究經(jīng)驗(yàn)[7,10]，確定了樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)尺寸。樁入土深度為30 m，樁外徑為5 m，壁厚為0.05 m；筒結(jié)構(gòu)入土深度為6 m，筒外直徑為20 m，壁厚為0.05 m，筒頂蓋厚度為0.06 m。樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)材質(zhì)為鋼材，密度為7 800 kg/m3，彈性模量為2.1×105MPa，泊松比為0.3。

圖1 樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)模型

有限元模型中地基土體采用圓柱體。圖2為上覆軟黏土層厚度為10 m時(shí)有限元模型的網(wǎng)格劃分方法。為避免模型邊界效應(yīng)以及網(wǎng)格大小對(duì)有限元計(jì)算結(jié)果的影響，通過(guò)多次試算得到合理的土體邊界取值范圍以及有限元網(wǎng)格大小，最終確定土體高度為60 m，直徑為100 m。計(jì)算模型中樁-筒結(jié)構(gòu)在Z方向網(wǎng)格大小為1 m；土體在樁-筒結(jié)構(gòu)埋深內(nèi)網(wǎng)格大小為1 m，埋深以下網(wǎng)格大小為3 m。為保證計(jì)算結(jié)果的有效性，細(xì)化與基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)接觸的土體的網(wǎng)格。樁結(jié)構(gòu)與筒結(jié)構(gòu)之間采用綁定連接。樁-筒結(jié)構(gòu)與地基土體之間的接觸關(guān)系在法向采用“硬”接觸，側(cè)向采用摩擦模型，摩擦因數(shù)為tan(3φ/4)，φ為土體的內(nèi)摩擦角。土體底部采用固定約束，側(cè)向邊界固定橫向位移(X和Y方向位移為0)。

圖2 有限元模型

有限元模型中地基土體采用Mohr-Colomb彈塑性本構(gòu)模型，軟黏土和砂土的模型參數(shù)如表1所示[17]。在研究工況中，上覆軟黏土厚度b分別為0、2、4、6、8、10 m。

表1 土體參數(shù)

在泥面處復(fù)合基礎(chǔ)的中心點(diǎn)建立參考點(diǎn)PR，作為荷載加載點(diǎn)，如圖1所示。豎向荷載V、水平荷載H以及彎矩荷載M通過(guò)位移控制法進(jìn)行施加。在對(duì)復(fù)合基礎(chǔ)施加荷載前，對(duì)模型進(jìn)行地應(yīng)力平衡計(jì)算，地應(yīng)力平衡后模型整體豎向位移小于10-5m，因此，可以忽略地層初始位移對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響。

2 單向荷載作用下樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)承載性能

2.1 樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)豎向承載性能

圖3為上覆軟黏土層場(chǎng)地中樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)在豎向荷載作用下荷載V-位移v曲線?？梢钥闯觯S著上覆軟黏土厚度的增加，樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)豎向承載力逐漸減小，當(dāng)上覆軟土層厚度超過(guò)筒結(jié)構(gòu)入土深度時(shí)(b≥6 m)減小趨勢(shì)有明顯改變。這是由于地基下部砂土的彈性模量相對(duì)上覆軟黏土的彈性模量大很多，當(dāng)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)中筒結(jié)構(gòu)完全在軟黏土中時(shí)，筒底部地基抵抗力大幅減小。Vesic等[18]認(rèn)為軟土地基中基礎(chǔ)豎向位移達(dá)到基礎(chǔ)寬度的3%～7%時(shí)，基礎(chǔ)破壞。本文取樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)沉降量為0.04d(d為樁直徑)時(shí)復(fù)合基礎(chǔ)的豎向抗力V作為其豎向極限荷載。由圖3可知，當(dāng)上覆軟黏土層厚度b分別為0、2、4、6、8、10 m時(shí)，樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)豎向極限承載力分別為233.06、231.12、229.17、203.09、147.89、131.11 MN。

圖3 豎向荷載-位移曲線

通過(guò)上覆軟黏土層厚度b分別為2、4、6、8、10 m與b為0時(shí)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)豎向極限承載力計(jì)算得到豎向承載力降低率a，即

(1)

