深厚軟黏土地基中大直徑單樁基礎現(xiàn)場水平受荷試驗及p-y曲線適用性研究

鮑金虎,蘇靜波,吳 鋒,劉 睿,錢榮榮

(1.河海大學港口海岸與近海工程學院,江蘇 南京 210098; 2.中交上海港灣工程設計研究院有限公司,上海 200032)

海上風電作為一種綠色清潔能源,具有儲能大、可持續(xù)、占用耕地面積少等優(yōu)點,是諸多國家應對氣候變化、節(jié)能減排的重要途徑之一,也是我國推進產(chǎn)業(yè)轉型和能源革命的重要手段[1]。與其他新能源或傳統(tǒng)能源相比,海上風電平準化度電成本還不具備優(yōu)勢,嚴重制約了海上風電產(chǎn)業(yè)的良性發(fā)展[2-3]。相比于風機發(fā)電設備的研發(fā)與改進,風電基礎設計優(yōu)化帶來的降本潛力巨大,是進一步提高海上風電項目經(jīng)濟性和降低海上風電項目平均能源成本的重要手段[4-5]。

由于單樁基礎設備和施工技術較為完備,且承載力較高、適用范圍較廣,是海上風電工程的首選[6]。我國已建的海上風電場中,大部分采用單樁基礎[7]。隨著單機容量的不斷增大,單樁基礎直徑也隨之增大,在未來,大直徑或超大直徑單樁基礎將是海上風力發(fā)電建設的主要趨勢[8]。海上風電單樁基礎在正常運營過程中會承受巨大的頂部傾覆力矩作用,水平荷載為主要的設計控制因素,所以在單樁基礎設計階段,使用高效準確的方法評估大直徑單樁基礎水平承載性能,從而降低單樁基礎的設計成本,對控制海上風電場投資成本和實現(xiàn)海上風電良性發(fā)展至關重要[9]。

目前常用的單樁基礎水平受荷分析方法有m法和p-y曲線。m法是一種彈性地基反力法,假設土體彈簧為線彈性,無法反映樁-土非線性作用,在樁基大變形情況下使用性較差;p-y曲線能夠很好地模擬水平荷載作用下的樁-土響應特性,目前被廣泛應用于單樁基礎水平受荷分析中,美國API規(guī)范(geotechnical and foundation design considerations)中收錄了Matlock[10]及Reese等[11]早期提出的軟黏土p-y曲線計算方法并且沿用至今,隨后Georgiadis等[12]根據(jù)模型試驗結果提出了考慮初始剛度的雙曲線形式的p-y曲線模型。國內一些學者也對p-y曲線進行了改進,王衛(wèi)等[13]在考慮了樁徑和地層深度情況下對黏土中p-y曲線進行了修正;朱斌等[14]基于現(xiàn)場大直徑高樁基礎實測數(shù)據(jù),提出了相應的雙曲線型p-y曲線,并分析了水平受荷大直徑單樁的內力和變形;Ma等[15]通過數(shù)值分析,研究了不同樁徑單樁基礎土壓力分布的影響以及土體的變形機理,指出通過小尺寸樁試驗建立的p-y曲線對承載力的預估可能會存在誤差。

歐洲針對p-y曲線的適用問題,近年來開展了PISA項目(the pile soil analysis project)研究,利用現(xiàn)場原型試驗和數(shù)值分析,提出一套適用于歐洲海底地質情況的大直徑剛性短樁設計方法[16-17],該方法考慮了單樁水平受荷情況下受到不同阻抗作用,采用圓錐函數(shù)來描述不同阻抗與樁身撓度或轉角的關系。不同于歐洲緊密砂土海域中的大直徑剛性短樁,我國沿海地質情況復雜,軟黏土海床地基分布較為廣泛[18],多數(shù)地區(qū)上覆深厚的軟土層,持力層埋深較大,風電單樁基礎入土深度一般較大,樁身變形呈現(xiàn)柔性樁或半剛性樁特征,因此有必要探究適用于我國軟黏土地基大直徑單樁基礎的p-y曲線計算公式。

