孔德森，劉 一，鄧美旭，侯 迪

(1. 山東科技大學(xué) 土木工程與建筑學(xué)院，山東 青島 266590； 2. 山東科技大學(xué) 山東省土木工程 防災(zāi)減災(zāi)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東 青島 266590； 3. 中鐵建工集團(tuán)山東有限公司，山東 青島 266590)

海上風(fēng)電產(chǎn)業(yè)在全球的推廣范圍正在不斷加大，對(duì)適應(yīng)全球氣候環(huán)境的變化和加快低碳能源的轉(zhuǎn)型具有極其重要的意義，目前全球已有50多個(gè)國(guó)家和地區(qū)開(kāi)始發(fā)展海上風(fēng)電[1]。我國(guó)海上風(fēng)電投資建設(shè)速度、安裝、工程技術(shù)能力均不斷獲得突破，海上風(fēng)電逐步走向成熟，風(fēng)力發(fā)電成本將持續(xù)降低，是風(fēng)電產(chǎn)業(yè)未來(lái)發(fā)展的重心[2]。大直徑單樁基礎(chǔ)憑借其加工制造簡(jiǎn)便、安裝容易、結(jié)構(gòu)受力明確等優(yōu)勢(shì)，被廣泛應(yīng)用于近海風(fēng)力發(fā)電工程項(xiàng)目中[3]。大直徑單樁基礎(chǔ)在服役期間內(nèi)受到來(lái)自風(fēng)、洋流、波浪等水平荷載的作用，其水平循環(huán)受荷特性顯著[4]。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)樁-土相互作用進(jìn)行了相關(guān)研究，并且取得了一定的成果。Liang等[5]在廣義BNWF法中引入逆靜力p-y滯回環(huán)，分析了循環(huán)荷載作用下樁-土相互作用。孫永鑫等[6]通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)，研究了水平循環(huán)作用下粉土地基中近海風(fēng)機(jī)剛性單樁的樁土相互作用規(guī)律。lamo等[7]研究了基于單樁的土-結(jié)構(gòu)相互作用對(duì)海上風(fēng)機(jī)動(dòng)力特性的影響。陳仁朋等[8]進(jìn)行了飽和粉土地基中單樁和群樁在水平循環(huán)荷載作用下的模型試驗(yàn)，得到了單樁和群樁隨循環(huán)加載的受力變形規(guī)律。Arshad等[9]研究了考慮樁土相互作用的樁土應(yīng)變累積模型，并給出一種具有單樁基礎(chǔ)系統(tǒng)的OWT支撐結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)實(shí)例。隋倜倜等[10]建立了波浪作用下三維單樁-海床動(dòng)力響應(yīng)模型，通過(guò)定量分析超孔隙水壓力和土體初始有效應(yīng)力的變化，討論了單樁插入深度對(duì)海床液化的影響機(jī)制。付鵬等[11]基于流固耦合建立了海上風(fēng)機(jī)樁-土三維數(shù)值計(jì)算模型，研究了不同波浪荷載耦合作用下近海風(fēng)電單樁基礎(chǔ)與土的相互作用特性。劉修成等[12]以馬爾代夫中馬友誼大橋?yàn)楸尘?，?duì)主墩大直徑鋼護(hù)筒沉樁過(guò)程進(jìn)行了監(jiān)測(cè)，研究了珊瑚礁地質(zhì)大直徑打入樁的承載性能。但是，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)于水平循環(huán)荷載作用下非均質(zhì)土中海上風(fēng)電單樁基礎(chǔ)-土相互作用的研究比較少。

以海上風(fēng)電單樁基礎(chǔ)為研究對(duì)象，采用有限元分析軟件ABAQUS建立了非均質(zhì)土中海上風(fēng)電單樁基礎(chǔ)-土相互作用數(shù)值計(jì)算模型進(jìn)行研究，在模型中將波浪、洋流、風(fēng)荷載等效成雙向?qū)ΨQ循環(huán)荷載，研究了非均質(zhì)土中海上風(fēng)電單樁在水平循環(huán)荷載作用下不同影響因素對(duì)樁身水平位移、剪力和彎矩的影響規(guī)律，取得了一些有意義的研究成果。

