樁-筒組合基礎在單層黏土中水平承載性能分析

丁紅巖，胡彩清，張浦陽1，，朱東劍

(1.天津大學 水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300072;2.天津大學 建筑工程學院，天津300072;3.濱海土木工程結構與安全教育部重點實驗室(天津大學)，天津 300072)

近年來，能源問題成為制約人類社會發展的重大問題。風能作為清潔環保的可再生能源之一，被世界各國廣泛重視。近海領域有著豐富的風能資源，自1991年世界第一座海上風電場在丹麥建成以來，開發利用海上風能已逐漸成為風電發展的大趨勢。海上風電場建設中，風機基礎建設有著十分重要的地位。目前，海上風電場的風機基礎形式主要有重力式、單樁、導管架及筒型基礎等。在已建成的海上風電場中，單樁基礎受力明確，施工方便，所占比例較大。筒型基礎作為一種新型的海上風電基礎，具有環保﹑安全﹑投資成本低等諸多優點，在海上風電場的發展中，筒型基礎勢必得到廣泛的應用［1-2］。

圖1 海上風電樁-筒組合基礎示意Fig.1 Schematic diagram of pile-bucket foundation

樁-筒組合基礎是將單樁基礎與筒型基礎組合的一種新型海上風電基礎形式，見圖1。施工時，先將筒體沉入海床中，再在中間打入樁，樁與筒體之間的連接部分采用混凝土灌漿處理。與傳統單樁基礎相比，樁-筒組合基礎具有以下優勢:1)樁頂水平荷載大部分由筒體承擔，改變了單樁受力模式，在與傳統樁基礎用鋼量相同情況下，樁-筒組合基礎可較大程度地提高承載力，可以運用到更大功率的風機上;2)樁長和樁徑減小可大幅度降低海上打樁費用，同時，筒型基礎利用浮力在海上運輸，靠自重及負壓下沉，所增加的施工費用占總體費用的比重很小，基礎整體施工費用較傳統單樁相比有所降低;3)沉放入位的筒體可改善樁基定位問題，方便整體施工。

以單層黏土中海上風電單樁基礎為參照，以降低總用鋼量為原則，研究海上風電樁-筒組合基礎水平承載特性?；趩螛蹲冃卫碚撚嬎惴椒ㄖ械臉O限地基反力法，提出黏土中樁-筒組合基礎承載力近似計算公式。通過大型有限元軟件ABAQUS建立模型，研究影響樁-筒組合基礎承載力與變形的主要因素。最后根據實際工程中的荷載及地質條件，設計出3MW風機單樁基礎和樁-筒組合基礎，比對分析承載特性及破壞模式。

1 理論分析

目前，水平受荷樁的計算方法主要有極限地基反力法(極限平衡法)、彈性地基反力法(m法)和p-y曲線法。極限地基反力法假定樁為剛性，在不考慮樁身變形的情況下，根據土的極限其靜平衡來求樁頂水平承載力，適用于入土較淺或者土質較軟的剛性短樁，故本文選用上述方法。m法假定土體完全彈性，用梁的彎曲理論求樁的水平承載力，此法在我國應用較廣泛。但其假定土體完全彈性，樁變形較大時不符合實際。p-y曲線法是利用樁周圍土體應力應變關系曲線計算樁內力及位移的一種理想性方法，在國外工程中常用。API規定，對于黏性土，采用Matlock提出的p-y曲線進行分析［4］;對于砂土，采用Murchison and O’Neill提出的 p-y 曲線進行分析［5］。

對于筒型基礎水平承載力的分析，Murff［6］等針對不排水吸力沉箱提出計算方法;吳夢喜［7］等提出筒型基礎承載力計算的極限反力法;武科［8］等對筒型基礎進行了彈塑性分析和極限狀態破壞研究。

圖2 樁-筒組合基礎尺寸及受力模式Fig.2 Size and mechanical mode of pile-bucket foundation

樁-筒組合基礎中，單樁泥面以上高度為l，泥面以下長度為L，直徑為d，壁厚t沿長度方向不變。筒體上部肋板高度為h，下部高度為H?；陴ね林袉螛对谒胶奢d作用下計算方法中的極限地基反力法(極限平衡法)進行理論分析。樁長度較短，假定樁為剛性，不考慮樁身變形及樁體破壞，根據土體性質，提出圖2所示受力模式。Broms對于粘性土中的短樁，以粘性土不排水抗剪強度Cu的9倍作為極限承載力［9］。