目前大多采用小直徑單樁進行現(xiàn)場試驗、實驗室試驗或離心模型試驗,而由于全尺寸大直徑單樁現(xiàn)場原位試驗花費巨大,導致大直徑單樁的現(xiàn)場試驗數(shù)據(jù)較少,但現(xiàn)場試驗是了解樁基在海洋條件下水平受荷響應的直接方法,能夠為后續(xù)的研究與驗證提供高質量的數(shù)據(jù),從而為深入研究大直徑單樁基礎的設計優(yōu)化奠定基礎。Xu等[19]對兩根2m直徑鋼管樁進行現(xiàn)場試驗,并選用不同形式的p-y曲線對試樁基進行分析,發(fā)現(xiàn)API規(guī)范法預測撓度存在較大誤差;龔維明等[20]開展海上風電基礎現(xiàn)場水平加載試驗,對API規(guī)范法、S?rensen修正的p-y曲線與實測結果進行對比;翟恩地等[21]結合響水海域2m直徑鋼管樁水平加載試驗成果,采用m法、m折減法和API規(guī)范法進承載力計算,發(fā)現(xiàn)m法偏向不安全,API規(guī)范法計算結果偏保守。

本文依托某海上風電場大直徑單樁基礎現(xiàn)場靜載試驗,分析大直徑單樁基礎的水平受荷特性,并結合現(xiàn)場試驗數(shù)據(jù)對m法、API規(guī)范法和雙曲線型p-y曲線在深厚軟黏土中的適用性進行對比研究,并采用有限元軟件對大直徑單樁基礎水平承載力貢獻因素進行研究。

1 工程地質及現(xiàn)場試樁試驗方案

大直徑單樁現(xiàn)場試驗地點位于中國南部某海上風電場,該區(qū)域距離陸地最近距離約19.5km。根據(jù)區(qū)域地質及鉆孔資料(圖1),試驗區(qū)域由海相沉積層、中砂、粉砂、礫砂和黏土等地層共同組成。海床表層的海相沉積層由層厚約13.7m的流塑性淤泥質土覆蓋,下部是層厚為12.2m的粉質黏土,再下部高程-48.5～99.85m范圍內依次為中砂、粉砂、角礫以及礫砂層。中間夾雜兩層黏土層(層厚分別為4.8m和5.45m),兩層黏土層切面光滑,局部夾中粗砂薄層,屬于海陸交互相沉積。海上風電試樁所處海域的地質資料見表1,各土層根據(jù)JTS167—2012《港口工程樁基規(guī)范》中建議取m值,m為地基土基反力系統(tǒng)的比例系數(shù)。

表1 試驗場地土層分層及物理力學特性

圖1 試樁地質剖面(單位:m)

本次現(xiàn)場靜載試驗裝置布設如圖2所示,試樁對象為2.4m直徑的開口鋼管樁;靜載試驗使用了4根錨樁和2根基準樁,其中M1～M4錨樁為直徑2.2m的開口鋼管樁,4根錨樁為試樁提供反力;J1和J2基準樁為直徑1.5m的開口鋼管樁,主要用于架設基準梁。試樁、錨樁、基準樁的類型及尺寸參數(shù)如表2所示。

表2 現(xiàn)場靜載試驗試樁、錨樁及基準樁尺寸

圖2 現(xiàn)場靜載試驗平面布置(單位:m)

2 試樁試驗過程及響應分析

根據(jù) JTS237—2017《水運工程地基基礎試驗檢測技術規(guī)程》對基準樁靜載的試驗方法、試驗裝置的規(guī)定,試驗時,試樁樁頂位置為自由無約束狀態(tài),采用頂推法施加水平荷載,由兩側的錨樁提供試驗反力。整個試驗具體步驟為:單向單循環(huán)加載,試樁每級加載量按100kN控制,根據(jù)現(xiàn)場地質勘測情況,預估試樁最大加載量為1600kN。試樁的加載力點標高為+5.10m。