1 樁-土相互作用數(shù)值計(jì)算模型的建立

以我國(guó)東海某近海海域風(fēng)電場(chǎng)為例，建立了非均質(zhì)土中海上風(fēng)電單樁基礎(chǔ)-土相互作用數(shù)值計(jì)算模型，具體包括樁與土體相關(guān)參數(shù)的確定、土體本構(gòu)模型選取、邊界條件的設(shè)置、網(wǎng)格的劃分、荷載的確定和施加、初始地應(yīng)力的平衡等。

1.1 模型概況

由于荷載和結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性，選擇半個(gè)物理模型的樁土體系進(jìn)行建模，數(shù)值模型為半圓柱體。為了忽略邊界條件對(duì)樁土體系的影響，在幾何模型上，用大尺寸來(lái)模擬半無(wú)限空間體，土體直徑取20D(D為樁徑)，土體高度取2hem(hem為樁的嵌固深度)，該尺度可滿足最小邊界尺寸和計(jì)算精度的要求[13]。

圖1 樁-土相互作用數(shù)值計(jì)算模型

ABAQUS中通過(guò)樁-土表面定義接觸屬性以模擬樁與土之間的剪力傳遞和相對(duì)位移，采用主-從接觸算法，選擇剛度大的樁體為主控面，土體表面為從屬面，樁-土法向行為采用硬接觸，切向行為采用摩爾-庫(kù)倫摩擦罰函數(shù)形式，界面滑動(dòng)摩擦系數(shù)選取u=tan(0.75φ)(φ為土體內(nèi)摩擦角)[14]，接觸對(duì)采用面對(duì)面接觸與有限滑移。邊界條件是約束斷面處y方向位移，約束模型側(cè)面x和y方向位移，模型底端為固定約束。樁體和土體都采用8節(jié)點(diǎn)6面體線性減縮積分三維實(shí)體單元(C3D8R)。為了減小計(jì)算誤差，同時(shí)也為了縮短計(jì)算時(shí)間，在樁土接觸面附近單元網(wǎng)格劃分得較細(xì)，而在遠(yuǎn)離接觸面的土體，網(wǎng)格劃分的相對(duì)稀疏。在實(shí)際狀況中，假定海床泥面處位移為零，土體內(nèi)部是有應(yīng)力存在的，因此在施加水平荷載前必須進(jìn)行初始地應(yīng)力平衡[15]。采用ODB導(dǎo)入法進(jìn)行初始地應(yīng)力的平衡。樁-土相互作用數(shù)值計(jì)算模型如圖1所示。

為了模擬樁-土之間的非線性，根據(jù)土層性質(zhì)采用基于Mohr-Coulomb破壞準(zhǔn)側(cè)的理想彈塑性本構(gòu)模型來(lái)模擬，孔位學(xué)等[16]針對(duì)非關(guān)聯(lián)流動(dòng)法則下巖土材料的剪脹角選取進(jìn)行探討，認(rèn)為在非關(guān)聯(lián)流動(dòng)法則條件下采用剪脹角ψ=φ/2所得到的滑移線場(chǎng)與Prandtl理論一致。樁周土及樁端土參數(shù)列于表1。樁體采用線彈性模型來(lái)模擬，樁的物理力學(xué)參數(shù)列于表2，其中15 m位于水中，1 m位于水面之上。

表1 樁周土及樁端土參數(shù)

表2 樁的物理力學(xué)參數(shù)

1.2 土體本構(gòu)模型的選取

Mohr-Coulomb本構(gòu)模型不僅可以反映土體的抗壓強(qiáng)度不同的S-D效應(yīng)及其對(duì)靜水壓力的敏感性，而且實(shí)用簡(jiǎn)單，土體的黏聚力和內(nèi)摩擦角比較容易獲得，因而得到廣泛的應(yīng)用[17]。

ABAQUS中采用連續(xù)光滑的橢圓函數(shù)來(lái)作為塑性勢(shì)面，其表達(dá)式為：

(1)