式中：Vb0為b=0時(shí)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)豎向極限承載力，Vbi為b=im(i=2、4、6、8、10)時(shí)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)豎向極限承載力。計(jì)算結(jié)果如圖4所示，上覆軟黏土層厚度b分別為2、4、6、8、10 m時(shí)，樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的豎向承載力降低率a分別為0.84%、1.67%、12.86%、36.54%、43.74%。由圖4可以看出，當(dāng)上覆軟黏土層厚度小于筒結(jié)構(gòu)入土深度(b≤6 m)時(shí)，復(fù)合基礎(chǔ)中筒結(jié)構(gòu)底部在彈性模量較高的砂土中，上覆黏土層對(duì)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的豎向承載力影響較小；當(dāng)上覆軟黏土層厚度大于筒結(jié)構(gòu)入土深度(b>6 m)時(shí)，復(fù)合基礎(chǔ)中筒結(jié)構(gòu)完全在彈性模量較小的軟黏土中，上覆黏土層對(duì)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的豎向承載力影響較大，但是隨著黏土層厚度的繼續(xù)增加，豎向承載力降低率的增加趨勢(shì)漸緩。

圖4 上覆軟黏土層對(duì)豎向承載力的影響

為了進(jìn)一步研究上覆軟黏土層對(duì)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)豎向承載性能的影響，分析不同軟黏土層厚度時(shí)復(fù)合基礎(chǔ)中筒結(jié)構(gòu)和樁對(duì)豎向荷載的分擔(dān)情況，采用筒結(jié)構(gòu)豎向荷載分擔(dān)比p表示為

(2)

式中：VB為復(fù)合基礎(chǔ)承載力達(dá)到極限承載力時(shí)，筒結(jié)構(gòu)所承擔(dān)的豎向合力；VP為復(fù)合基礎(chǔ)承載力達(dá)到極限承載力時(shí)，樁所承擔(dān)的豎向合力。樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)中筒結(jié)構(gòu)和樁結(jié)構(gòu)各自所承擔(dān)的豎向合力分別通過(guò)提取各個(gè)結(jié)構(gòu)在泥面處截面Z方向的軸力得到。

圖5為不同厚度上覆軟黏土層時(shí)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)中筒結(jié)構(gòu)豎向荷載分擔(dān)比p，上覆軟黏土層厚度b分別為0、2、4、6、8、10 m時(shí)，筒結(jié)構(gòu)豎向荷載分擔(dān)比p分別為84.93%、84%、83.36%、79.69%、56.77%、56.10%?？梢钥闯?，當(dāng)上覆軟黏土層厚度小于筒結(jié)構(gòu)入土深度(b≤6 m)時(shí)，樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)豎向承載力主要由筒結(jié)構(gòu)提供，但隨著上覆軟土層厚度的增加，筒結(jié)構(gòu)豎向荷載分擔(dān)比p逐漸減小。當(dāng)上覆軟黏土層厚度小于筒結(jié)構(gòu)入土深度(b>6 m)時(shí)，筒結(jié)構(gòu)完全在軟黏土層中，筒結(jié)構(gòu)豎向荷載分擔(dān)比p快速減小，但當(dāng)上覆軟土層厚度達(dá)到 8 m時(shí)，隨著上覆軟黏土厚度的增加，筒結(jié)構(gòu)豎向荷載分擔(dān)比p變化較小，樁和筒結(jié)構(gòu)的荷載分擔(dān)比趨于穩(wěn)定。

圖5 上覆軟黏土層對(duì)豎向荷載分擔(dān)比的影響

由圖4和5可知，上覆軟黏土層的砂土地基中，樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)豎向承載特性受軟黏土層厚度的影響，同時(shí)，以筒入土深度為分界線，復(fù)合基礎(chǔ)中樁和筒結(jié)構(gòu)的荷載分擔(dān)機(jī)制發(fā)生很大的改變。這是由于樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)豎向承載力由側(cè)向摩擦力和底部地基豎向抵抗力提供，且以筒結(jié)構(gòu)底部端承型受荷為主。當(dāng)筒結(jié)構(gòu)底部在彈性模量較大的砂土中時(shí)，樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的承載性能受上覆軟土層厚度的影響較小，筒結(jié)構(gòu)底部分擔(dān)了大部分的豎向荷載；當(dāng)上覆軟黏土層厚度超過(guò)筒結(jié)構(gòu)入土深度時(shí)，筒結(jié)構(gòu)底部無(wú)法分擔(dān)很大的豎向荷載，樁和筒結(jié)構(gòu)的荷載分擔(dān)機(jī)制發(fā)生改變，樁承受較大的豎向荷載。

