劉 潤(rùn)，李寶仁,，練繼建，丁紅巖

海上風(fēng)電單樁復(fù)合筒型基礎(chǔ)樁筒共同承載機(jī)制研究

劉 潤(rùn)1，李寶仁1,2，練繼建1，丁紅巖1

(1. 天津大學(xué)水利工程仿真與安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072；2. 天津市勘察院，天津 300191)

海上風(fēng)電單樁復(fù)合筒型基礎(chǔ)(PBCF)可同時(shí)具有樁基礎(chǔ)和筒型基礎(chǔ)的承載優(yōu)勢(shì)，荷載在基樁與基礎(chǔ)筒間的傳遞是樁筒協(xié)同承載的關(guān)鍵．運(yùn)用數(shù)值分析方法，以3,MW海上風(fēng)機(jī)為研究對(duì)象，分析了單樁復(fù)合筒型基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的樁筒結(jié)構(gòu)尺寸與入土深度對(duì)地基承載力及變形的影響．分析結(jié)果表明，在上部荷載作用下，基樁承擔(dān)了豎向荷載和大部分彎矩，而基礎(chǔ)筒分擔(dān)了由于樁身變位傳遞的水平向荷載和部分彎矩，基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)整體具有較好的協(xié)同承載模式；合理設(shè)計(jì)基礎(chǔ)筒與基樁的直徑比能有效控制荷載分擔(dān)和基礎(chǔ)的水平變位，減小沉降差；正交試驗(yàn)結(jié)果表明，影響基礎(chǔ)水平變位及差異沉降的因素按敏感度排序依次為：基礎(chǔ)筒直徑＞基樁直徑＞筒裙長(zhǎng)度＞基樁樁長(zhǎng)．

單樁復(fù)合筒型基礎(chǔ)；協(xié)同承載；極限承載能力；數(shù)值模擬；正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

風(fēng)能作為一種清潔的可再生能源，越來越受到世界各國(guó)的重視．由于發(fā)展海上風(fēng)電不占用陸上土地，而且海上風(fēng)能資源豐富，適宜于大規(guī)模開發(fā)，因而海上風(fēng)電已成為未來風(fēng)電發(fā)展的必然趨勢(shì)．歐洲是世界發(fā)展海上風(fēng)力發(fā)電的先驅(qū)，擁有先進(jìn)的核心技術(shù)，海上風(fēng)電場(chǎng)正朝著大規(guī)模、深水化、離岸化方向發(fā)展．我國(guó)擁有十分豐富的近海風(fēng)能資源，可開發(fā)風(fēng)能資源估計(jì)在10×108,kW以上，其中海上風(fēng)電資源占7.5×108,kW，具有很大的商業(yè)化、規(guī)?；l(fā)展的潛力[1]，東部沿海特別是江蘇等沿海灘涂及近海具有開發(fā)風(fēng)電的良好條件．但我國(guó)海上風(fēng)電產(chǎn)業(yè)還處于準(zhǔn)備和探索階段，如果能夠充分利用這些資源，將會(huì)有效緩解我國(guó)東部電力供應(yīng)緊張的現(xiàn)狀．

海上風(fēng)機(jī)載荷特性不同于岸上風(fēng)機(jī)和常規(guī)海上結(jié)構(gòu)，作用載荷十分復(fù)雜．海上風(fēng)機(jī)整體結(jié)構(gòu)高，承受更大的風(fēng)載荷，具有更多的動(dòng)態(tài)響應(yīng)和非線性響應(yīng)．海上風(fēng)電場(chǎng)的基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)形式有不同的劃分方法，綜合考慮結(jié)構(gòu)的外形特征和材料性能以及施工安裝方式等因素可分為：?jiǎn)螛痘A(chǔ)、三腳架式基礎(chǔ)、導(dǎo)管架基礎(chǔ)、重力式基礎(chǔ)、負(fù)壓筒基和浮動(dòng)式基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)等[2-4]．