對于黏土中樁-筒組合基礎在樁頂水平荷載Hu的作用下，樁和筒體產生的水平位移，由于筒體水平位移較小，認為筒體沿水平作用方向只發生平動，筒體發生滑動失效［10］。

圖3 筒體受力示意Fig.3 Loads of the bucket

為簡化計算，假設筒體在水平方向僅受土壓力和底部剪力作用，同時具有足夠的水平抗力及底部摩擦力，見圖3。忽略筒壁和筒頂厚度對計算公式的影響，則筒體水平抗力:

式中:H為筒體入土深度，D為筒體外徑，d為單樁外徑，Pu(h)為泥面以下深度h處的極限應力，Cu為土的不排水抗剪強度。

式(1)表明，當樁徑一定時，筒體水平抗力FH隨筒體外徑增大而增大，隨入土深度增大而增大。

樁在頂部水平力和筒體水平抗力的作用下，沿樁下部某點發生轉動。為簡化計算，假定水平地基反力沿全長范圍內為常數，且在轉動點上下方向相反。設轉動點到樁底部距離為x，由水平力平衡得:

則

對樁底取矩得:

將式(3)代入式(4)，解得:

式(5)表明，單層黏土中樁-筒組合基礎水平承載力受筒體水平抗力、樁徑、樁入土深度影響。若樁身剛度較大，樁在水平荷載作用下變形和應力較小，則整體結構水平承載力隨筒體外徑、樁入土深度的增加而增大。筒壁高度對水平承載力的影響由式(5)無法判斷。樁壁厚及筒體壁厚的影響本文理論分析部分未予研究。同時，式(5)是根據極限地基反力法提出的，故應滿足以下條件:1)樁為剛性短樁，不考慮樁身變形的影響;2)土質為粘性土;3)筒體在水平荷載作用下發生滑動破壞，樁沿下部某點發生轉動。

2 有限元分析

2.1 有限元計算模型

采用有限元軟件ABAQUS，針對復雜本構模型﹑復雜工況﹑復雜場變量進行二次開發分析［11］。

文中研究對象為風機單樁基礎和樁-筒組合基礎。單樁基礎入土深度L=40 m，上部樁長l=15 m，總長55 m，外徑d=5 m，壁厚t=60 mm，樁徑及壁厚沿樁長不變。樁-筒組合基礎中的樁上部長度與單樁基礎相同，外徑d=5 m，筒體泥面以上高度h=3 m，上部設置8個肋板，肋板厚度及筒體壁厚、頂板厚度均為20 mm，各模型不變。樁、筒中間留有0.1 m空隙，灌入C30混凝土。樁-筒組合基礎中樁的入土深度L、樁壁厚t、筒外徑D，筒壁高H(筒體入土深度)為控制變量。具體模型參數見表1。

圖4 有限元模型Fig.4 Finite element model

計算中，土體和基礎均采用六面體八節點減縮積分格式的三維實體單元(C3D8R)建立有限元模型(見圖4)。單樁和筒體鋼材均采用彈塑性本構模型，重度γ =78 kN/m3，彈性模量 E=210 GPa，泊松比 μ =0.3，Mises屈服強度為345 MPa;混凝土重度γ=24 kN/m3，彈性模量E=30 GPa，泊松比μ=0.2，本構關系取自《混凝土結構設計規范》(GB50010-2010)附錄 C［12］;地基土體采用Mohr-Coulomb彈塑性本構，重度γ =19.5 kN/m3，彈性模量 E=13.5 MPa，泊松比μ =0.3，摩擦角 φ =12°，粘聚力 c=25 kPa。

為降低土體邊界效應對計算結果的影響，土體直徑取60 m，深度取60 m。土體側向邊界徑向約束，底部邊界全部約束。土體與筒體、樁之間的接觸以及混凝土灌漿與樁、筒之間的接觸均采用庫倫接觸模型，切向設置摩擦系數，分別為0.25和0.6;法向為自由接觸，接觸雙方可發生相對分離。模型采用力控制和位移控制兩種加控制方法，探究不同變量對模型承載性能的影響。加載前進行地應力平衡，以消除結構重力產生的附加影響。