2.2 樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)水平承載性能

圖6為有上覆軟黏土層的砂土場(chǎng)地中樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)在水平荷載作用下荷載-位移曲線。可以看出，隨著上覆軟黏土厚度的增加，樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)水平承載力逐漸減小?，F(xiàn)有海上風(fēng)電相關(guān)設(shè)計(jì)規(guī)范規(guī)定，為保證海上風(fēng)力發(fā)電機(jī)的正常運(yùn)行，應(yīng)限制支撐結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)角[19-20]。武科[21]對(duì)軟土地基中筒基礎(chǔ)的承載特性進(jìn)行了研究，結(jié)果表明，基礎(chǔ)轉(zhuǎn)角達(dá)到0.05 rad(2.8°)時(shí)，筒基礎(chǔ)失穩(wěn)破壞。取樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)頂部中心處轉(zhuǎn)角為2.5°時(shí)作為基礎(chǔ)失穩(wěn)破壞的極限狀態(tài)。本文取樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)達(dá)到轉(zhuǎn)動(dòng)的極限狀態(tài)時(shí)，樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)水平抗力H作為其水平極限承載力。樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)在水平荷載作用下泥面處轉(zhuǎn)角通過(guò)式(3)計(jì)算得到：

圖6 水平荷載-位移曲線

(3)

式中:u3左為基礎(chǔ)左端的豎向位移；u3右為基礎(chǔ)右端的豎向位移；D為筒結(jié)構(gòu)直徑，D=20 m。

當(dāng)基礎(chǔ)達(dá)到極限狀態(tài)時(shí)，上覆軟黏土層厚度b分別為0、2、4、6、8、10 m所對(duì)應(yīng)的樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)水平極限承載力分別為124.39、115.34、96.74、66.48、48.40、43.21 MN。

計(jì)算上覆軟黏土層厚度b分別為2、4、6、8、10 m時(shí)與b為0時(shí)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)水平極限承載力降低率c，即

(4)

式中：Hb0為b=0時(shí)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)水平極限承載力，Hbi為b=im(i=2、4、6、8、10)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)水平極限承載力。

計(jì)算結(jié)果如圖7所示，上覆軟黏土層厚度b分別為2、4、6、8、10 m時(shí)，樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的水平承載力降低率c分別為7.27%、22.22%、46.55%、61.09%、65.26%。

圖7 上覆軟黏土層對(duì)水平承載力的影響

并通過(guò)計(jì)算水平承載力降低率隨上覆軟土層厚度的變化率c′來(lái)描述上覆軟黏土層厚度與水平承載力的變化規(guī)律，即

(5)

式中：ci為上覆軟黏土層厚度b=im時(shí)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)水平極限承載力降低率，上覆軟黏土層厚度bi=im(i=2、4、6、8、10)。

樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的水平承載力降低率c和水平承載力降低率隨上覆軟土層厚度的變化率c′計(jì)算結(jié)果如圖7所示。可以看出，隨著上覆軟黏土層厚度的增加，樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)水平承載力逐漸減小。當(dāng)上覆軟黏土層厚度小于筒結(jié)構(gòu)入土深度(b≤6 m)時(shí)，復(fù)合基礎(chǔ)水平承載力降低率的變化隨著上覆軟黏土層厚度增加呈線性增加；當(dāng)上覆軟黏土層厚度大于筒結(jié)構(gòu)入土深度(b>6 m)時(shí)，復(fù)合基礎(chǔ)水平承載力降低率增加趨勢(shì)變緩，且降低率的變化率隨著上覆軟黏土層厚度增加呈線性減小。

同理，計(jì)算不同上覆軟黏土層厚度下復(fù)合基礎(chǔ)中筒結(jié)構(gòu)水平荷載分擔(dān)比

(6)

式中：HB為復(fù)合基礎(chǔ)承載力達(dá)到水平極限承載力時(shí)筒結(jié)構(gòu)所承擔(dān)的水平合力，HP為復(fù)合基礎(chǔ)承載力達(dá)到水平極限承載力時(shí)樁所承擔(dān)的水平合力。樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)中筒結(jié)構(gòu)和樁結(jié)構(gòu)各自所承擔(dān)的水平合力分別通過(guò)提取各個(gè)結(jié)構(gòu)在泥面處截面的X方向剪力得到。

