上硬下軟地層中樁盤復合基礎V-H承載特性

鄒新軍，王奕康，周 密

(1.湖南大學 土木工程學院，長沙 410082;2.建筑安全與節能教育部重點實驗室(湖南大學)，長沙 410082；3.亞熱帶建筑科學國家重點實驗室(華南理工大學)，廣州 510640)

近幾年，由傳統基礎形式結合而成的復合基礎被許多學者提出并應用在陸上工程[3]和海洋工程[4]。針對海上風機發展面臨的問題，一種新型的樁盤復合基礎被提出，該基礎結合了單樁基礎與重力式基礎的優點，可同時發揮樁基礎與重力式基礎的承載優勢。對于V-H聯合受荷下樁盤復合基礎的承載特性，許多學者進行了研究。Arshi等[4]基于室內模型實驗，研究了樁盤復合基礎的摩擦盤盤徑、盤下土體的強度和摩擦盤與泥面之間的初始接觸狀態對基礎在砂土中水平承載力的影響；Stone等[5]通過離心機實驗，探究了樁盤復合基礎中樁基礎和摩擦盤在被固定和非固定兩種狀態下的水平承載特性；El-Marassi[6]基于離心機實驗和數值模擬，發現樁盤復合基礎在V-H組合荷載作用下，基礎的水平承載力在V/Vmax≈0.4時達到最大值；Wang等[7-8]通過離心機實驗和數值模擬證明在砂土中，樁盤復合基礎的水平承載力比對應單樁基礎的水平承載力提高了50%～350%；Trojnar[9]基于室內模型實驗和數值模擬，得到了樁盤復合基礎在砂土中的水平受荷破壞機制；Anastasopoulos等[10]從工程實際的角度提出了樁盤復合基礎的安裝方法，即首先將中間留有孔位的重力式基礎浮運并安裝到位，然后將單樁基礎在對應孔位打樁至設計深度。打樁完成后，在樁基礎和重力式基礎的連接部件之間灌漿，以此實現樁基礎與重力式基礎的完全固定，從而完成樁盤復合基礎的安裝。

目前，關于在上層砂土下層黏土地層中V-H聯合受荷狀態下樁盤復合基礎的承載特性研究十分有限，而中國南海地區許多海域均呈上硬下軟的地層分布狀態[11]。由于在上砂下黏地層中，樁盤復合基礎的V-H聯合受荷承載特性和破壞機制與其在純砂土和純黏土地層中是完全不同的。因此，開展樁盤復合基礎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，通過自行設計制作的V-H聯合加載裝置，完成了對樁盤復合基礎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為加載點高度到泥面的距離)，據此探討了不同摩擦盤盤徑對于樁盤復合基礎V-H聯合受荷承載特性的影響，得到了不同工況下樁盤復合基礎的水平荷載-位移曲線及樁身彎矩分布。經無量綱化處理和擬合，得到了不同盤徑下復合基礎的V-H承載力包絡線及簡化計算公式。此外，結合工程實際進行了一系列的數值模擬計算，探究了摩擦盤盤徑和加載點高度對于復合基礎V-H承載力包絡線的影響，并通過擬合得到了樁盤復合基礎水平及彎矩承載力公式，可供工程應用參考。

1 模型實驗

1.1 樁基礎與摩擦盤幾何尺寸及參數

針對海上風機基礎樁徑為3 m、入土深度為40 m的樁基礎原型，以及盤徑為24 m、盤高為1.6 m的重力式基礎原型，根據相似比原理，按照1∶65的幾何縮尺比確定樁盤復合基礎的幾何尺寸。對于樁基礎，選取樁長L為620 mm、外徑Dp為48 mm、內徑為44 mm的6061-T6鋁合金管樁作為模型樁。模型樁底部采用實心鐵質圓錐封底，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型彎矩應變片，應變片電阻為(120±0.5)Ω，靈敏度系數為2.08±0.01，其布置如圖1所示。應變片四周及表面涂抹環氧樹脂進行保護和防水處理。應變片導線由應變片旁邊小孔引入樁身內部，然后統一通過靠近樁頭處的預留圓孔引出。應變片采用1/4橋接法連接在DH3816型應變箱上，試驗過程中通過采集應變片的應變變化，經式(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應變差。采用簡支梁法對模型樁進行了標定，測得模型樁抗彎剛度為5.49 kN·m2。

對于重力式基礎，選用盤徑Dw分別為267、322、366 mm，盤高為25 mm的實心鋁制摩擦盤，其中鋁盤中間預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，作為樁基礎與摩擦盤基礎固定的過渡結構(在盤領一側開有螺紋孔)。摩擦盤尺寸如圖1所示。