風(fēng)電結(jié)構(gòu)荷載特點(diǎn)導(dǎo)致基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)將承擔(dān)較大的偏心荷載，從而產(chǎn)生不易控制的差異沉降，擬設(shè)計(jì)提出單樁復(fù)合筒型基礎(chǔ)(pile-bucket composite foundation，PBCF)形式[5]，同時(shí)發(fā)揮樁基礎(chǔ)能有效控制豎向變形與筒型基礎(chǔ)能有效控制水平向變形的優(yōu)勢(shì)．在海上風(fēng)電中，豎向荷載相對(duì)兩者而言較小，故對(duì)于PBCF，擬研究樁-筒水平荷載與彎矩荷載的分擔(dān)特性，并對(duì)比分析不同基樁直徑與基礎(chǔ)筒直徑比下的荷載-位移(P-S)曲線，與單樁基礎(chǔ)和寬淺式筒型基礎(chǔ)[6]進(jìn)行對(duì)比，建立起新型PBCF的優(yōu)化設(shè)計(jì)方法．

1 基礎(chǔ)水平向承載機(jī)制研究

1.1 計(jì)算模型及參數(shù)選取

本文設(shè)計(jì)的PBCF有限元模型如圖1所示．本文的研究基于通用的有限元軟件ABAQUS[7]進(jìn)行．參照實(shí)際情況及以往的研究經(jīng)驗(yàn)[8-11]，分別建立鋼管樁單樁基礎(chǔ)、鋼質(zhì)寬淺式筒型基礎(chǔ)與PBCF模型及模型荷載加載方式，見圖2．基樁總長(zhǎng)L＝30,m，筒頂面以上基樁長(zhǎng)l＝10,m，外徑d＝2.5,m，壁厚tp＝40,mm，基樁直徑及壁厚沿樁長(zhǎng)不變．基礎(chǔ)筒模型筒裙長(zhǎng)度Lr＝1.95,m，頂蓋厚tbs＝50,mm，基礎(chǔ)筒總長(zhǎng)Lb＝2,m，外徑D＝10,m，壁厚tb＝100,mm，基礎(chǔ)筒直徑及壁厚沿筒長(zhǎng)不變．PBCF模型中的基樁上部長(zhǎng)度與單樁基礎(chǔ)相同．PBCF中的基樁與基礎(chǔ)筒接觸部分通過相關(guān)工藝處理，增加了基樁與基礎(chǔ)筒接觸部分的摩擦，摩擦系數(shù)取0.3．土體容重為20,kN/m3，彈性模量為30,MPa，泊松比為0.28，內(nèi)摩擦角為30°；鋼材密度為7,850,kg/m3，彈性模量為2.1×105,MPa，屈服應(yīng)力為448,MPa．

圖1 PBCF有限元模型Fig.1 FE model of PBCF

計(jì)算中，土體和基礎(chǔ)均采用六面體八節(jié)點(diǎn)減縮積分格式的三維實(shí)體單元建立有限元模型．單樁基礎(chǔ)及筒型基礎(chǔ)鋼材均采用彈性本構(gòu)模型．地基土體采用Mohr-Coulomb彈塑性本構(gòu)模型．

圖2 不同基礎(chǔ)的有限元模型Fig.2 FE models of different foundations

1.2 3種基礎(chǔ)形式的P-S曲線

基礎(chǔ)的水平向極限承載力[12]可采用P-S曲線法確定，在數(shù)值分析中運(yùn)用位移控制方法，分別在單樁基礎(chǔ)、筒型基礎(chǔ)與PBCF中基樁的頂面施加水平位移荷載，從而獲得P-S曲線．鑒于目前對(duì)PBCF達(dá)到極限狀態(tài)的破壞模式鮮見報(bào)道，基于塑性極限分析原理，水平極限位移一般在砂土中進(jìn)行水平承載力試驗(yàn)，達(dá)到極限荷載時(shí)的水平位移往往超過建筑物的容許水平位移，通常通過等效塑性變形條件來確定極限荷載，所以本文借鑒基礎(chǔ)等效塑性破壞云圖輔助判斷基礎(chǔ)是否達(dá)到極限荷載破壞狀態(tài)．圖3給出了單樁基礎(chǔ)、筒型基礎(chǔ)與PBCF的P-S曲線．