式中：ψ為剪脹角；c|0為初始黏聚力，即沒(méi)有發(fā)生塑性變形時(shí)的黏聚力；ε為子午面上的偏心率，它用來(lái)控制G在子午面上形狀與函數(shù)漸近線之間的相似度。Rmw則控制了其在π面上的形狀，其表達(dá)式為：

(2)

式中：Θ為極偏角；Rmc為偏應(yīng)力系數(shù)；e是π面上的偏心率，主要控制了π面上Θ=0～π/3的塑性勢(shì)面的形狀。默認(rèn)值可根據(jù)下式計(jì)算：

(3)

由上式計(jì)算的e可確保塑性勢(shì)面在π面拉壓角點(diǎn)處與屈服面相切。

1.3 荷載的確定與施加

海上風(fēng)機(jī)單樁基礎(chǔ)不可避免的受到波浪、洋流、風(fēng)等水平循環(huán)荷載的作用，這些荷載對(duì)樁體產(chǎn)生正向加載-正向卸載-反向加載-反向卸載的不斷循環(huán)的過(guò)程。為了建模方便和獲得較強(qiáng)的規(guī)律性，將這些荷載等效成雙向?qū)ΨQ循環(huán)荷載[18]的形式來(lái)模擬海上風(fēng)機(jī)單樁基礎(chǔ)-土相互作用特性，模型中荷載沿x軸方向不斷循環(huán)加載，在x軸上方時(shí)荷載為正，在x軸下方時(shí)荷載為負(fù)。ABAQUS中采用周期型幅值曲線來(lái)定義水平循環(huán)荷載[19]，周期型幅值曲線用傅里葉(Fourier)級(jí)數(shù)表示。

t≥t0時(shí)，幅值表達(dá)式為：

(4)

t

a=A0

(5)

式中：N為傅里葉級(jí)數(shù)向的個(gè)數(shù)；ω為圓頻率，其值為ω=2πf，f為頻率；t0為起始時(shí)刻；A0為初始幅值；An和Bn為系數(shù)。

1.4 接觸面的設(shè)置

圖2 主控面光滑處理示意

如果采用點(diǎn)對(duì)面離散方式，為了減少主控面上鋸齒狀節(jié)點(diǎn)穿透從屬面而影響從屬面上節(jié)點(diǎn)滑動(dòng)的現(xiàn)象，ABAQUS通常對(duì)主控面進(jìn)行光滑處理，如圖2所示。光滑處理在有限滑動(dòng)、點(diǎn)對(duì)面的離散分析中尤為重要，否則會(huì)引起主控面的法線方向出現(xiàn)不連續(xù)的變化，從而出現(xiàn)收斂問(wèn)題。在ABAQUS中光滑化的程度是通過(guò)系數(shù)K=m1/l1來(lái)控制的，默認(rèn)值為0.2，其值不能超過(guò)0.5。如果采用面對(duì)面離散方式，ABAQUS對(duì)主控面不會(huì)進(jìn)行自動(dòng)光滑化處理。由于面對(duì)面的離散方式是基于類似的平均意義而建立接觸條件的，故在某種程度上認(rèn)為其是內(nèi)在的光滑化。接觸模擬過(guò)程中應(yīng)該確保從屬面位于主控面法線方向所指的一側(cè)，否則計(jì)算不能夠收斂。在面對(duì)面離散中，如果主控面和從屬面的法線方向相同，將不會(huì)考慮接觸[20]。

2 數(shù)值計(jì)算結(jié)果分析

在模型中定義參考點(diǎn)，將參考點(diǎn)與水面處樁身橫截面建立分布耦合約束，在參考點(diǎn)上施加水平循環(huán)荷載。為了節(jié)約計(jì)算時(shí)間，且不考慮循環(huán)次數(shù)的影響，故對(duì)第20次循環(huán)時(shí)不同因素對(duì)樁身水平位移、剪力和彎矩的影響規(guī)律進(jìn)行了分析。