1.2 模型箱及聯合加載和測量裝置

實驗模型箱尺寸為1 600 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。當水平荷載施加到樁頭上時，樁盤復合基礎會擠壓周圍土體。為消除邊界效應及基礎間的相互影響，使樁盤復合基礎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，此距離可認為足以避免由樁體傳遞下來的豎向應力引起的邊界效應[12]。

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

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

圖3 樁盤復合基礎布置示意(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，該聯合加載裝置包括水平和豎向反力架、氣泵、調壓表、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生偏轉和受豎向荷載發生沉降時保持V和H的相互關系不變，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 土層填筑及樁盤復合基礎模型的安裝

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軟土，首先在桶形容器中將土加水攪拌得到均勻的淤泥質黏土，之后將土樣攤開風干備用，保證黏土的含水率控制在合適的范圍內。每組實驗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的高度自由落下進行夯實。黏土填筑完畢后，在重塑黏土層表面壓重進行排水固結并將其長時間靜置，以滿足正常固結的要求。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域的不排水抗剪強度su，計算得到其平均不排水抗剪強度，并在黏土層不同深度開挖面表層的不同區域取樣，測量并計算得到其平均含水率。由試驗測試結果可知，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度和含水率，試驗所用黏土的土體參數如表1所示。

表1 黏土參數Tab.1 Properties of clay

本實驗所用砂土為中國福建標準砂。填筑的砂土層厚度為300 mm，采用砂雨法進行均勻填筑,填筑過程中控制砂土層的相對密實度為65%左右。經取樣測試，砂土的土體參數如表2所示。

表2 砂土參數Tab.2 Properties of sand

樁盤復合基礎的安裝過程如下：首先將摩擦盤安放在設計樁位，然后用鐵錘將模型樁沿摩擦盤中間預留孔位緩慢勻速貫入至設計埋深(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組試驗首先測試單樁及不同盤徑的樁盤復合基礎的水平極限承載力Hu及豎向極限承載力Vu;第③、④、⑤組試驗測試單樁及兩種不同盤徑下樁盤復合基礎在樁頂分別預先施加豎向力為0.3Vu、0.6Vu和0.9Vu情況下的水平極限承載力(Vu分別取不同基礎對應的豎向極限承載力)。

表3 聯合加載方案Tab.3 Combined loading schemes

加載方法：本研究的試驗目的是得到樁盤復合基礎的V-H承載力包絡線，且由于是V-H聯合加載，水平荷載不宜采用循環加載法，采用慢速維持法進行加載。加載過程中以每5 min的加載點變形量小于等于0.01 mm為每級荷載的加載穩定標準。樁盤復合基礎的豎向極限承載力及水平極限承載力均取其荷載-位移曲線發生明顯陡降的起始點對應的荷載。

2 模型試驗結果

2.1 盤徑對樁盤復合基礎承載力的影響

圖5展示了單樁及3種不同盤徑下樁盤復合基礎的水平荷載-位移曲線。可以看出，在荷載-位移曲線的線性部分，樁盤復合基礎的水平剛度明顯大于單樁基礎。對于單樁基礎(Dw=0 cm)，在加載點位移達到大約0.75 cm時，其荷載-位移曲線達到拐點，得到單樁基礎的水平承載力為209.72 N。對于樁盤復合基礎，當復合基礎達到水平極限狀態時，其對應的加載點水平位移分別為 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，復合基礎水平極限承載狀態下的水平位移會減小。而對于不同盤徑的樁盤復合基礎，其水平極限承載力Hu相對于單樁基礎，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的樁盤復合基礎在水平極限承載狀態下的破壞示意?？梢钥闯?，在加載方向前側，樁盤復合基礎摩擦盤的右側邊陷入泥面，擠壓盤后側土體從而導致泥面隆起和裂開。而在水平加載方向后側，摩擦盤與泥面脫開形成間隙。由樁盤復合基礎的破壞模式可知，當復合基礎抵抗水平荷載時，摩擦盤的后側擠壓盤下和盤后土體，從而使土體產生與加載方向相反的摩擦力和垂直接觸面的被動土抗力，由此產生的水平抗力和恢復力矩提高了復合基礎的水平與彎矩承載力。