表1 模型參數表Tab.1 Model parameters

2.2 樁-筒組合基礎有限元模型結果分析

2.2.1 有限元計算結果分析

當采用力控制加載時，在樁頂施加1 MN水平力和100 MN·m彎矩;位移控制加載時，在樁頂施加水平方向位移(x=0.1，d=0.5 m)。力控制加載和位移控制加載下各模型計算結果見表2和表3。

表2 力控制加載計算結果Tab.2 Results of the load control process

表3 位移控制加載計算結果Tab.3 Results of the displacement control process

結果表明，在相同受力效果情況下，樁-筒組合基礎與單樁基礎相比，可節省用鋼量約5% ～10%。在相同用鋼量的情況下，可提高樁頂水平承載力約5% ～15%，減小基礎傾斜度約5% ～10%。

2.2.2 樁入土深度對水平承載性能的影響

對比1、2、3號模型計算結果可知，樁-筒組合基礎通過在樁外設置筒型基礎，可有效減小樁入土深度。隨著樁入土深度增加17% ～33%，荷載相同時基礎傾斜度降低11% ～18%，樁身應力基本不變;樁頂水平位移相同時承載力增加16%～31%。

圖5 不同樁入土深度樁頂荷載-位移關系Fig.5 Load-displacement responses for different depths of pile

圖6 不同樁入土深度的樁-筒組合基礎在相同水平荷載作用下樁身位移分布曲線Fig.6 Distribution of displacement on pile surfaces for different depths of pile under the same loads

圖6表明，樁入土深度較短時，沿樁深度位移分布近似線性，隨著入土深度增加，位移分布曲線曲率增大，逐漸趨近于單樁。

2.2.3 樁壁厚對水平承載性能的影響

對比1、4、5號模型計算結果可知，隨著樁壁厚減小17% ～33%，樁-筒組合基礎水平承載性能下降，荷載相同時基礎傾斜度增大10%～24%，樁身最大應力增大19% ～48%;樁頂水平位移相同時承載力降低3% ～5%。因此，樁壁厚對樁身應力水平影響較大。

圖7、圖8表明，樁壁厚對樁-筒組合基礎泥面以下沿樁身深度位移分布基本沒有影響，只影響泥面以上樁身位移分布。

圖7 不同樁壁厚時樁頂荷載-位移關系Fig.7 Load-displacement responses for different thicknesses of pile

圖8 不同樁壁厚的樁-筒組合基礎在相同水平荷載作用下樁身位移分布曲線Fig.8 Distribution of displacement on pile surfaces for different thicknesses of pile under the same loads

2.2.4 筒外徑對水平承載性能的影響

對比1、6、7號模型計算結果可知，隨著筒外徑增大17% ～33%，樁-筒組合基礎在荷載相同時基礎傾斜度降低6% ～13%，樁身應力基本不變;樁頂水平位移相同時承載力增加11% ～22%。如圖9、圖10所示。

圖9 不同筒外徑時樁頂荷載-位移關系Fig.9 Load-displacement responses for different diameters of bucket

圖10 不同筒外徑的樁-筒組合基礎在相同水平荷載作用下樁身位移分布曲線Fig.10 Distribution of displacement on pile surfaces for different diameters of bucket under the same loads

2.2.5 筒壁高度對水平承載性能的影響

對比1、8、7號模型計算結果可知，隨著筒壁高度增大33% ～67%，樁-筒組合基礎在荷載相同時樁頂水平位移基本不變，如圖11、圖12所示。分析認為，筒壁高度達到3 m時，筒體已經有了足夠的剛度，所以再增加筒壁高度對樁-筒組合基礎水平承載性能影響很小。

通過對比分析可得，樁長、樁壁厚和筒外徑對樁-筒組合基礎水平承載性能影響較大，但增加樁長、樁壁厚都會大大增加用鋼量。所以在工程應用中，建議適當增大筒體外徑，減小樁長，樁壁厚采用與普通單樁基礎相同即可。