2.1 水平極限承載力的確定

圖3 樁頂荷載位移曲線

由于海上風(fēng)電單樁基礎(chǔ)樁徑較大且采用鋼管樁，樁身強(qiáng)度非常大[21]，且樁的水平荷載-位移曲線為緩變型，該曲線沒(méi)有明顯的拐點(diǎn)，可以認(rèn)為是漸進(jìn)式破壞，所以海上風(fēng)電單樁基礎(chǔ)的水平極限承載力主要由樁體的水平變形控制。采用位移控制法，對(duì)樁頂施加0.3 m的水平位移，在有限元軟件ABAQUS后處理中提取水平支反力和樁身水平位移的相關(guān)數(shù)據(jù)，然后利用繪圖軟件Origin繪制水平支反力與水平位移之間的關(guān)系曲線，得到樁頂荷載位移曲線，如圖3所示。

根據(jù)允許變形法[22]，將樁頂水平位移達(dá)到0.02D時(shí)對(duì)應(yīng)的水平荷載，確定為海上風(fēng)電單樁基礎(chǔ)的水平極限承載力。根據(jù)荷載位移曲線，當(dāng)位移為0.1 m時(shí)對(duì)應(yīng)荷載1.31 MN。為了反映單樁基礎(chǔ)所受的荷載水平，單樁上施加的水平循環(huán)荷載幅值的大小為其水平極限荷載Fu的一定比值，荷載頻率根據(jù)工程資料取值。

2.2 循環(huán)荷載比的影響

取循環(huán)荷載比為0.2、0.4、0.6、0.8、1.0，荷載頻率為0.1 Hz，對(duì)不同循環(huán)荷載比下樁身水平位移、剪力和彎矩沿埋深的變化規(guī)律進(jìn)行了研究。

2.2.1 樁身水平位移分析

由于第20次循環(huán)過(guò)程中193 s和198 s時(shí)樁身水平位移值最大，且193 s時(shí)和198 s時(shí)樁身水平位移沿埋深曲線關(guān)于y軸大致呈對(duì)稱分布，故只對(duì)193 s時(shí)不同循環(huán)荷載比下樁身水平位移沿埋深的變化規(guī)律進(jìn)行了分析，其沿埋深分布曲線如圖4所示。

由圖4可知，由于樁側(cè)土抗力的抵抗作用，不同循環(huán)荷載比下樁身水平位移在193 s時(shí)沿埋深均出現(xiàn)零點(diǎn)，樁身正向位移最大值均出現(xiàn)在泥面處，負(fù)向最大位移均出現(xiàn)在樁底端，樁身的變形主要集中于埋深30 m以內(nèi)，說(shuō)明此范圍內(nèi)樁身?yè)锨黠@，穩(wěn)定性較差。樁身位移絕對(duì)值隨荷載幅值的增大而增加，且增加的幅度有所增大，這是因?yàn)椴煌h(huán)荷載比作用下樁周土體塑性變形逐漸累積。隨著荷載的增加，樁身位移零點(diǎn)埋深分別為33.31 m、33.59 m、33.83 m、33.86 m、35.23 m，樁身位移零點(diǎn)沿埋深逐漸下移，究其原因，當(dāng)水平荷載較小時(shí)，主要是淺層土體提供土抗力，隨著水平荷載的逐漸增加，淺層土體開(kāi)始塑性屈服，深層土體的土抗力逐漸發(fā)揮，導(dǎo)致位移零點(diǎn)逐漸下移[23]。由零點(diǎn)位置可知，循環(huán)荷載比為0.2～0.8時(shí)，零點(diǎn)下移不明顯，循環(huán)荷載比為1.0時(shí)，位移零點(diǎn)下移顯著，說(shuō)明水平荷載接近正常使用狀況下極限荷載時(shí)，淺層土體與之前相比產(chǎn)生較大的塑性區(qū)。

圖4 193 s時(shí)不同循環(huán)荷載比下樁身水平位移變化曲線

圖5 193 s時(shí)不同循環(huán)荷載比下樁身剪力變化曲線

2.2.2 樁身剪力分析

由于第20次循環(huán)過(guò)程中193 s時(shí)樁身正向剪力值最大，故對(duì)193 s時(shí)不同循環(huán)荷載比下樁身剪力變化規(guī)律進(jìn)行分析，其沿埋深分布曲線如圖5所示。