計(jì)算結(jié)果如圖8所示，上覆軟黏土層厚度b分別為0、2、4、6、8、10 m時(shí)，筒結(jié)構(gòu)水平荷載分擔(dān)比q分別為93.83%、92.68%、90.50%、83.83%、78.55%、77.30%?？梢钥闯觯步Y(jié)構(gòu)水平荷載分擔(dān)比q隨著上覆軟黏土層厚度增加而逐漸減小，樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)中水平承載主要以筒結(jié)構(gòu)為主。

圖8 上覆軟黏土層對(duì)水平荷載分擔(dān)比的影響

圖9為不同上覆軟黏土層厚度時(shí)，樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)達(dá)到極限狀態(tài)時(shí)，復(fù)合基礎(chǔ)的彎矩隨入土深度的變化。可以看出，當(dāng)上覆軟黏土層厚度小于筒結(jié)構(gòu)入土深度(b≤6 m)時(shí)，復(fù)合基礎(chǔ)的彎矩以筒底部處為分界線，呈現(xiàn)雙峰型分布；同時(shí)，上覆軟黏土層厚度較小(b=2、4 m)時(shí)，上覆軟黏土層厚度對(duì)復(fù)合基礎(chǔ)的彎矩影響較小，分布形態(tài)基本相同。當(dāng)上覆軟黏土層厚度大于筒結(jié)構(gòu)入土深度(b>6 m)時(shí)，復(fù)合基礎(chǔ)的彎矩呈單峰型分布，復(fù)合基礎(chǔ)中上部筒結(jié)構(gòu)承受的彎矩減小，下部樁承受的彎矩增大。水平荷載作用下，由于樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)與土體之間的相互作用，樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)將荷載傳遞給地基土地。由于上覆軟黏土層相對(duì)下部砂土層的承載性能較差，隨著上覆軟黏土厚度增加，上部土體承受的荷載減小并將荷載傳遞給下部土體，導(dǎo)致樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)上部結(jié)構(gòu)承擔(dān)彎矩荷載減小，下部結(jié)構(gòu)承擔(dān)彎矩增大。

圖9 彎矩隨基礎(chǔ)埋深的變化

2.3 樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)抗彎承載性能

在樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)泥面處施加轉(zhuǎn)角位移，得到泥面處參考點(diǎn)彎矩，結(jié)果如圖10所示。同理，取樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)泥面處轉(zhuǎn)角為2.5°時(shí)參考點(diǎn)處的彎矩荷載作為基礎(chǔ)的抗彎極限承載力。上覆軟黏土層厚度b分別為0、2、4、6、8、10 m時(shí)，樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)水平極限承載力分別為2 022.51、1 935.76、1 750.68、1 317.39、1 017.99、956.12 MN·m。從計(jì)算結(jié)果可以看出，隨著上覆黏土層厚度的增加，樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的抗彎極限承載力逐漸減小。

圖10 彎矩與轉(zhuǎn)角的關(guān)系

為進(jìn)一步研究上覆軟黏土層對(duì)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)抗彎極限承載力的影響，計(jì)算抗彎承載力降低率d和抗彎承載力降低率隨上覆軟土層厚度的變化率d′，分別通過(guò)式(7)和(8)計(jì)算得到：

(7)

(8)

式中：Mb0為b=0時(shí)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)抗彎極限承載力，Mbi為b=im(i=2、4、6、8、10)時(shí)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)抗彎極限承載力，di為上覆軟黏土層厚度b=im時(shí)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)抗彎極限承載力降低率，上覆軟黏土層厚度bi=im(i=2、4、6、8、10)。