試樁在加載點處的荷載-水平位移曲線如圖3所示,在水平靜載試驗過程中,隨著水平荷載的增加,試樁的水平位移逐漸增大。隨著水平荷載從100kN增加至700kN,加載段的荷載-水平位移曲線基本保持線性,可以判斷單樁在水平受荷過程中處于線彈性階段。由于荷載裝置及試樁條件等限制,試樁未達到極限破壞狀態(tài)。根據(jù)靜載試驗規(guī)范并結合試驗目的,當水平荷載提升至700kN時,加載點的水平位移超過了500mm,此時加載點水平位移為537.47mm,達到試驗要求。隨后停止加荷,逐漸卸載至水平加載為0,此時對應的加載點殘余水平位移為71.53mm。

圖4為試樁在不同水平荷載作用下的實測樁身水平位移響應?？梢园l(fā)現(xiàn)隨著荷載增大,樁周的淺層土體已經(jīng)無法提供足夠的抗力來抵抗樁身變形,此時需要逐漸調動深層土體來提供抗力,即樁身水平位移隨著水平荷載的增大而增加,第一水平位移零點的深度也隨著橫向荷載的增加逐漸往深處偏移,由彎矩積分推導和樁身測斜兩種方式得到的樁身水平位移變化規(guī)律基本一致。根據(jù)試樁樁身水平位移分布可以發(fā)現(xiàn),試樁呈現(xiàn)明顯的柔性樁工作特性,到一定深度后樁身水平位移基本沒有變化,可以被看成嵌固在地基中。

圖4 不同水平荷載作用下靜載試驗樁身水平位移響應

圖5為試樁在不同水平荷載作用下實測樁身彎矩響應?，F(xiàn)場試驗結果表明,隨著水平荷載的增加,試樁的樁身彎矩也隨之增大。不同荷載的最大彎矩均出現(xiàn)在4倍樁徑深度附近。在試驗最大水平荷載(700kN)作用下,樁身的最大彎矩為25676kN·m,出現(xiàn)在泥面以下10m處(高程-34.4m),第一彎矩零點出現(xiàn)泥面以下22.1m處(高程-46.5m)。

圖5 不同水平荷載作用下靜載試驗樁身彎矩響應

3 軟黏土p-y曲線適用性分析

試驗單樁場地海床表層上覆13.7m流塑性淤泥質土,地基承載力較弱,而海上風電基礎結構的承載力要求較高。為探究大直徑單樁基礎在水平荷載作用下深厚軟黏土地基土體的調動情況,并為深厚軟黏土地基中風電基礎設計優(yōu)化提供參考依據(jù),對實測結果、m法、API規(guī)范法以及雙曲線型p-y曲線進行對比。

3.1 單樁水平承載特性計算方法

3.1.1m法

m法假定地基反力系數(shù)隨深度線性增加,可以采用有限元模擬或解析法求解[22]。本文采用數(shù)值方法進行模擬,將彈簧單元在樁身分段施加,彈簧水平向彈性系數(shù)取值為[23]

Ks=mBzh

(1)

其中B=0.9(D+1)

式中:B為樁計算寬度;D為樁徑;z為樁在泥面下的深度;h為計算所取土彈簧間距。

3.1.2API規(guī)范法

對于軟黏土地基,目前使用較多的是API規(guī)范推薦的p-y曲線計算方法,公式為

(2)

式中:pu為軟黏土的極限土反力,kN/m;y為水平位移,m;y50為樁周土體在極限抗力一半時的水平變形;ε50為不排水壓縮試驗極限強度之半時的應變;zR為極限橫向土抗力轉折點的深度,m;cu為黏性土不排水抗剪強度,kPa;γ為土體有效容重,kN/m3;J為經(jīng)驗系數(shù),通常取0.5。

3.1.3 雙曲線型p-y曲線

朱斌等[24]指出,雙曲線型p-y曲線能夠較好地反映樁周土的發(fā)展趨勢,并能考慮樁基的水平小變形和大變形。雙曲線型p-y曲線表達式一般為[25]

(3)

其中k=ηz

式中:k為地基反力初始模量[23];z為土層位于泥面以下的深度;η為初始地基反力比例系數(shù),可以根據(jù)m法相關規(guī)范中地基土水平抗力比例系數(shù)取值或通過現(xiàn)場實測獲得。pu仍按照API規(guī)范法取值計算,JGJ94—2008《建筑樁基技術規(guī)范》指出,當水平力為長期荷載時應將地基反力比例系數(shù)值乘以0.4降低采用,本文在使用雙曲線型p-y曲線進行計算時以該比例折減降低地基反力比例系數(shù)。

