上覆軟黏土層對樁-筒復合基礎承載性能的影響

2023-01-10 12:44:04孫艷國許成順杜修力豆鵬飛王丕光孫毅龍

哈爾濱工業大學學報 2023年2期

孫艷國，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教育部重點實驗室(北京工業大學)，北京 100124；2.清華大學土木水利學院，北京 100084)

為了應對環境問題和能源危機的雙重挑戰，中國提出了“碳中和”和 “碳達峰”的雙重目標。風力發電作為綠色新能源的重要組成部分，是確保實現該目標的重要手段之一[1]。與陸上風電相比，海上風電具有風速高、有效發電時間長和不占用陸地資源等優勢[2]。中國海岸線較長，具有豐富的海上風電資源，大量的海上風電場已經建成或正在建設中[3-4]。

目前，大多數海上風電場主要位于近海域，基礎形式以大直徑單樁基礎為主[5]。但是，隨著海上風電場逐漸向深遠海發展，大直徑單樁基礎已經無法滿足海上風電場建造的需求，因此，需要探索和研究新型基礎形式在海上風電中的應用[6]。針對海上風電的新型基礎，國內外學者進行了大量研究?，F有研究成果中的新型基礎主要通過對大直徑鋼管樁附加結構來構造復合基礎，從而提高基礎的承載性能，常采用的措施是在泥面處增加平臺結構或在單樁基礎周圍增加吸力筒結構[7-9]。劉潤等[10]對砂土場地中單樁復合筒型基礎進行了樁筒共同承載機制研究，結果表明，復合基礎中樁承擔了豎向荷載和大部分彎矩，而筒結構分擔了由于樁身傳遞的水平向荷載和部分彎矩。Li等[11]在單樁周圍增加下部為筒、上部可以放置石頭的結構來構造新型復合基礎，通過離心機模型試驗對4種砂土場地中新型復合基礎的承載性能進行了研究，發現新型基礎的極限承載力是單樁基礎的4倍。Li和Yang等[12-13]提出了一種適用于海上風電的傘形復合基礎，即在上筒結構上部增加了傘形構件，針對砂土場地，通過模型試驗和數值模型對這種基礎進行了基礎承載力性能、沖刷特性等系列研究。Chen等[14]研究樁-筒復合基礎的承載性能，結果表明，樁-筒復合基礎的抗彎承載力比單樁和單個筒基礎兩者的抗彎承載力之和大。綜上，樁-筒復合基礎相對單樁基礎在承載性能方面有較好的優越性，但大部分研究基于均勻質場地中。中國長江三角洲、珠江三角洲等海岸帶分布有大量的淤泥質海床，上部軟弱的淤泥質層厚度多達10 m甚至更深[15]。中國海上風電場主要位于這些區域，這種海床特性對海上風電場建設十分不利。因此，中國海上風電場的建設必須考慮上覆軟弱土層對風力發電機支撐結構承載性能的影響。

樁-筒復合基礎相對單樁基礎有較好的承載性能，在中國海上風場已經得到應用[16]，然而對樁-筒復合基礎在上覆軟黏土場地中承載性能的研究較少。為了研究上覆軟黏土層對海上風電樁-筒復合基礎承載性能的影響，基于有限元軟件ABAQUS平臺，建立了上覆軟黏土層的砂土場地中樁-筒復合基礎有限元模型，基于建立的數值模型分析了單向荷載作用(V、H、M)下以及復合荷載作用(H-M)下上覆軟土層厚度對樁-筒復合基礎承載特性的影響。

1 有限元模型

樁-筒復合基礎由鋼管樁與筒相結合的方式構成，能夠同時發揮鋼管樁和筒結構的優勢，如圖1所示。參照工程實際情況以及現有的研究經驗[7,10]，確定了樁-筒復合基礎尺寸。樁入土深度為30 m，樁外徑為5 m，壁厚為0.05 m；筒結構入土深度為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-筒復合基礎結構材質為鋼材，密度為7 800 kg/m3，彈性模量為2.1×105MPa，泊松比為0.3。