圖3 3種基礎(chǔ)的P-S曲線Fig.3 P-S curves of three kinds of foundations

由圖3可知，當(dāng)?shù)乇硖幩轿灰芐為-87.6,mm時(shí)，筒型基礎(chǔ)的水平位移-荷載曲線出現(xiàn)明顯拐點(diǎn)，此位置對(duì)應(yīng)的水平力荷載作為筒型基礎(chǔ)的水平極限承載力，即P＝5,274.8,kN；根據(jù)P-S曲線及單樁基礎(chǔ)的等效塑性應(yīng)變?cè)茍D(見圖4(a))可以判斷，當(dāng)?shù)乇硖幩轿灰芐為-157,mm時(shí)，單樁基礎(chǔ)在樁底形成半圓形破壞區(qū)域，樁頂一側(cè)與地基土接觸區(qū)域也產(chǎn)生較大的剪切破壞，從而導(dǎo)致樁體外側(cè)與土體分離，此時(shí)的水平力荷載作為單樁基礎(chǔ)的水平極限承載力，即P＝1,448.9,kN；應(yīng)用與分析單樁基礎(chǔ)相似的方法可以得出，地表處水平位移S為-90.1,mm時(shí)，PBCF的等效塑性應(yīng)變?cè)茍D中，基礎(chǔ)筒兩側(cè)和基樁樁身均有很明顯的塑性貫通破壞區(qū)域，此時(shí)的水平荷載即PBCF的水平極限承載力為P＝5,912.1,kN．

水平荷載作用下3種基礎(chǔ)的有限元計(jì)算模型等效塑性應(yīng)變?cè)茍D如圖4所示．圖4中，當(dāng)基礎(chǔ)達(dá)到水平極限荷載時(shí)，單樁基礎(chǔ)在樁底形成半圓形破壞區(qū)域，樁頂背向施力一側(cè)與地基土接觸區(qū)域也產(chǎn)生較大的剪切破壞，樁的上下端部所受到的力相對(duì)集中且較大；筒型基礎(chǔ)在筒頂背向施力一側(cè)與地基土接觸區(qū)域產(chǎn)生較大的塑性貫通破壞，筒型基礎(chǔ)對(duì)周圍土體所產(chǎn)生的擾動(dòng)范圍較大；PBCF中由于筒型基礎(chǔ)的約束作用，使得基樁的受力及塑性變形區(qū)域與單樁基礎(chǔ)存在較大差異，基礎(chǔ)筒部分的受力及變形狀態(tài)與筒型基礎(chǔ)相似．

由以上分析可知，PBCF充分發(fā)揮了筒型基礎(chǔ)抵抗水平向變形的優(yōu)勢(shì)，有效控制了單樁產(chǎn)生的過大水平變形．P-S曲線及等效塑性應(yīng)變?cè)茍D表明，PBCF的水平極限承載力明顯大于筒型基礎(chǔ)與單樁基礎(chǔ)，且地表處的水平位移明顯減?。?/p>

圖4 水平荷載作用下3種基礎(chǔ)有限元計(jì)算模型的等效塑性應(yīng)變?cè)茍DFig.4Equivalent plastic strain nephogram of FE model of three kinds of foundations under horizontal load

1.3 不同樁筒直徑比下水平荷載的分擔(dān)

為了研究PBCF中基樁和基礎(chǔ)筒共同承擔(dān)水平荷載的機(jī)制，在數(shù)值模擬中，分別取基樁直徑d＝3.5～5.0,m、基礎(chǔ)筒直徑D＝12～30,m進(jìn)行組合計(jì)算.本文中風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)所施加的荷載均取自華銳風(fēng)電公司SL3000型風(fēng)力發(fā)電機(jī)組塔筒底部所承受的極限荷載，故以下模型所施加的荷載全部施加于基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)頂部．在基樁頂施加水平荷載1,500,kN，研究各個(gè)模型中基樁與基礎(chǔ)筒對(duì)水平荷載的分擔(dān)情況．

圖5(a)～(d)給出了典型不同直徑組合的PBCF結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖．由圖5(a)和5(b)可以看出，當(dāng)基樁直徑一定時(shí)，增加基礎(chǔ)筒直徑可以有效降低復(fù)合結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力. 由圖5(b)和5(d)可以看出，當(dāng)基礎(chǔ)筒直徑一定時(shí)，增加基樁直徑可以使整體結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布更為均勻．

圖5 水平荷載作用下PBCF應(yīng)力云圖Fig.5 MISES stress nephogram of PBCF under horizontal load

PBCF不同樁筒直徑比d/D下水平荷載的分擔(dān)情況如圖6所示．

圖6 不同樁筒直徑比下水平荷載的分擔(dān)情況Fig.6 Horizontal load distribution under different diameter ratios of pile and bucket