圖6 基礎周圍土破壞形態Fig.6 Soil failure patterns around the foundation

2.2 V對單樁及樁盤復合基礎承載力的影響

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

圖7(a)為單樁基礎在樁頂預加豎向荷載分別為0、182 N(0.3Vu(P))、363 N(0.6Vu(P))和545 N(0.9Vu(P))時的加載點水平荷載(H)-位移(Hdis)曲線。可以看出，豎向荷載對單樁基礎的水平承載特性影響較為有限，隨著V的增大，單樁基礎水平極限承載力僅有較小幅度的提高。出現此現象的原因在于在上硬下軟的地層中，預施加豎向荷載會使樁身發生沉降，樁身側摩阻力得到發揮，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的樁盤復合基礎在樁頂預施加豎向荷載為0、839 N(0.3Vu(PW1))、1 677 N(0.6Vu(PW1))和 2 516 N(0.9Vu(PW1))時，樁盤復合基礎的樁頂水平荷載(H)-位移(Hdis)曲線?？梢钥闯?，當V從0增加到839 N(0.3Vu(PW1))時，復合基礎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V增加到1 677 N(0.6Vu(PW1))時，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V增加到2 516 N(0.9Vu(PW1))時，水平極限承載力從409.7 N減小到302.2 N。出現此現象的原因在于當預加豎向荷載傳遞到摩擦盤上時，盤下土體會在摩擦盤的擠壓作用下產生較大的被動土壓力，且此被動土壓力隨著預加豎向力的增加而增大。當樁頭產生水平位移時，盤下土體將產生較大的水平摩阻力和作用在泥面處樁身中心的恢復力矩，從而提高復合基礎的承載力。當豎向荷載接近極限承載力時，豎向荷載的P-Δ效應增強，導致基礎的水平承載力下降。Arshi等[3]通過一系列砂土中樁盤復合基礎的承載特性室內模型試驗，得到了類似的結論，即在砂土中，初始的摩擦盤與盤下土體的接觸狀態將顯著影響樁盤復合基礎的水平承載特性。

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的樁盤復合基礎在預加豎向荷載V=0、1 671 N(0.3Vu(PW2))、3 343 N (0.6Vu(PW2))和 5 014 N(0.9Vu(PW2))時，樁頂的水平荷載-位移曲線?？梢钥闯?在V從0增加到0.6Vu(PW2)的過程中，樁盤復合基礎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，其會降低樁盤復合基礎的水平承載力。例如，當V從0增加到0.3Vu(PW2)時，樁盤復合基礎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V從0.3Vu(PW2)增加到0.6Vu(PW2)，樁盤復合基礎的水平極限承載力從534.86 N減小到了497.49 N；而當V從0.6Vu(PW2)增加到0.9Vu(PW2)時，樁盤復合基礎的水平極限承載力從534.86 N 減小到了198.14 N。出現此現象的原因在于當樁盤復合基礎的豎向預荷載增加時，摩擦盤提供的水平抗力和恢復力矩隨之增大，從而提高了樁盤復合基礎的水平極限承載力。而隨著豎向荷載V的進一步提高，基礎周圍的土體逐漸進入彈塑性階段，在水平和豎向荷載的雙重作用下，樁盤復合基礎周圍的土體快速進入塑性階段，同時P-Δ效應在此時發揮作用，因此，樁盤復合基礎的水平極限承載力被削弱，且由于此時的V較大,水平承載力的削弱作用比圖7(b)中的現象更加明顯。El-Marassi[6]通過一系列數值模擬和離心機試驗，證明了在砂土中，預加豎向力對于樁盤復合基礎水平承載特性的影響是一個由增強到減弱的過程，即存在一個提高樁盤復合基礎水平承載力的最優豎向荷載值。

2.3 單樁與樁盤復合基礎樁身彎矩分布

單樁基礎與不同盤徑下的樁盤復合基礎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，樁盤復合基礎中靠近泥面處的樁身彎矩值比單樁基礎明顯減小，同時,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)樁盤復合基礎的樁身彎矩分布。由圖9(a)可知，當V由0 N增加到1 677 N (0.6VPW1(ult))時，樁身最大彎矩在較小水平荷載狀態(100 N)和較大水平荷載狀態(300 N)時均有明顯的減小，樁身的水平承載力得以提高。而當V由1 677 N增加到2 516 N(0.9VPW1(ult))時，樁身彎矩整體呈現增加的趨勢，同樣的結論也可以由圖9(b)得出。由此可見,樁盤復合基礎在上硬下軟的地層中，隨著預加豎向力的增加，水平受荷狀態下的樁身彎矩先減小后增加。

圖8 無豎向荷載時樁身彎矩分布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組合承載力包絡線

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

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

為便于工程設計應用，對圖10中的基礎無量綱承載力包絡線進行擬合，得到對應的基礎在上層砂土下層黏土地層中的承載力計算公式，如式(2)所示。式(2a)為單樁基礎承載力計算公式，式(2b)為Dw/L=0.43時的復合基礎承載力計算公式，式(2c)為Dw/L=0.59時的復合基礎承載力計算公式。在實際應用中，首先分別確定水平和豎向力單獨作用下的樁盤復合基礎極限承載力Hu和Vu,然后將基礎實際受到的等效水平及豎向荷載代入式(2)中，若等式左側小于1，則表明滿足設計要求，相反若等式左側大于1，則說明樁盤復合基礎處于不可靠狀態，應該調整設計。