圖11 不同筒壁高度時樁頂荷載-位移曲線Fig.11 Load-displacement responses for different heights of bucket

圖12 不同筒壁高度的樁-筒組合基礎在相同水平荷載作用下樁身位移分布曲線Fig.12 Distribution of displacement on pile surfaces for different heights of bucket under the same load

3 工程分析

3.1 概述

擬建海上風電場位于江蘇地區，單機裝機容量為3MW，土質參數見表4。

擬設計單樁基礎和樁-筒組合基礎，控制兩種基礎總用鋼量相等，通過建立有限元模型，比對分析結果。單樁基礎總樁長55 m，入土深度40 m，樁徑6 m，壁厚60 mm，樁徑及壁厚沿樁長不變，總用鋼量480 t。樁-筒組合基礎中樁長43 m，入土深度28 m，樁徑6 m，壁厚60 mm，樁徑及壁厚沿樁長不變;筒體外徑16 m，筒高3 m，上部肋板高度3 m，所有壁厚均為20 mm，總用鋼量476 t。利用有限元軟件ABAQUS建立模型計算分析。

表4 土體參數Tab.4 Soil parameters

3.2 結果分析

有限元計算結果表明，3MW風機樁-筒組合基礎受力效果明顯優于單樁基礎，基礎傾斜度較單樁降低16%，泥面處水平位移較單樁減小37%。筆者分析認為，海上風電基礎所承受的荷載中，水平荷載為主要控制荷載，豎向荷載相對較小。樁在水平荷載作用下，受到周圍土抗力作用，在泥面以下一定深度處嵌固。樁-筒組合基礎與單樁基礎相比，通過沉放筒體承擔一定水平荷載，使樁的嵌固點上移，明顯改善受力效果。計算結果如表5所示。

表5 3 MW基礎計算結果Tab.5 Results of the 3 MW foundation

圖13(a)、13(b)給出了3 MW單樁基礎與樁-筒組合基礎在相同荷載作用時的基礎位移情況。可以看出，樁-筒組合基礎變形模式與傳統單樁基礎不同，樁-筒組合基礎在樁下部某點發生轉動，轉動點距泥面約2d(d為樁徑)，其變形模式類似于泥面處受約束的剛性短樁。

圖13 單樁基礎和樁-筒組合基礎位移云圖Fig.13 Displacement of pile foundation and pile-bucket foundation

圖14 單樁基礎和樁-筒組合基礎等效應變云圖Fig.14 The equivalent plastic strain of pile foundation and pile-bucket foundation

由圖14可知，樁-筒組合基礎在荷載作用下，在樁轉動點以上，與荷載作用方向相同的土體處于被動區，相反一側的土體處于主動區;轉動點以下情況相反。水平荷載作用使筒體擠壓被動區土體，隨著荷載的增大，土體出現塑性破壞區域;在主動區一側，筒體與土體逐漸分離，筒體底部會出現局部塑性破壞區。在轉動點附近，被動區土體由于受到樁的擠壓，產生塑性區。在樁底部，出現與荷載作用方向相反的較大水平位移，使主動區土體產生較大塑性破壞區域。

4 結語

1)單層黏土中樁-筒組合基礎理論分析與有限元模型分析結果吻合較好，驗證了利用三維有限元分析樁-筒組合基礎水平承載性能的可行性;

2)由變動參數的比較研究可知，在一定范圍內，樁-筒組合基礎水平承載性能隨著樁入土深度、樁壁厚、筒體外徑的增大而提高;

3)由于嵌固點提高，在荷載、地質條件和用鋼量相等的情況下，3 MW風機樁-筒組合基礎較單樁基礎相比，傾斜度和位移明顯降低，承載性能提高;

4)樁-筒組合基礎受荷破壞模式為轉動破壞，轉動中心位于筒體底部與樁底之間的某點上;

5)采用理論分析與有限元計算相結合的方式對樁-筒組合基礎在黏土中的承載性能進行分析，實際工程中結構-土體的相互作用非常復雜，目前國內外對此研究不是很成熟，因此，對于樁-筒組合基礎可以現場試驗作為驗證，提高分析的可靠性。

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