式中：KFP為基樁水平力分擔(dān)比；FP為基樁所承擔(dān)的水平向合力，MN；FB為基礎(chǔ)筒所承擔(dān)的水平向合力，MN．

由圖6可以看出，PBCF中，當(dāng)d/D≤0.2時(shí)，d/D的變化對(duì)基樁水平力分擔(dān)比的影響較?。籨/D＞0.2時(shí)，對(duì)于不同的基樁直徑，基樁水平力分擔(dān)比KFP隨d/D的增加呈指數(shù)衰減．

1.4 不同筒樁直徑比下的水平變形規(guī)律

圖7(a)～(d)給出了不同直徑組合的PBCF地基變形矢量云圖．由圖7(a)、7(b)可以看出，當(dāng)基樁直徑一定、基礎(chǔ)筒直徑較小時(shí)，變形主要集中在基樁樁身上側(cè)，下部變形較小；增加基礎(chǔ)筒直徑可以使地基的變形更加均勻，變形最大值減小，充分發(fā)揮基礎(chǔ)筒對(duì)于水平變形的約束作用．由圖7(b)、7(d)可以看出，當(dāng)基礎(chǔ)筒直徑一定時(shí)，增加基樁直徑可以減小地基變形，并使得地基變形更加均勻．增加基礎(chǔ)筒直徑對(duì)減小基礎(chǔ)的水平向變形更為有效．

水平荷載作用時(shí)單PBCF在基樁頂面的水平變形情況如圖8所示．

圖7 水平荷載作用下PBCF位移矢量云圖Fig.7Displacement vector nephogram of PBCF under horizontal load

圖8 水平荷載作用時(shí)不同筒直徑下PBCF的水平變形Fig.8Horizontal deformation of PBCF for different bucket diameters under horizontal load

由圖8可以看出，在PBCF結(jié)構(gòu)中，增加基樁直徑d與基礎(chǔ)筒直徑D都可以減小地表處基礎(chǔ)的水平變形，當(dāng)基礎(chǔ)筒直徑超過22,m后，直徑的增加對(duì)整個(gè)基礎(chǔ)水平變形的影響減弱．當(dāng)基樁直徑小于2,m時(shí)，增加基礎(chǔ)筒直徑對(duì)控制位移更為有效．

筒樁直徑比與基樁自由段傾斜率的關(guān)系如圖9所示．

式中：ε 為筒頂面以上基樁自由段傾斜率；S為基樁頂端水平向變形，m；H為地表處水平向變形，m；l為基樁自由段長(zhǎng)度，m．

由圖9可以看出，D/d＜10且d＞2.0,m時(shí)，ε值相對(duì)較小，變化幅值小于0.3%，表明筒樁直徑比對(duì)樁身的傾斜程度影響不明顯；而D/d＞10且d＜2.0,m時(shí)，ε值隨著D/d的增大逐漸減?。?/p>

圖9 筒樁直徑比與基樁自由段傾斜率的關(guān)系Fig.9 Relationship between diameter ratio of bucket and pile and inclination rate of pile

2 基礎(chǔ)抗彎承載機(jī)制

2.1 3種基礎(chǔ)的M-θ曲線

采用位移控制方法，分別在單樁基礎(chǔ)、筒型基礎(chǔ)與PBCF中基樁的頂面施加轉(zhuǎn)角位移荷載，從而獲得M-θ曲線，并通過M-θ曲線法得出基礎(chǔ)的抗彎極限承載力．圖10給出了單樁基礎(chǔ)、筒型基礎(chǔ)與PBCF的M-θ曲線．彎矩荷載作用下3種基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的有限元計(jì)算模型等效塑性應(yīng)變?cè)茍D如圖11所示．

圖10 3種基礎(chǔ)的M-θ 曲線Fig.10 M-θ curves of three kinds of foundations

由圖10和圖11可知，筒型基礎(chǔ)的M-θ曲線存在明顯拐點(diǎn)，即此時(shí)基礎(chǔ)筒轉(zhuǎn)角位移θ＝0.013,rad，對(duì)應(yīng)的彎矩荷載作為筒型基礎(chǔ)的抗彎極限承載力，即M＝8.5,MN·m；單樁基礎(chǔ)M-θ曲線拐點(diǎn)對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)角位移θ＝0.021,rad，在樁底及樁頂一側(cè)形成較大的剪切破壞區(qū)域，此時(shí)的彎矩荷載作為單樁基礎(chǔ)的抗彎極限承載力，即M＝33.6,MN·m；PBCF的M-θ曲線為緩變型曲線，當(dāng)基礎(chǔ)轉(zhuǎn)角θ＝0.016,rad時(shí)，基礎(chǔ)筒底部?jī)蓚?cè)和基樁樁身上下端部均有明顯的塑性貫通破壞區(qū)域，此時(shí)的彎矩荷載即PBCF的抗彎極限承載力為M＝134.1,MN·m．