計(jì)算結(jié)果如圖11所示，上覆軟黏土層厚度b分別為2、4、6、8、10 m時(shí)，樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的水平承載力降低率c分別為4.29%、13.44%、34.86%、49.67%、52.73%。可以看出，隨著上覆軟黏土層厚度的增加，樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)抗彎極限承載力降低率逐漸增加，抗彎極限承載力逐漸減小。當(dāng)上覆軟黏土層厚度小于筒結(jié)構(gòu)入土深度(b≤6 m)時(shí)，樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)抗彎極限承載力降低率逐漸增加，上覆黏土層厚度對(duì)基礎(chǔ)抗彎極限承載力的影響較大；當(dāng)上覆軟黏土層厚度大于筒結(jié)構(gòu)入土深度(b>6 m)時(shí)，筒結(jié)構(gòu)完全在軟黏土層中，復(fù)合基礎(chǔ)抗彎極限承載力的降低率隨著上覆軟黏土層厚度的增加而增大的趨勢(shì)變緩。因此，當(dāng)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)中筒結(jié)構(gòu)完全在上覆軟黏土層中時(shí)，上覆軟黏土層厚度的變化對(duì)基礎(chǔ)的抗彎承載性能影響較小。

圖11 上覆軟黏土層對(duì)抗彎承載力的影響

為了更好地解釋上覆黏土層厚度對(duì)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)抗彎承載性能的影響，計(jì)算不同上覆軟黏土厚度時(shí)復(fù)合基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動(dòng)剛度與轉(zhuǎn)角的關(guān)系，轉(zhuǎn)動(dòng)剛度G通過(guò)轉(zhuǎn)角θ與彎矩M的關(guān)系曲線斜率得到，計(jì)算結(jié)果如圖12所示?？梢钥闯觯?/p>

圖12 轉(zhuǎn)動(dòng)剛度與轉(zhuǎn)角的關(guān)系

1)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)轉(zhuǎn)角較小時(shí)(θ≤0.5°)，基礎(chǔ)的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度隨著轉(zhuǎn)角的增大而快速減小，這是因?yàn)榛A(chǔ)轉(zhuǎn)角較小時(shí)，基礎(chǔ)中抗彎承載力主要由上部軟黏土層提供。當(dāng)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)轉(zhuǎn)角較大時(shí)(θ>0.5°)，基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動(dòng)剛度的減小趨勢(shì)逐漸變緩，基礎(chǔ)中抗彎承載力逐漸由下部砂土提供。

2)隨著上覆軟黏土層厚度的增加，基礎(chǔ)的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度逐漸減小。以b=6 m為分界線，樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度變化有很明顯的區(qū)別。

3 復(fù)合荷載(H-M)作用下樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)承載性能

海上風(fēng)電支撐結(jié)構(gòu)主要承受由上部風(fēng)荷載和波浪荷載產(chǎn)生的水平力和彎矩，海上風(fēng)電基礎(chǔ)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)考慮水平荷載和彎矩荷載共同作用下的承載性能。數(shù)值模型計(jì)算中，通過(guò)在樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的上部附加一段長(zhǎng)度為e的剛性梁，水平荷載在剛性梁頂端施加，通過(guò)改變剛性梁的長(zhǎng)度得到不同的H-M荷載組合，如圖13所示。研究中e分別為0、2.5、5、10、20、40、100 m，根據(jù)力學(xué)關(guān)系可知，復(fù)合基礎(chǔ)在泥面處受到的水平荷載為H，彎矩荷載為M=H×e。

圖13 H-M復(fù)合加載

分別對(duì)不同的e情況下，不同厚度的上覆軟黏土層樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)承載性能進(jìn)行研究。圖14為e=40 m時(shí)，H-M復(fù)合作用下剛性梁頂端水平荷載和位移的關(guān)系。圖15為e=40 m時(shí)，H-M復(fù)合作用下樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)在泥面位置處受到的彎矩和轉(zhuǎn)角的關(guān)系。從圖14和15可以看出，隨著上覆軟黏土層厚度的增加，相同剛性梁頂端水平位移對(duì)應(yīng)的泥面位置處彎矩減小。

