大直徑單樁水平受荷機制數值研究

周 紅 群

(杭州藍翔購物有限公司，浙江 杭州 310051)

大直徑單樁水平受荷機制數值研究

周 紅 群

(杭州藍翔購物有限公司，浙江 杭州 310051)

大直徑單樁基礎是目前使用最廣泛的海上風機基礎形式。目前，水平受荷樁的分析與設計普遍采用基于Winkler地基模型的p—y曲線法，即將土體簡化為一系列分布彈簧，將樁基簡化為梁單元。但是，現有規范中給出的p—y曲線是基于試樁樁徑主要不超過1.2 m、長徑比大于20的現場水平荷載試驗結果得到，并不適用于大直徑剛性短樁。基于三維有限元模型，對大直徑單樁的水平受荷機制展開研究。研究表明，API遠遠高估了大直徑單樁基礎的初始剛度，而低估了土體極限抗力。大直徑大樁基礎的破壞模式分為淺層的楔形破壞和深層的面內轉動。

大直徑單樁，水平受荷，數值分析，p—y曲線

0 引言

目前，國內外海上風機的基礎形式主要包括：重力式基礎、吸力桶基礎、超大直徑單樁基礎、三腳架基礎、導管架基礎和群樁基礎等[1,2]。在歐洲已完成的3 589座海上風機中，大直徑單樁基礎占了81%以上?？紤]到未來10年～15年內海上風機的建設主要集中在25 m～35 m的水深內，因此大直徑單樁基礎未來仍是工程人員的首選。

相比于傳統的陸上樁基，海上風機基礎受到風、浪、流的聯合作用，基礎以水平受荷為主。海上風機單樁基礎的設計國內外目前最常用的是美國石油協會(API)規范中的p—y曲線法，即將地基沿樁深度方向離散為一系列彈簧，而樁被簡化為一維梁桿單元。砂土中的API規范是基于直徑0.61 m，埋深21 m，長徑比為34.4的2組靜力和5組循環現場試驗得到[3]，樁基屬于細長樁，并不適用于大直徑單樁。

本文選取典型的大直徑單樁基礎，采用三維有限元模型，對大直徑剛性短樁的水平受荷性能進行研究，揭示基礎破壞模式和樁—土間荷載傳遞機制，為工程設計提供參考。

1 三維有限元模型及參數

本文采用有限元軟件ABAQUS建立海上風機大直徑單樁基礎的分析模型?；谀壳耙呀êＩ巷L機，本文選用一個典型的單樁基礎尺寸，樁基直徑為6 m，壁厚7 cm，埋深30 m。樁基材料為鋼材，彈性模量取210 GPa,泊松比為0.3。為了簡化分析過程，樁基采用具有相同的抗彎剛度的圓柱體模擬。如圖1所示為土體與樁體的有限元網格。樁體采用8節點6面體減縮積分單元(C3D8R)，土體采用8節點6面體單元(C3D8)模擬。土體直徑為120 m(20倍樁徑)，深度為60 m(2倍埋深)，側向邊界限制軸向和切向位移，土體底部邊界固定。樁體與土體界面采用庫侖摩擦接觸，樁土界面允許脫開，界面摩擦系數為0.53。

砂土采用滿足摩爾—庫侖屈服準則的理想彈塑性模型模擬。摩爾—庫侖模型的屈服面方程如下:

式中：J——偏應力不變量；

c——土體粘聚力；

p′——平均有效應力；

θ——應力洛德角；

φ——土體內摩擦角。

本模型的土體參數：泊松比為0.3，粘聚力0.1 kPa，土體重度為1 500 kg/m3，土體彈性模量取20 MPa。

2 結果分析

如圖2所示，為樁頭荷載—位移響應。同時，圖中也包含了基于API規范計算得到的樁基荷載—位移響應。可以看到基于API規范建議的p—y曲線計算得到的樁頭響應，遠遠高估了基礎的初始剛度，而低估了基礎的極限承載力。

為了定量評估API規范與3D有限元模型分析結果間的差異，根據Kulhawy等[4]的建議，采用雙曲線法擬合有限元計算的力—位移結果：

式中：a，b——常數，樁體初始樁頭剛度和水平極限承載力即a和b；

F,δ——樁頭的荷載和位移。

從表1可以看到API計算得到的初始剛度是3D有限元計算結果的6倍，而極限承載力僅僅為3D有限元結果的70%。由此可見，目前API規范建議的p—y曲線并不適用于大直徑單樁基礎，使用該p—y曲線會使設計偏于不保守。

表1 樁基初始剛度和極限承載力

如圖3所示為大直徑單樁基礎在水平荷載作用下的位移云圖和樁身變形。可以看到，基礎的破壞模式分為兩部分，即淺層的楔形破壞和深層的平面轉動?；A的轉動中心位于0.75D～0.8D左右。相比于大直徑單樁，API規范給出的p—y曲線是針對柔性樁提出，并假設基礎的破壞模式為淺層楔形破壞和深層的繞樁流動，因此無法正確預測基礎響應。

3 結語

本文結合基于三維有限元模擬，針對大直徑單樁基礎的水平受荷機制和失效模式展開了研究。計算表明：

1)現有API規范給出p—y曲線并不適用于大直徑單樁基礎。使用API規范會高估基礎的初始剛度，而低估極限承載力參考文獻；

2)大直徑單樁在水平荷載作用下表現為淺層的楔形破壞和深層的面內轉動，樁體整體破壞模式為剛性轉動，轉動中心位置在0.75D左右。

[1] 倪云林,辛華龍,劉 勇.我國海上風電的發展與技術現狀分析[J].能源工程,2009,4(5):33-34.

[2] 楊 超.海上風機樁基礎設計研究[D].哈爾濱:哈爾濱工程大學,2009.

[3] Cox W R, Reese L C, Grubbs B R. Field testing of laterally loaded piles in sand[A].Offshore Technology Conference. Offshore Technology Conference[C].1974.

[4] Kulhawy F H, Chen Y J. A thirty-year perspective of Broms’ lateral loading models, as applied to drilled shafts[A].Proceedings, Bengt B. Broms’ Symposium in Geotechnical Engineering[C].1995:13-15.

Numericalanalysisonthelateralloadingmechanismoflargediametermonopile

ZhouHongqun

(HangzhouLanxiangCo.,Ltd,Hangzhou310051,China)

Large diameter monopile is the most widely used foundation in offshore wind turbine market. Winkler model basedp—ycurve method is the most adopted method in the design of laterally loaded pile. However, thep—ycurve in current industry standard was developed from field lateral loading test results mainly on flexible piles with diameters not greater than 1.2 m and ratios of pile embedded length to outer diameter larger than 20, which is not applicable to large diameter rigid short monopile. To reveal the load resistance mechanism of the monopile under lateral loading, three-dimensional finite element analysis was performed in this thesis. The analysis results show that the failure mechanism of large diameter monopile comprise of two parts: wedge failure at shallow depth and plane rotation at depth. Furthermore, the API overestimate the initial stiffness and underestimated the ultimate soil resistance ofp—ycurves.

large diameter monopile, laterally loading, numerical analysis,p—ycurve

1009-6825(2017)29-0103-03

2017-08-03

周紅群(1991- ),男

TU473.1

A