3.2 軟黏土單樁p-y曲線適用性

泥面下4.5m、7m及10.5m處根據(jù)實測樁身的計算結果與API規(guī)范法和雙曲線型p-y曲線計算的p-y曲線如圖6所示。從圖中可以看出:

圖6 軟黏土中不同深度下的p-y曲線

a.淺層土體不同深度下p-y曲線土抗力也隨著樁身撓度的增大而呈現(xiàn)線性增加,p-y曲線的初始剛度(p-y曲線線性階段的斜率)隨著深度的增加也隨之增大。由于泥面以下13m范圍內基本為淤泥質土,表明同一性質土體中的p-y曲線初始剛度和土體側向應力水平密切相關。

b.在泥面下4.5m處雙曲線型p-y曲線與API規(guī)范法相較實測值初始剛度以及極限土抗力偏大。

c.在泥面下7.0m處,可以看出小變形階段API規(guī)范法初始剛度偏大,且得出的極限土抗力較實測值較小;雙曲線型p-y曲線在該深度與實測值擬合較好。

d.在泥面下10.5m處雙曲線型p-y曲線與實測計算結果在小變形階段初始剛度較為一致,但其極限土抗力較小;而API規(guī)范法計算結果與實測值相差較大。綜上可以看出,對于深厚軟黏土地基中的水平受荷大直徑樁來說,API規(guī)范法與雙曲線型p-y曲線在淺層土中計算的初始剛度偏大,且API規(guī)范法嚴重低估了樁的極限土抗力;雙曲線型p-y曲線在一定深度下與實測結果較為接近,且在泥面下較深位置,曲線的初始剛度與實測結果較為擬合,但是根據(jù)API規(guī)范法計算出的極限土抗力相較實測值偏小。

樁頂處荷載-位移曲線如圖7所示。相較于實測值,在水平荷載較小時,雙曲線型p-y曲線、m法與實測結果擬合較好;而隨著荷載的逐漸增大,m法與雙曲線型p-y曲線計算得出的水平位移較實測值偏小。這是由于m法主要應用于小變形階段的彈性長樁,而在水平加載變形較大時,m法已不適用于估算大直徑單樁水平受荷特性,考慮地基承載力比例系數(shù),折減后的雙曲線型p-y曲線與實測結果更為接近;API規(guī)范法計算所得水平位移較大,其結果偏保守。

圖7 水平靜載試樁頂荷載-位移曲線

4 大直徑單樁基礎水平承載力貢獻因素

大直徑柔性樁基礎與小直徑柔性樁樁周土體破壞模式相同,主要為淺層的楔形破壞和深層的平面應變繞樁流動。但是部分學者指出[8,26],現(xiàn)有p-y曲線進行大直徑單樁設計時,會高估基礎剛度,低估極限承載力,這與本文所得結論一致。對于該現(xiàn)象,Ashour等[27]指出,這主要是由于傳統(tǒng)p-y曲線沒有考慮側摩阻力、基底剪力和基底承載力等因素的影響。因此,本文根據(jù)不同因素對大直徑單樁基礎水平承載力貢獻的影響建立數(shù)值模型進行研究。

4.1 數(shù)值模型建立

采用有限元軟件Abaqus進行數(shù)值模擬,為便于計算,采用1/2對稱建模,有限元模型如圖8所示。分別建立2m直徑、4m直徑鋼管樁水平受荷模型,壁厚分別為40mm和60mm,埋深為30m,土體深度為50m,寬度方向取30倍樁徑。樁單元選用線彈性本構模型,彈性模量取200GPa;土體采用摩爾-庫倫模型,選用均質砂土進行單樁基礎水平承載力貢獻因素分析,土體彈性模量取20MPa,飽和密度取1600kg/m3,摩擦角取38°,膨脹角取8°,泊松比取0.2。樁土間接觸采用庫倫摩擦形式。由于樁截面對稱選取,對該對稱面進行垂直向約束,對土體底部和側面完全約束,樁土頂部自由不受約束。