圖1 樁-筒復合基礎模型

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時有限元模型的網格劃分方法。為避免模型邊界效應以及網格大小對有限元計算結果的影響，通過多次試算得到合理的土體邊界取值范圍以及有限元網格大小，最終確定土體高度為60 m，直徑為100 m。計算模型中樁-筒結構在Z方向網格大小為1 m；土體在樁-筒結構埋深內網格大小為1 m，埋深以下網格大小為3 m。為保證計算結果的有效性，細化與基礎結構接觸的土體的網格。樁結構與筒結構之間采用綁定連接。樁-筒結構與地基土體之間的接觸關系在法向采用“硬”接觸，側向采用摩擦模型，摩擦因數為tan(3φ/4)，φ為土體的內摩擦角。土體底部采用固定約束，側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彈塑性本構模型，軟黏土和砂土的模型參數如表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

在泥面處復合基礎的中心點建立參考點PR，作為荷載加載點，如圖1所示。豎向荷載V、水平荷載H以及彎矩荷載M通過位移控制法進行施加。在對復合基礎施加荷載前，對模型進行地應力平衡計算，地應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計算結果的影響。

2 單向荷載作用下樁-筒復合基礎承載性能

2.1 樁-筒復合基礎豎向承載性能

圖3為上覆軟黏土層場地中樁-筒復合基礎在豎向荷載作用下荷載V-位移v曲線?？梢钥闯?，隨著上覆軟黏土厚度的增加，樁-筒復合基礎豎向承載力逐漸減小，當上覆軟土層厚度超過筒結構入土深度時(b≥6 m)減小趨勢有明顯改變。這是由于地基下部砂土的彈性模量相對上覆軟黏土的彈性模量大很多，當樁-筒復合基礎中筒結構完全在軟黏土中時，筒底部地基抵抗力大幅減小。Vesic等[18]認為軟土地基中基礎豎向位移達到基礎寬度的3%～7%時，基礎破壞。本文取樁-筒復合基礎沉降量為0.04d(d為樁直徑)時復合基礎的豎向抗力V作為其豎向極限荷載。由圖3可知，當上覆軟黏土層厚度b分別為0、2、4、6、8、10 m時，樁-筒復合基礎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

通過上覆軟黏土層厚度b分別為2、4、6、8、10 m與b為0時樁-筒復合基礎豎向極限承載力計算得到豎向承載力降低率a，即

(1)

式中：Vb0為b=0時樁-筒復合基礎豎向極限承載力，Vbi為b=im(i=2、4、6、8、10)時樁-筒復合基礎豎向極限承載力。計算結果如圖4所示，上覆軟黏土層厚度b分別為2、4、6、8、10 m時，樁-筒復合基礎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，當上覆軟黏土層厚度小于筒結構入土深度(b≤6 m)時，復合基礎中筒結構底部在彈性模量較高的砂土中，上覆黏土層對樁-筒復合基礎的豎向承載力影響較小；當上覆軟黏土層厚度大于筒結構入土深度(b>6 m)時，復合基礎中筒結構完全在彈性模量較小的軟黏土中，上覆黏土層對樁-筒復合基礎的豎向承載力影響較大，但是隨著黏土層厚度的繼續增加，豎向承載力降低率的增加趨勢漸緩。

圖4 上覆軟黏土層對豎向承載力的影響

為了進一步研究上覆軟黏土層對樁-筒復合基礎豎向承載性能的影響，分析不同軟黏土層厚度時復合基礎中筒結構和樁對豎向荷載的分擔情況，采用筒結構豎向荷載分擔比p表示為

(2)

式中：VB為復合基礎承載力達到極限承載力時，筒結構所承擔的豎向合力；VP為復合基礎承載力達到極限承載力時，樁所承擔的豎向合力。樁-筒復合基礎中筒結構和樁結構各自所承擔的豎向合力分別通過提取各個結構在泥面處截面Z方向的軸力得到。