在極限彎矩荷載作用下，3種基礎(chǔ)的地基中表現(xiàn)出不同的塑性應(yīng)變特征．對(duì)于單樁基礎(chǔ)，在樁的頂部和底部受力集中，樁底土體中形成半圓形破壞區(qū)域，樁頂背向施力一側(cè)的地基土中產(chǎn)生了較大的剪切破壞區(qū)；對(duì)于筒型基礎(chǔ)，背向施力一端底部受力較大且對(duì)周圍土體所產(chǎn)生的擾動(dòng)范圍較廣，在筒頂背向施力一側(cè)地基中產(chǎn)生較大的塑性貫通破壞區(qū)；對(duì)于PBCF，由于樁筒的共同作用，達(dá)到了共同抵抗彎矩荷載的效果，表現(xiàn)為單樁基礎(chǔ)與筒型基礎(chǔ)地基中的塑性應(yīng)變集中區(qū)域減小，變形發(fā)生了重新分布．

圖11 彎矩荷載作用下3種基礎(chǔ)有限元計(jì)算模型的等效塑性應(yīng)變?cè)茍DFig.11Equivalent plastic strain nephogram of FE model of three kinds of foundations under moment load

因此，PBCF達(dá)到了海上風(fēng)電高聳結(jié)構(gòu)對(duì)抗傾覆及沉降差異的要求，地表處結(jié)構(gòu)的傾斜率與筒型基礎(chǔ)相近，遠(yuǎn)低于單樁基礎(chǔ)，且抗彎極限承載力顯著提高. 2.2 不同樁筒直徑比下彎矩荷載的分擔(dān)

為了研究PBCF中基樁和基礎(chǔ)筒共同承擔(dān)水平荷載的機(jī)制，在數(shù)值模擬中，分別取基樁直徑d為1～5,m、基礎(chǔ)筒直徑D為12～30,m進(jìn)行組合計(jì)算，在基樁頂施加彎矩120,MN·m，研究各個(gè)模型中基樁與基礎(chǔ)筒對(duì)彎矩的分擔(dān)情況．

圖12(a)～(d)給出了不同直徑組合的PBCF結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖．從圖12中可以看出，增加基樁直徑d及基礎(chǔ)筒直徑D可以使整體結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布更為均勻．

圖12 彎矩荷載作用下PBCF應(yīng)力云圖Fig.12 MISES stress nephogram of PBCF under moment load

PBCF不同樁筒直徑比下彎矩的分擔(dān)情況如圖13所示．

式中：KMP為基樁彎矩分擔(dān)比；MP為基樁所承擔(dān)的彎矩，MN·m；MB為基礎(chǔ)筒所承擔(dān)的彎矩，MN·m.

PBCF結(jié)構(gòu)中，在基礎(chǔ)筒直徑D一定的情況下，隨著基樁直徑d的增加，基樁所承擔(dān)的彎矩逐漸增大；隨著基礎(chǔ)筒直徑D的增加，基樁所承擔(dān)的彎矩逐漸減?。换鶚稄澗胤謸?dān)比KMP隨著d/D的增加而增大，即基樁所承擔(dān)的彎矩增大．d/D在0.1～0.4以內(nèi)時(shí)，基樁彎矩分擔(dān)比值較為穩(wěn)定，均在97%～99%之間．由此可以確定，當(dāng)d/D在一定范圍內(nèi)，更改基樁直徑或基礎(chǔ)筒直徑對(duì)單樁復(fù)合筒型基礎(chǔ)中彎矩的分擔(dān)影響不明顯．

圖13 不同樁筒直徑比下彎矩荷載的分擔(dān)情況Fig.13Moment load distribution under different diameter ratios of pile and bucket