圖6 193 s時(shí)不同循環(huán)荷載比下樁身彎矩變化曲線

由圖5可知，193 s時(shí)不同循環(huán)荷載比下樁身剪力沿埋深均出現(xiàn)反彎點(diǎn)，這是由于樁側(cè)土體的抵抗作用引起的。反彎點(diǎn)以上樁身剪力值均為正且隨埋深增加逐漸減小，泥面處樁身剪力均達(dá)到最大值，反彎點(diǎn)以下剪力值均為負(fù)，且剪力絕對(duì)值隨埋深的增加先增大后減小，均在埋深31～32 m范圍內(nèi)達(dá)到負(fù)方向最大值，樁底側(cè)剪力值比較小。隨著循環(huán)荷載比的增加，剪力零點(diǎn)以上范圍內(nèi)剪力減小幅度變大，究其原因，樁身位移隨循環(huán)荷載比的增加而變大，引起樁周土體壓縮變范圍變大，能夠提供較大的土抗力，故剪力變化幅度較大。隨著循環(huán)荷載比的增加，樁身剪力反彎點(diǎn)逐漸下移，這主要是由于隨著荷載的增加，淺層土體發(fā)生屈服，樁側(cè)土抗力的發(fā)揮沿埋深有所下移。

2.2.3 樁身彎矩分析

由于第20次循環(huán)過(guò)程中193 s時(shí)樁身正向彎矩值最大，故對(duì)193 s時(shí)不同循環(huán)荷載比下樁身彎矩變化規(guī)律進(jìn)行分析，其沿埋深分布曲線如圖6所示。

由圖6可知，193 s時(shí)隨著循環(huán)荷載比的增加，樁身彎矩均沒(méi)有出現(xiàn)反彎點(diǎn)，彎矩均沿埋深先增加后減小，樁身最大彎矩主要位于距泥面7～9 m范圍內(nèi)，即彎矩最大值發(fā)生在淺層土體。樁身彎矩值隨著循環(huán)荷載比的增加逐漸增大，且增大的程度大致相同，這是因?yàn)檠h(huán)荷載比增加，樁身承擔(dān)的土抗力變大，故樁身承擔(dān)的彎矩增加。

2.3 荷載頻率的影響

取循環(huán)荷載比為0.6Fu，荷載頻率為0.05 Hz、0.10 Hz、0.20 Hz、0.25 Hz、0.40 Hz，研究了不同荷載頻率下樁身水平位移、剪力和彎矩沿埋深的變化規(guī)律。

圖7 第3 s時(shí)不同荷載頻率下樁身水平位移變化曲線

2.3.1 樁身水平位移分析

對(duì)第3 s時(shí)不同荷載頻率下樁身水平位移變化規(guī)律進(jìn)行了分析，其沿埋深分布曲線如圖7所示。

由圖7可知，不同荷載頻率下第3 s時(shí)樁身位移均出現(xiàn)零點(diǎn)，零點(diǎn)以上樁身位移均沿埋深逐漸減小，樁身水平位移隨荷載頻率增加而不斷增大。零點(diǎn)以下樁身位移絕對(duì)值均沿埋深逐漸增加，不同荷載頻率時(shí)樁身位移曲線幾乎重合。隨著荷載頻率的增加，樁身位移零點(diǎn)沿埋深逐漸下移，究其原因，荷載頻率增大，淺層土體循環(huán)弱化明顯，強(qiáng)度降低，深層土體土抗力開(kāi)始發(fā)揮，導(dǎo)致樁身位移零點(diǎn)下移。

2.3.2 樁身剪力分析

對(duì)第3 s時(shí)不同荷載頻率下樁身剪力變化規(guī)律進(jìn)行了分析，其沿埋深分布曲線如圖8所示。由圖8可知，不同荷載頻率下第3 s時(shí)樁身剪力均出現(xiàn)反彎點(diǎn)，主要位于埋深8～9 m范圍內(nèi)。反彎點(diǎn)以上不同荷載頻率時(shí)樁身剪力曲線沿埋深幾乎重合，反彎點(diǎn)以下樁身剪力曲線在埋深約28 m處出現(xiàn)分界點(diǎn)，分界點(diǎn)以上樁身剪力絕對(duì)值隨著荷載頻率的增加而減小，且變化不大，分界點(diǎn)以下樁身剪力絕對(duì)值隨著荷載頻率的增加而變大，樁身剪力變化相對(duì)其它位置較大，主要集中在埋深32～44 m范圍內(nèi)。樁身剪力負(fù)方向最大值的絕對(duì)值隨荷載頻率的增加有所增大。