圖5為不同厚度上覆軟黏土層時樁-筒復合基礎中筒結構豎向荷載分擔比p，上覆軟黏土層厚度b分別為0、2、4、6、8、10 m時，筒結構豎向荷載分擔比p分別為84.93%、84%、83.36%、79.69%、56.77%、56.10%?？梢钥闯?，當上覆軟黏土層厚度小于筒結構入土深度(b≤6 m)時，樁-筒復合基礎豎向承載力主要由筒結構提供，但隨著上覆軟土層厚度的增加，筒結構豎向荷載分擔比p逐漸減小。當上覆軟黏土層厚度小于筒結構入土深度(b>6 m)時，筒結構完全在軟黏土層中，筒結構豎向荷載分擔比p快速減小，但當上覆軟土層厚度達到 8 m時，隨著上覆軟黏土厚度的增加，筒結構豎向荷載分擔比p變化較小，樁和筒結構的荷載分擔比趨于穩定。

圖5 上覆軟黏土層對豎向荷載分擔比的影響

由圖4和5可知，上覆軟黏土層的砂土地基中，樁-筒復合基礎豎向承載特性受軟黏土層厚度的影響，同時，以筒入土深度為分界線，復合基礎中樁和筒結構的荷載分擔機制發生很大的改變。這是由于樁-筒復合基礎豎向承載力由側向摩擦力和底部地基豎向抵抗力提供，且以筒結構底部端承型受荷為主。當筒結構底部在彈性模量較大的砂土中時，樁-筒復合基礎的承載性能受上覆軟土層厚度的影響較小，筒結構底部分擔了大部分的豎向荷載；當上覆軟黏土層厚度超過筒結構入土深度時，筒結構底部無法分擔很大的豎向荷載，樁和筒結構的荷載分擔機制發生改變，樁承受較大的豎向荷載。

2.2 樁-筒復合基礎水平承載性能

圖6為有上覆軟黏土層的砂土場地中樁-筒復合基礎在水平荷載作用下荷載-位移曲線?？梢钥闯?，隨著上覆軟黏土厚度的增加，樁-筒復合基礎水平承載力逐漸減小?，F有海上風電相關設計規范規定，為保證海上風力發電機的正常運行，應限制支撐結構的轉角[19-20]。武科[21]對軟土地基中筒基礎的承載特性進行了研究，結果表明，基礎轉角達到0.05 rad(2.8°)時，筒基礎失穩破壞。取樁-筒復合基礎頂部中心處轉角為2.5°時作為基礎失穩破壞的極限狀態。本文取樁-筒復合基礎達到轉動的極限狀態時，樁-筒復合基礎水平抗力H作為其水平極限承載力。樁-筒復合基礎在水平荷載作用下泥面處轉角通過式(3)計算得到：

圖6 水平荷載-位移曲線

(3)

式中:u3左為基礎左端的豎向位移；u3右為基礎右端的豎向位移；D為筒結構直徑，D=20 m。

當基礎達到極限狀態時，上覆軟黏土層厚度b分別為0、2、4、6、8、10 m所對應的樁-筒復合基礎水平極限承載力分別為124.39、115.34、96.74、66.48、48.40、43.21 MN。

計算上覆軟黏土層厚度b分別為2、4、6、8、10 m時與b為0時樁-筒復合基礎水平極限承載力降低率c，即

(4)

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

計算結果如圖7所示，上覆軟黏土層厚度b分別為2、4、6、8、10 m時，樁-筒復合基礎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 上覆軟黏土層對水平承載力的影響

并通過計算水平承載力降低率隨上覆軟土層厚度的變化率c′來描述上覆軟黏土層厚度與水平承載力的變化規律，即

(5)

式中：ci為上覆軟黏土層厚度b=im時樁-筒復合基礎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-筒復合基礎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′計算結果如圖7所示?？梢钥闯觯S著上覆軟黏土層厚度的增加，樁-筒復合基礎水平承載力逐漸減小。當上覆軟黏土層厚度小于筒結構入土深度(b≤6 m)時，復合基礎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；當上覆軟黏土層厚度大于筒結構入土深度(b>6 m)時，復合基礎水平承載力降低率增加趨勢變緩，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，計算不同上覆軟黏土層厚度下復合基礎中筒結構水平荷載分擔比