圖8 有限元模型示意圖

4.2 水平承載力貢獻因素分析

海上風電單樁基礎是由正常使用極限狀態(tài)控制設計的,對單樁基礎的水平變形有嚴格的規(guī)定,其泥面處的荷載-位移曲線是單樁基礎水平受荷的重要外在表征。以泥面處荷載-位移曲線為表征,定性研究不同因素對大直徑單樁基礎水平承載力的貢獻。

為了便于對比分析大直徑單樁的水平承載力情況,對泥面處單樁位移進行了無量綱化處理(即y/D),根據(jù)王歡[8]的研究結果,水平極限承載力可以考慮取泥面處單樁水平位移為0.1D時所對應的水平荷載。

分析模型包括正常試驗組和對照試驗組Ⅰ、Ⅱ和Ⅲ。

a.正常試驗組:正常設置的數(shù)值模型,未進行特殊處理。

b.對照試驗組Ⅰ、Ⅱ:對照試驗組Ⅰ和Ⅱ分別將數(shù)值模型樁內壁和外壁接觸面切向接觸設置為無摩擦,以模擬樁內壁、外壁無側摩阻力的試驗工況。

c.對照試驗組Ⅲ:通過移除樁內的土塞(樁底以下2m),并設置樁端樁-土相互作用接觸面摩擦系數(shù)為0,以模擬無基底抗力的試驗工況(此時樁內側摩阻力不存在)。

圖9為直徑為2m、4m單樁正常試驗組和對照組Ⅰ～Ⅲ對應的泥面荷載-位移曲線,可以發(fā)現(xiàn):在樁外側進行光滑處理后,兩根樁的響應剛度均有所下降,此時相同的水平荷載作用下,單樁的泥面位移比正常試驗組更大,在泥面水平位移達到極限承載狀態(tài)(0.1D)時,2m單樁水平極限承載力較正常試驗組降低約20%,4m單樁水平極限承載力較正常試驗組降低約25%;當樁內光滑處理以及移除樁內土塞時,2m單樁對應的泥面荷載-位移曲線和正常試驗組幾乎沒有差距,4m單樁水平極限承載力有略微下降,約為2%。總體來看,從大直徑單樁不同因素的水平承載力貢獻可以發(fā)現(xiàn),對于直徑較小的單樁基礎而言,其側摩阻力和基底抗力的貢獻可以忽略,這也是僅考慮水平土抗力的雙曲線型p-y曲線適用的原因。但是隨著樁徑的增大,側摩阻力和基底抗力的貢獻也隨之增大,如果僅考慮水平土抗力,會嚴重低估單樁的水平承載力。

圖9 不同直徑單樁在不同工況下泥面荷載-位移曲線

5 結 論

a.單樁的樁身撓度和樁身彎矩沿深度方向的分布均表明該試樁水平受荷過程中呈現(xiàn)明顯的柔性樁工作特性;試樁力作用點最大實測位移為537.47mm,泥面處位移為79.32m;在泥面以下4倍樁徑深度附近出現(xiàn)樁身最大彎矩。

b.對于深厚軟黏土地基中的水平受荷大直徑樁來說,API規(guī)范法與雙曲線型p-y曲線在淺層土中p-y曲線初始剛度與樁周土抗力偏大,雙曲線型p-y曲線在一定深度下能夠較好地預測土反力隨位移的變化關系;雙曲線型p-y曲線在一定深度下與實測結果較為接近。m法與雙曲線型p-y曲線計算的樁頂位移結果在荷載較小時與試驗結果較為接近,而隨著荷載的逐漸增大,m法與雙曲線型p-y曲線的計算得出水平位移較試驗值偏小,結果偏向不安全;API規(guī)范法計算結果相比試驗值較大,計算結果較為保守。

c.隨著單樁基礎樁徑的增大,側摩阻力和基底抗力的貢獻也隨之增大,如果僅考慮水平土抗力,會嚴重低估單樁的水平承載力。對于大直徑單樁基礎而言,其側摩阻力和基底抗力的貢獻不可忽略,這也是僅考慮水平土抗力的雙曲線型p-y曲線不適用的原因,