圖8 第3 s時(shí)不同荷載頻率下樁身剪力變化曲線

圖9 第3 s時(shí)不同荷載頻率下樁身彎矩變化曲線

2.3.3 樁身彎矩分析

對(duì)第3 s時(shí)不同荷載頻率下樁身彎矩變化規(guī)律進(jìn)行分析，其沿埋深分布曲線如圖9所示。由圖9可知，不同荷載頻率下第3 s時(shí)樁身彎矩均沿埋深先增加后減小，均沒(méi)有出現(xiàn)反彎點(diǎn)，隨著荷載頻率的增加逐漸增大，且變化不明顯。樁身彎矩最大值主要分布在埋深8～9 m范圍內(nèi)，樁底端彎矩均比較小，接近于0。

2.4 加載方式的影響

海上風(fēng)電單樁基礎(chǔ)所受的荷載條件比較復(fù)雜，荷載形式并不唯一，因此開(kāi)展了加載方式對(duì)海上風(fēng)電單樁基礎(chǔ)-土相互作用特性的影響規(guī)律研究。不同荷載施加方式如圖10所示。

圖10 不同荷載施加方式示意

取荷載幅值為0.6Fu，荷載頻率為0.1 Hz，對(duì)不同加載方式下樁身水平位移、剪力和彎矩沿埋深的變化規(guī)律進(jìn)行了研究。

2.4.1 樁身水平位移分析

開(kāi)展了第20次循環(huán)正向荷載和負(fù)向荷載作用結(jié)束時(shí)不同加載方式下樁身水平位移沿埋深變化規(guī)律研究，其分布曲線如圖11所示。

圖11 不同加載方式下樁身水平位移變化曲線

由圖11(a)可知，單向循環(huán)荷載作用下樁身水平位移最大，雙向?qū)ΨQ循環(huán)荷載作用下樁身水平位移最小，究其原因，樁身水平位移在循環(huán)荷載作用下發(fā)生累積，而單向循環(huán)荷載作用時(shí)荷載方向始終為正，樁身位移累積程度最大，雙向?qū)ΨQ循環(huán)荷載作用時(shí)，正向荷載和負(fù)向荷載作用時(shí)長(zhǎng)相等，樁身正向累積位移和負(fù)向累積位移存在相互抵消，故樁身水平位移最小。不同加載方式時(shí)樁身位移均出現(xiàn)零點(diǎn)，零點(diǎn)以上樁身位移均為正，沿埋深逐漸減小，零點(diǎn)以下樁身位移為負(fù)，絕對(duì)值均沿埋深逐漸增加。隨著樁身位移的增加，樁身水平位移零點(diǎn)位置沿埋深下移，究其原因，樁身位移越大，上部土體變形越大，開(kāi)始發(fā)生屈服，深層土體土抗力開(kāi)始發(fā)揮，導(dǎo)致樁身水平位移零點(diǎn)下移。由圖11(b)可知，單向循環(huán)荷載作用下樁身水平位移顯著大于另外兩種循環(huán)荷載作用下的樁身水平位移，這主要是由于，雙向循環(huán)荷載作用時(shí)樁身正向累積位移和負(fù)向累積位移存在相互抵消。

2.4.2 樁身剪力分析

開(kāi)展了第20次循環(huán)正向荷載和負(fù)向荷載作用結(jié)束時(shí)不同加載方式下樁身剪力沿埋深變化規(guī)律研究，其分布曲線如圖12所示。

圖12 不同加載方式下樁身水平位移變化曲線

由圖12(a)可知，正向荷載作用結(jié)束時(shí)，雙向不對(duì)稱循環(huán)荷載作用下樁身剪力最大，雙向?qū)ΨQ循環(huán)荷載作用下樁身剪力最小。不同加載方式下樁身剪力均出現(xiàn)反彎點(diǎn)，反彎點(diǎn)以上樁身剪力值均為正，沿埋深逐漸減小，反彎點(diǎn)以下樁身剪力值均為負(fù)，剪力絕對(duì)值沿埋深先增大后減小。不同加載方式時(shí)，樁身剪力均沿負(fù)方向出現(xiàn)最大值，主要集中在埋深32～34 m范圍內(nèi)。樁身剪力反彎點(diǎn)位置隨著樁身剪力的增大而沿埋深有所下降。