(6)

式中：HB為復合基礎承載力達到水平極限承載力時筒結構所承擔的水平合力，HP為復合基礎承載力達到水平極限承載力時樁所承擔的水平合力。樁-筒復合基礎中筒結構和樁結構各自所承擔的水平合力分別通過提取各個結構在泥面處截面的X方向剪力得到。

計算結果如圖8所示，上覆軟黏土層厚度b分別為0、2、4、6、8、10 m時，筒結構水平荷載分擔比q分別為93.83%、92.68%、90.50%、83.83%、78.55%、77.30%?？梢钥闯觯步Y構水平荷載分擔比q隨著上覆軟黏土層厚度增加而逐漸減小，樁-筒復合基礎中水平承載主要以筒結構為主。

圖8 上覆軟黏土層對水平荷載分擔比的影響

圖9為不同上覆軟黏土層厚度時，樁-筒復合基礎達到極限狀態時，復合基礎的彎矩隨入土深度的變化?？梢钥闯?，當上覆軟黏土層厚度小于筒結構入土深度(b≤6 m)時，復合基礎的彎矩以筒底部處為分界線，呈現雙峰型分布；同時，上覆軟黏土層厚度較小(b=2、4 m)時，上覆軟黏土層厚度對復合基礎的彎矩影響較小，分布形態基本相同。當上覆軟黏土層厚度大于筒結構入土深度(b>6 m)時，復合基礎的彎矩呈單峰型分布，復合基礎中上部筒結構承受的彎矩減小，下部樁承受的彎矩增大。水平荷載作用下，由于樁-筒復合基礎與土體之間的相互作用，樁-筒復合基礎將荷載傳遞給地基土地。由于上覆軟黏土層相對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，導致樁-筒復合基礎上部結構承擔彎矩荷載減小，下部結構承擔彎矩增大。

圖9 彎矩隨基礎埋深的變化

2.3 樁-筒復合基礎抗彎承載性能

在樁-筒復合基礎泥面處施加轉角位移，得到泥面處參考點彎矩，結果如圖10所示。同理，取樁-筒復合基礎泥面處轉角為2.5°時參考點處的彎矩荷載作為基礎的抗彎極限承載力。上覆軟黏土層厚度b分別為0、2、4、6、8、10 m時，樁-筒復合基礎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。從計算結果可以看出，隨著上覆黏土層厚度的增加，樁-筒復合基礎的抗彎極限承載力逐漸減小。

圖10 彎矩與轉角的關系

為進一步研究上覆軟黏土層對樁-筒復合基礎抗彎極限承載力的影響，計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′，分別通過式(7)和(8)計算得到：

(7)

(8)

式中：Mb0為b=0時樁-筒復合基礎抗彎極限承載力，Mbi為b=im(i=2、4、6、8、10)時樁-筒復合基礎抗彎極限承載力，di為上覆軟黏土層厚度b=im時樁-筒復合基礎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)。

計算結果如圖11所示，上覆軟黏土層厚度b分別為2、4、6、8、10 m時，樁-筒復合基礎的水平承載力降低率c分別為4.29%、13.44%、34.86%、49.67%、52.73%?？梢钥闯?，隨著上覆軟黏土層厚度的增加，樁-筒復合基礎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。當上覆軟黏土層厚度小于筒結構入土深度(b≤6 m)時，樁-筒復合基礎抗彎極限承載力降低率逐漸增加，上覆黏土層厚度對基礎抗彎極限承載力的影響較大；當上覆軟黏土層厚度大于筒結構入土深度(b>6 m)時，筒結構完全在軟黏土層中，復合基礎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變緩。因此，當樁-筒復合基礎中筒結構完全在上覆軟黏土層中時，上覆軟黏土層厚度的變化對基礎的抗彎承載性能影響較小。