2.3 不同直徑比下的水平變形規(guī)律

圖14(a)～(d)給出了典型不同直徑組合的PBCF位移矢量云圖．

圖14 PBCF位移矢量云圖Fig.14Displacement vector nephogram of PBCF under moment load

由圖14可知，由于海上風(fēng)電基礎(chǔ)受到巨大的彎矩作用，在基礎(chǔ)下部土體中形成了明顯的球形旋轉(zhuǎn)破壞面．這一現(xiàn)象與竺存宏[13]、Zhang等[14]、劉潤(rùn)等[15]關(guān)于筒型基礎(chǔ)筒體轉(zhuǎn)動(dòng)中心處于基礎(chǔ)底面以下假設(shè)的試驗(yàn)結(jié)果和數(shù)值分析結(jié)論相符，即當(dāng)筒體長(zhǎng)徑比控制在一定范圍內(nèi)時(shí)，轉(zhuǎn)動(dòng)中心應(yīng)位于地表與基底之間的某點(diǎn)上．由圖14(a)、(b)可以看出，球形旋轉(zhuǎn)破壞面旋轉(zhuǎn)中心位于筒頂面以下基樁上部土體中，當(dāng)增加基礎(chǔ)筒直徑時(shí)，旋轉(zhuǎn)中心上移．由圖14(b)、(d)可以看出，在基礎(chǔ)筒直徑相同時(shí)，增大基樁直徑，基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)整體剛度變大，球形旋轉(zhuǎn)破壞面旋轉(zhuǎn)中心明顯向施力反方向一側(cè)移動(dòng)，并且使得地基土體的變形分布更加均勻．

彎矩荷載作用時(shí)PBCF在地表的水平變形情況如圖15所示．

由圖15可知，當(dāng)D＜22,m時(shí)，基樁直徑d為2.5,m、3.5,m的PBCF在地表處的水平變形隨筒徑的增加明顯減??；當(dāng)D≥22,m時(shí)，不同基樁直徑的復(fù)合結(jié)構(gòu)在地表處的水平變形趨于穩(wěn)定；可以看出，對(duì)基樁直徑較小的PBCF結(jié)構(gòu)，基礎(chǔ)筒直徑的變化對(duì)地表處的水平變形影響較大．

圖15 彎矩荷載作用時(shí)不同筒直徑下PBCF的水平變形Fig.15 Horizontal deformation of PBCF for different bucket diameters under moment load

不同筒樁直徑比與基樁自由段傾斜率的關(guān)系曲線如圖16所示．由圖16可以看出，D/d在3～6之間且基樁直徑較大時(shí)，ε 值較小且穩(wěn)定，表明當(dāng)基樁直徑d一定時(shí)，基礎(chǔ)筒直徑D的變化對(duì)樁身的傾斜程度影響不明顯；而基樁直徑較小，D/d在一定范圍內(nèi)時(shí)，ε 值隨D/d的增大逐漸減小，且變化較大．

圖16 彎矩荷載作用下筒樁直徑比與基樁自由段傾斜率的關(guān)系Fig.16 Relationship between diameter ratio of bucket and pile and inclination rate of pile under moment load

3 樁長(zhǎng)與筒長(zhǎng)對(duì)基礎(chǔ)水平變位的影響

Andersen等[16]和陳福全等[17]根據(jù)模型試驗(yàn)一致認(rèn)為，埋深是地基上筒型基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的一個(gè)主要設(shè)計(jì)參數(shù)．在PBCF中，基樁埋深和基礎(chǔ)筒埋深毫無疑問也是研究樁筒傳力機(jī)制的必要因素，故以基樁直徑d＝3.5,m、上部基樁樁長(zhǎng)l＝10,m、基礎(chǔ)筒直徑D＝20,m為基礎(chǔ)條件，分別研究基樁樁長(zhǎng)L＝30～70,m，即基樁入土深度Lpr＝20～60,m和基礎(chǔ)筒入土深度(即筒裙長(zhǎng)度)Lr＝2～6,m的情況．采用位移控制方法，分別對(duì)PBCF基樁樁頂施加100,MN·m的彎矩進(jìn)行分析，得到不同筒裙長(zhǎng)度時(shí)PBCF在地表處的水平變形，如圖17所示．

圖17 不同筒裙長(zhǎng)度時(shí)PBCF的水平變形Fig.17Horizontal deformation of PBCF for different bucket lengths

由圖17可以看出，隨Lr的增加，PBCF在地表處的水平變位減小，當(dāng)Lr＞5,m時(shí)，基礎(chǔ)的水平變位趨于穩(wěn)定．基樁入土深度與Lr相比較，對(duì)PBCF在地表處的水平變位影響較?。cAndersen等[16]和陳福全等[17]根據(jù)模型試驗(yàn)得出增大埋深能提高筒型基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)抗水平傾覆能力的結(jié)論一致．