3 數值模擬

3.1 計算模型及參數選取

為進一步探究不同參數對樁盤復合基礎V-H承載力包絡線的影響，使用大型通用有限元軟件ABAQUS[14]進行數值分析，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合基礎的承載特性。如圖11所示，首先依據模型試驗的尺寸和參數建立數值模型，基礎結構采用線彈性本構模型，砂土和黏土均采用Mohr-Coulomb準則[15]進行模擬，采用的砂土和黏土的參數如表1、2所示。基礎與土層之間摩擦系數取為0.4，并允許基礎與土體脫開。數值模擬計算中，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中的一致，即自由接觸且允許脫開。樁端和樁側與土體之間通過設置接觸對，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。通過對比模型試驗結果與數值模型結果，對數值模型的建模方法和所采用參數的合理性進行了驗證。由圖12可知，數值模型的計算結果與模型試驗結果較為一致，因此，可認為數值模型選取的建模方法和采用的土體參數是符合實際的。

圖11 有限元計算模型Fig.11 Finite element model

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

在此基礎上，參照海上風機的工程實際，建立了樁盤復合基礎數值模型。樁基礎的樁長為L,樁徑為Dp,摩擦盤盤徑為Dw,加載點高度為e。樁基礎和摩擦盤均采用鋼材材質，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如表4所示,砂土和黏土彈性模量等參數的選取根據室內三軸試驗的結果和參考文獻所推薦的計算方法確定[11,16-18]，其中黏土層的不排水抗剪強度根據實際海床黏土層分布特點設定為su=sum+kz，式中sum為黏土層上表層黏土的不排水抗剪強度，z為深度,k為不排水抗剪強度隨深度增加的梯度，取k=1 kPa/m[19-20]。

表4 數值模型土體參數Tab.4 Properties of soil in numerical models

圖13(a)為不同盤徑下樁盤復合基礎的V-H承載力包絡線，可以看出，隨著盤徑的增加，其V-H承載力包絡線逐漸擴大，且擴大的速度呈增加趨勢。樁盤復合基礎的承載力包絡線上最大水平承載力對應的豎向力相對值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 樁盤復合基礎V-H聯合承載力包絡線Fig.13 V-H bearing capacity envelopes of the hybrid foundations

圖13(b)為不同水平加載點高度下的樁盤復合基礎V-H承載力包絡線?？梢钥闯?，隨著水平加載點高度的增加，V-H承載力包絡線逐漸縮小，同時，包絡線上最大水平承載力對應的預加豎向荷載也呈現遞減的趨勢。原因在于當水平加載點提高時，基礎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，從而使得基礎周圍的土體更加容易進入塑性破壞狀態。

3.2 經驗公式及驗證

(3)

為驗證公式的實際應用價值，選取了兩個符合實際海上風機基礎受力特征的工況[21]進行驗證。工況1為3.6 MW的海上風機，選取的模型參數為盤徑Dw=22 m,樁徑Dp=4 m,加載點高度e=80 m,豎向荷載V=3 MN,樁長L=40 m。由公式計算得到的樁盤復合基礎水平承載力為13.15 MN,對應的數值模擬計算結果為13.07 MN,相對誤差為0.61%。工況2為5 MW的海上風機塔，選取的模型參數為盤徑Dw=26 m,樁徑Dp=4 m,加載點高度e=90 m,豎向荷載V=7 MN,樁長L=40 m。由公式計算得到的樁盤復合基礎水平承載力為13.71 MN,對應的數值模擬計算結果為13.79 MN,相對誤差為0.58%。由此說明此經驗公式是可靠的，可根據實際情況用于估計樁盤復合基礎在上硬下軟地基中V-H聯合荷載下的水平承載能力。

4 結 論

1)樁盤復合基礎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提高了30%～60%。樁盤復合基礎水平承載機制為：樁盤復合基礎的摩擦盤擠壓盤下及盤后土體，使泥面處砂土被擠密并產生相應的被動土壓力，由此產生盤下水平摩阻力和作用在樁中心的恢復力矩，從而提高了基礎的水平及彎矩承載力。

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

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

4)通過對試驗結果擬合得到了無量綱化的V-H聯合受荷樁盤復合基礎承載力包絡線，發現樁盤復合基礎的盤徑對承載力包絡線的影響主要體現在基礎的水平承載力大小及最優豎向荷載V/Vu大小上。同時給出了考慮盤徑對承載力包絡線影響的簡化計算公式。通過數值模擬進行的一系列參數分析，得到了考慮豎向荷載、加載點高度及盤徑的樁盤復合基礎水平承載力計算公式。