由圖12(b)可知，負(fù)向荷載作用結(jié)束時(shí)，單向循環(huán)荷載作用下樁身剪力絕對(duì)值最大，雙向不對(duì)稱循環(huán)荷載作用下樁身剪力絕對(duì)值最小。負(fù)向荷載作用結(jié)束時(shí)不同加載方式下樁身剪力變化規(guī)律與正向荷載作用結(jié)束時(shí)不一致，這是由于循環(huán)過(guò)程中樁身剪力發(fā)生累積引起的。

2.4.3 樁身彎矩分析

開(kāi)展了第20次循環(huán)正向荷載和負(fù)向荷載作用結(jié)束時(shí)不同加載方式下樁身彎矩沿埋深變化規(guī)律研究，其分布曲線如圖13所示。

由圖13(a)可知，正向荷載作用結(jié)束時(shí)，不同加載方式下樁身彎矩均沒(méi)有出現(xiàn)反彎點(diǎn)，均沿埋深先增大后減小，雙向不對(duì)稱循環(huán)荷載作用下樁身彎矩最大，雙向?qū)ΨQ循環(huán)荷載作用下樁身彎矩最小，樁身最大彎矩位于埋深8～9 m范圍內(nèi)，樁底端彎矩比較小，且相差不大。

由圖13(b)可知，負(fù)向荷載作用結(jié)束時(shí)，雙向?qū)ΨQ循環(huán)荷載下樁身彎矩出現(xiàn)反彎點(diǎn)，其余荷載作用下樁身彎矩沒(méi)有出現(xiàn)反彎點(diǎn)，單向循環(huán)荷載作用下樁身彎矩絕對(duì)值最大，雙向不對(duì)稱循環(huán)荷載作用下樁身彎矩絕對(duì)值最小。負(fù)向荷載作用結(jié)束時(shí)樁身彎矩變化規(guī)律與正向荷載作用結(jié)束時(shí)不一致，這是由于循環(huán)過(guò)程中樁身彎矩發(fā)生累積引起的。

圖13 不同加載方式下樁身水平位移變化曲線

圖14 193 s時(shí)不同樁壁厚下樁身水平位移變化曲線

2.5 樁壁厚的影響

取荷載幅值為0.6Fu，荷載頻率為0.1 Hz，對(duì)不同樁壁厚時(shí)樁身水平位移、剪力和彎矩沿埋深的變化規(guī)律進(jìn)行了研究。

2.5.1 樁身水平位移分析

193 s時(shí)不同樁壁厚時(shí)樁身水平位移沿埋深分布曲線如圖14所示。由圖14可知，不同樁壁厚下樁身位移均出現(xiàn)零點(diǎn)，零點(diǎn)之上樁身位移曲線出現(xiàn)分界點(diǎn)，大約位于埋深12 m處，說(shuō)明不同樁壁厚下樁身發(fā)生不同程度的屈曲。分界點(diǎn)以上樁身位移基本隨樁壁厚增加而減小，而分界點(diǎn)以下正好相反，為了減小樁身位移，此范圍可以考慮設(shè)計(jì)“上厚下薄”的鋼管樁。零點(diǎn)之下樁身位移曲線也出現(xiàn)交點(diǎn)，大約位于距樁端4 m處。隨著壁厚的增加，樁身位移零點(diǎn)隨樁壁厚的增加逐漸下移，究其原因，樁身剛度隨壁厚增加有所增大，導(dǎo)致樁身承擔(dān)的土抗力值增加，進(jìn)而引起樁身位移零點(diǎn)下移。從圖14中還可以看出，隨著樁壁厚的增加，樁身水平位移變化程度有所降低，說(shuō)明樁壁厚較小時(shí)對(duì)樁身沿埋深水平位移影響較大。