4 對(duì)各影響因素的正交試驗(yàn)分析

正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)是利用正交表來安排與分析多因素試驗(yàn)的一種設(shè)計(jì)方法．它是從試驗(yàn)因素的全部組合中，挑選部分有代表性的組合進(jìn)行試驗(yàn)，通過對(duì)這部分試驗(yàn)結(jié)果的分析了解全面試驗(yàn)的情況，找出最優(yōu)的組合[18-19]．

對(duì)于海上風(fēng)電的PBCF形式，將基樁樁長(zhǎng)L、基樁直徑d、基礎(chǔ)筒直徑D、筒裙長(zhǎng)度Lr等主要參數(shù)的變化進(jìn)行對(duì)比分析，以控制基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)在地表處的水平變形及差異沉降量為目標(biāo)，得出以上各個(gè)設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)地基承載力的影響程度，從而指導(dǎo)設(shè)計(jì)．對(duì)此，制作正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)與結(jié)果的數(shù)據(jù)分析如表1所示．

表1中的d共3個(gè)水平值，第1、第2、第3水平值分別是3,m、4,m、5,m；依此類推，L的第1、第2、第3水平值分別是30,m、50,m、70,m，D的第1、第2、第3水平值分別是10,m、20,m、30,m，Lr的第1、第2、第3水平值分別是2,m、4,m、6,m．K1表示在d、L、D、Lr各因素分別在各自因素第1水平值尺寸時(shí)基礎(chǔ)在地表處水平向位移S的總和，如d的第1個(gè)水平值即d＝3,m時(shí)所對(duì)應(yīng)的K1為155.5＋20.8＋7.8＝184.1,mm；依此類推，L、D、Lr每個(gè)因素的第1個(gè)水平值即L＝30,m、D＝10,m、Lr＝2,m時(shí)所對(duì)應(yīng)的K1為169.7,mm、187.0,mm、175.8,mm；仿照K1的計(jì)算的方法得出d、L、D、Lr每個(gè)因素的第2個(gè)水平值，即d＝4,m、L＝50,m、D＝20,m、Lr＝4,m時(shí)所對(duì)應(yīng)的K2為28.2,mm、49.8,mm、40.2,mm、38.5,mm；d、L、D、Lr每個(gè)因素的第3個(gè)水平值，即d＝5,m、L＝70,m、D＝30,m、Lr＝6,m時(shí)所對(duì)應(yīng)的K3為37.8,mm、30.6,mm、22.9,mm、35.9,mm．k1表示d、L、D、Lr各因素分別在各自因素第1水平值尺寸時(shí)基礎(chǔ)在地表處水平位移S的平均值，因d、L、D、Lr均有3個(gè)水平值，故以d的第1個(gè)水平值即d＝3,m時(shí)所對(duì)應(yīng)的k1為例，即k1＝K1/3＝184.1/3＝61.4,mm；依此類推，L、D、Lr每個(gè)因素的第1個(gè)水平值即L＝30,m、D＝10,m、Lr＝2,m時(shí)所對(duì)應(yīng)的k1為56.6,mm、62.3,mm、58.6,mm；仿照k1的計(jì)算的方法可得出d、L、D、Lr每個(gè)因素的第2個(gè)水平值即d＝4,m、L＝50,m、D＝20,m、Lr＝4,m，第3個(gè)水平值即d＝5,m、L＝70,m、D＝30,m、Lr＝6時(shí)所對(duì)應(yīng)的k2及k3值．參照上述方法可以得出d、L、D、Lr各因素分別在各自3個(gè)水平值尺寸下基礎(chǔ)在地表處差異沉降量δ的總和E1、E2、E3及差異沉降量δ變化的平均值e1、e2、e3．

用同一因素各水平值下平均值的極差R(極差＝平均位移變化的最大值-平均位移變化的最小值)來反映各因素的水平變動(dòng)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果即位移變化量影響的程度，表1中RS、Rδ分別為地表處水平位移S和差異沉降量δ平均值的極差．極差大就表示該因素的水平變動(dòng)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響大，反之則影響?。畬?duì)表1中極差RS和極差Rδ的值進(jìn)行比較可知，影響PBCF水平向位移和差異沉降量因素的主次順序依次都是基礎(chǔ)筒直徑D、基樁直徑d、筒裙長(zhǎng)度Lr、基樁樁長(zhǎng)L．