圖11 上覆軟黏土層對抗彎承載力的影響

為了更好地解釋上覆黏土層厚度對樁-筒復合基礎抗彎承載性能的影響，計算不同上覆軟黏土厚度時復合基礎轉動剛度與轉角的關系，轉動剛度G通過轉角θ與彎矩M的關系曲線斜率得到，計算結果如圖12所示?？梢钥闯觯?/p>

圖12 轉動剛度與轉角的關系

1)樁-筒復合基礎轉角較小時(θ≤0.5°)，基礎的轉動剛度隨著轉角的增大而快速減小，這是因為基礎轉角較小時，基礎中抗彎承載力主要由上部軟黏土層提供。當樁-筒復合基礎轉角較大時(θ>0.5°)，基礎轉動剛度的減小趨勢逐漸變緩，基礎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，基礎的轉動剛度逐漸減小。以b=6 m為分界線，樁-筒復合基礎的轉動剛度變化有很明顯的區別。

3 復合荷載(H-M)作用下樁-筒復合基礎承載性能

海上風電支撐結構主要承受由上部風荷載和波浪荷載產生的水平力和彎矩，海上風電基礎設計時應考慮水平荷載和彎矩荷載共同作用下的承載性能。數值模型計算中，通過在樁-筒復合基礎的上部附加一段長度為e的剛性梁，水平荷載在剛性梁頂端施加，通過改變剛性梁的長度得到不同的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，根據力學關系可知，復合基礎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復合加載

分別對不同的e情況下，不同厚度的上覆軟黏土層樁-筒復合基礎承載性能進行研究。圖14為e=40 m時，H-M復合作用下剛性梁頂端水平荷載和位移的關系。圖15為e=40 m時，H-M復合作用下樁-筒復合基礎在泥面位置處受到的彎矩和轉角的關系。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應的泥面位置處彎矩減小。

圖14 水平荷載-位移曲線

圖15 彎矩與轉角的關系

同樣，當樁-筒復合上部轉角為2.5°時，基礎達到服務極限狀態，剛性梁頂端受到的水平荷載為水平極限荷載Hu，泥面處基礎的極限彎矩為Mu=Hu×e。圖16為e=40 m時，達到服務極限狀態時，水平荷載和彎矩復合作用下基礎結構受到的彎矩在長度方向的變化?？梢钥闯?，隨著上覆軟黏土層厚度增加，基礎結構受到的彎矩荷載減小，基礎抗彎性能降低。當上覆軟黏土層厚度較小時，樁-筒復合基礎受到的彎矩荷載在長度方向的分布形態相似，筒結構承受較大的彎矩荷載；當上覆軟黏土層厚度大于筒結構入土深度時，水平荷載和彎矩荷載復合作用下復合基礎中的筒結構無法承受大部分彎矩荷載，而筒結構下部的樁分擔較大的彎矩荷載。結果表明，上覆黏土層厚度改變了樁-筒復合承受荷載的狀態，在設計中應充分考慮上覆軟黏土層對基礎結構受荷狀態的影響。

圖16 彎矩分布規律

圖17為不同上覆軟黏土層厚度下，不同e時基礎的水平極限荷載和彎矩極限荷載。可以看出，水平極限荷載和彎矩極限荷載之間為線性關系，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

進一步研究上覆軟黏土層對樁-筒復合基礎承載性能的影響，定義考慮水平荷載和彎矩荷載的復合作用下樁-筒復合基礎的初始剛度kinit，通過式(9)計算得到，物理意義為當轉角為0°時樁-筒復合基礎水平荷載H和轉角θ關系曲線的切線斜率[22]。

(9)

圖18和19分別為樁-筒復合基礎初始剛度kinit與e(水平荷載離心率)和上覆軟黏土層厚度b之間關系。從圖18可以看出，初始剛度kinit隨著e的增加而減?。划攅增加到一定值時，初始剛度kinit變化趨勢變緩。結合圖18和19的分析可知，e較小時所對應的kinit相對e較大時所對應的kinit要大很多，導致圖19中e=40、100 m時kinit隨b的變化關系顯示為直線。圖20為e=40、100 m時樁-筒復合基礎初始剛度kinit與上覆軟黏土層厚度b的關系。