圖14 水平荷載-位移曲線

圖15 彎矩與轉(zhuǎn)角的關(guān)系

同樣，當(dāng)樁-筒復(fù)合上部轉(zhuǎn)角為2.5°時(shí)，基礎(chǔ)達(dá)到服務(wù)極限狀態(tài)，剛性梁頂端受到的水平荷載為水平極限荷載Hu，泥面處基礎(chǔ)的極限彎矩為Mu=Hu×e。圖16為e=40 m時(shí)，達(dá)到服務(wù)極限狀態(tài)時(shí)，水平荷載和彎矩復(fù)合作用下基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)受到的彎矩在長(zhǎng)度方向的變化?？梢钥闯?，隨著上覆軟黏土層厚度增加，基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)受到的彎矩荷載減小，基礎(chǔ)抗彎性能降低。當(dāng)上覆軟黏土層厚度較小時(shí)，樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)受到的彎矩荷載在長(zhǎng)度方向的分布形態(tài)相似，筒結(jié)構(gòu)承受較大的彎矩荷載；當(dāng)上覆軟黏土層厚度大于筒結(jié)構(gòu)入土深度時(shí)，水平荷載和彎矩荷載復(fù)合作用下復(fù)合基礎(chǔ)中的筒結(jié)構(gòu)無(wú)法承受大部分彎矩荷載，而筒結(jié)構(gòu)下部的樁分擔(dān)較大的彎矩荷載。結(jié)果表明，上覆黏土層厚度改變了樁-筒復(fù)合承受荷載的狀態(tài)，在設(shè)計(jì)中應(yīng)充分考慮上覆軟黏土層對(duì)基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)受荷狀態(tài)的影響。

圖16 彎矩分布規(guī)律

圖17為不同上覆軟黏土層厚度下，不同e時(shí)基礎(chǔ)的水平極限荷載和彎矩極限荷載?？梢钥闯觯綐O限荷載和彎矩極限荷載之間為線性關(guān)系，且隨著上覆軟黏土層厚度的增加而減小。

圖17 水平極限荷載和彎矩極限荷載

進(jìn)一步研究上覆軟黏土層對(duì)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)承載性能的影響，定義考慮水平荷載和彎矩荷載的復(fù)合作用下樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的初始剛度kinit，通過(guò)式(9)計(jì)算得到，物理意義為當(dāng)轉(zhuǎn)角為0°時(shí)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)水平荷載H和轉(zhuǎn)角θ關(guān)系曲線的切線斜率[22]。

(9)

圖18和19分別為樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)初始剛度kinit與e(水平荷載離心率)和上覆軟黏土層厚度b之間關(guān)系。從圖18可以看出，初始剛度kinit隨著e的增加而減??；當(dāng)e增加到一定值時(shí)，初始剛度kinit變化趨勢(shì)變緩。結(jié)合圖18和19的分析可知，e較小時(shí)所對(duì)應(yīng)的kinit相對(duì)e較大時(shí)所對(duì)應(yīng)的kinit要大很多，導(dǎo)致圖19中e=40、100 m時(shí)kinit隨b的變化關(guān)系顯示為直線。圖20為e=40、100 m時(shí)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)初始剛度kinit與上覆軟黏土層厚度b的關(guān)系。

圖18 kinit與e的關(guān)系

圖19 kinit與b的關(guān)系

圖20 e=40和100 m時(shí)kinit與b的關(guān)系

從圖19和20可以看出，當(dāng)e較大時(shí)初始剛度kinit與上覆軟黏土層厚度b的關(guān)系與e較小時(shí)的變化規(guī)律相同，均表現(xiàn)為初始剛度kinit隨著上覆軟黏土層厚度b的增加而減小。當(dāng)b≤8 m時(shí)，kinit與b為曲線遞減關(guān)系；當(dāng)b>8 m時(shí)，kinit趨于穩(wěn)定，不再隨著b的增加而減小。

4 結(jié) 論

1)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)豎向極限承載力、水平極限承載力以及彎矩極限承載力隨上覆軟黏土厚度的增加而減小。當(dāng)筒結(jié)構(gòu)入土深度大于上覆軟黏土層厚度時(shí)，各單向極限承載力隨上覆軟黏土層厚度的增加而快速減小。當(dāng)筒結(jié)構(gòu)入土深度小于上覆軟黏土層厚度時(shí)，各單向極限承載力的降低率變化逐漸變緩。

2)上覆軟黏土層的存在影響了樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)中筒結(jié)構(gòu)和樁的荷載分擔(dān)機(jī)制，筒結(jié)構(gòu)的豎向荷載和水平荷載分擔(dān)比隨上覆軟黏土層厚度增加而逐漸減小。

3)水平荷載和彎矩荷載復(fù)合作用下，樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的水平極限承載力和抗彎極限承載力隨上覆黏土層厚度的增加而線性減小。樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的初始剛度kinit隨上覆軟黏土層厚度b的增加而曲線型遞減，當(dāng)上覆軟黏土層厚度b>8 m時(shí)，kinit趨于穩(wěn)定，不再隨著b的增加而減小。