表1 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)與結(jié)果Tab.1 Design and results of orthogonal test

5 結(jié) 論

針對(duì)PBCF的樁筒傳力機(jī)制，應(yīng)用ABAQUS通用有限元軟件進(jìn)行計(jì)算分析．研究了水平荷載及彎矩荷載作用下PBCF的承載特性，得出的主要結(jié)論如下．

(1) 分別對(duì)單樁基礎(chǔ)、寬淺式筒型基礎(chǔ)與PBCF地基的P-S曲線及M-θ曲線進(jìn)行分析可知，PBCF結(jié)構(gòu)由于樁筒的共同作用，達(dá)到了共同抵抗水平力及彎矩的效果，并有效提高了基礎(chǔ)的水平極限承載力及抗彎極限承載力．

(2) 通過研究PBCF中基樁與基礎(chǔ)筒的荷載分擔(dān)機(jī)制可知，d/D＞0.2時(shí)，隨d/D的增加，基樁的水平力分擔(dān)比呈指數(shù)衰減而彎矩分擔(dān)比變化不明顯．

(3) 在水平力和彎矩荷載作用下，增加PBCF中基樁直徑和基礎(chǔ)筒直徑都可以減小地基變形并使應(yīng)力分布更為均勻，其中增加基礎(chǔ)筒直徑對(duì)控制變形更為有效．

(4) 增加基樁和基礎(chǔ)筒的入土深度能提高PBCF抗傾覆能力，且隨著基礎(chǔ)入土深度的增加，地表處的水平變形有所減小．

(5) 新型復(fù)合單樁基礎(chǔ)主要設(shè)計(jì)參數(shù)的正交試驗(yàn)表明，影響基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)水平向變位和差異沉降的因素按敏感度強(qiáng)弱排序依次為：基礎(chǔ)筒直徑D＞基樁直徑d＞筒裙長(zhǎng)度Lr＞基樁樁長(zhǎng)L．

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(責(zé)任編輯：樊素英)

Bearing Characteristics of Pile-Bucket Composite Foundation for Offshore Wind Turbine

Liu Run1，Li Baoren1，2，Lian Jijian1，Ding Hongyan1
(1. State Key Laboratory of Hydraulic Engineering Simulation and Safety，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. Tianjin Institute of Geotechnical Investigation and Surveying，Tianjin 300191，China)

Pile-bucket composite foundation(PBCF)for offshore wind turbine has the bearing superiorities of both pipe foundation and bucket foundation. The load transmitting between the pile and bucket is the important issue of the pile-bucket composite foundation. Numerical simulation method is applied to analyzing the coupled bearing mechanism of this type foundation for a 3,MW offshore wind turbine. The foundation structure design parameters and the foundation buried depth were investigated in defining the bearing capacity and deformation of the pile-bucket composite foundation. The analyzing results show that the pile bears almost all of the vertical load and most of the moment induced by upper structure，while the bucket takes the horizontal load and part of moment due to the pile displacement. As a coupled bearing mechanism，the pile-bucket foundation has a reasonable load transfer mode. The reasonable diameter ratio of bucket and pile can effectively control the load distribution and the horizontal displacement，as well as reduce the different settlement of the foundation. The result of orthogonal test shows that the sensitivity order of the design parameters to the foundation horizontal displacement and different settlement is：bucket diameter＞pile diameter＞bucket length＞pile length.

pile-bucket composite foundation(PBCF)；coupled bearing；ultimate bearing capacity；numerical simulation；orthogonal test design

TU43

A

0493-2137(2015)05-0429-09

10.11784/tdxbz201309112

2013-09-30；

2013-11-20.

國(guó)家自然科學(xué)基金創(chuàng)新研究群體科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51321065)；國(guó)家國(guó)際科技合作專項(xiàng)資助項(xiàng)目(2012DFA70490)；教育部新世紀(jì)優(yōu)秀人才支持計(jì)劃資助項(xiàng)目(NCET-11-0370).

劉 潤(rùn)（1974— ），女，博士，教授.

劉 潤(rùn)，liurun@tju.edu.cn.

時(shí)間：2013-12-31. 網(wǎng)絡(luò)出版地址：http://www.cnki.net/kcms/doi/10.11784/tdxbz201309112.html.