2.5.2 樁身剪力分析

對(duì)193 s時(shí)不同樁壁厚時(shí)樁身剪力變化規(guī)律進(jìn)行分析，其沿埋深分布曲線如圖15所示。

由圖15可知，不同樁壁厚下樁身剪力沿埋深均出現(xiàn)反彎點(diǎn)，反彎點(diǎn)以上樁身剪力曲線幾乎重合，說(shuō)明此范圍內(nèi)樁壁厚對(duì)樁身剪力影響不大。反彎點(diǎn)以下樁身剪力曲線在埋深約30 m處出現(xiàn)交點(diǎn)，交點(diǎn)以上樁身剪力絕對(duì)值隨樁壁厚的增加而有所減小，而交點(diǎn)以下樁身剪力絕對(duì)值隨樁壁厚的增加而增大。究其原因，樁身剪力大小與樁側(cè)土抗力有關(guān)，交點(diǎn)以上土抗力隨樁壁厚增加有所減小，而交點(diǎn)以下土抗力隨樁壁厚增加有所增大。隨著樁壁厚的增加，樁身剪力反彎點(diǎn)沿埋深逐漸下移。樁身剪力正方向最大值均位于泥面處，負(fù)方向最大值隨著樁壁厚的增加絕對(duì)值逐漸增大，主要位于距泥面29～32 m范圍內(nèi)。

圖15 193 s時(shí)不同樁壁厚下樁身剪力變化曲線

圖16 193 s時(shí)不同樁壁厚下樁身彎矩變化曲線

2.5.3 樁身彎矩分析

對(duì)193 s時(shí)不同樁壁厚時(shí)樁身彎矩變化規(guī)律進(jìn)行分析，其沿埋深分布曲線如圖16所示。由圖16可知，193 s時(shí)不同樁壁厚下樁身彎矩均沒(méi)有出現(xiàn)反彎點(diǎn)，沿埋深先增加后減小，基本隨樁壁厚的增加而有所增大，這是因?yàn)闃侗诤裨酱?，樁身剛度越大，承?dān)的土抗力增加，樁身彎矩從而變大。僅在埋深8 m和下部砂土層中變化不明顯，此范圍內(nèi)樁壁厚對(duì)樁身彎矩影響不大。

3 數(shù)值計(jì)算結(jié)果對(duì)比分析

由于模型試驗(yàn)中樁的直徑相對(duì)較小，無(wú)法直接與數(shù)值模型中的大直徑樁進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，故與已有的有限元分析結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。陳新奎[24]采用ABAQUS對(duì)大直徑樁的水平受荷特性進(jìn)行了模擬，并將數(shù)值模擬結(jié)果與風(fēng)電場(chǎng)現(xiàn)場(chǎng)試樁結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析，驗(yàn)證了ABAQUS數(shù)值模擬的可靠性。取文獻(xiàn)[24]中4 MN (此荷載與本文荷載幅值最接近)水平力作用下樁身水平位移、剪力、彎矩與193 s時(shí)樁身水平位移、剪力、彎矩(此時(shí)樁身水平位移、剪力、彎矩最大)進(jìn)行對(duì)比分析，如圖17、圖18和圖19所示。

圖17 樁身水平位移對(duì)比分析

圖18 樁身剪力對(duì)比分析

從圖17～圖19可以看出，泥面以下范圍內(nèi)樁身水平位移、剪力、彎矩沿埋深變化規(guī)律類似。由圖17可知，樁身水平位移曲線沿埋深均出現(xiàn)零點(diǎn)，均呈現(xiàn)出非線性的變化，樁均繞樁身軸線上某一點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)，表現(xiàn)出剛性樁的性質(zhì)。由圖18可知，泥面以下范圍內(nèi)樁身剪力均出現(xiàn)反彎點(diǎn)，圖18(a)中樁身剪力變化幅度較大，究其原因，樁身水平位移較大，引起樁周土體壓縮范圍較大，能夠提供較大的土抗力，導(dǎo)致剪力變化程度較大[25]。由圖19可知，泥面以下范圍內(nèi)樁身彎矩沿埋深均沒(méi)有出現(xiàn)反彎點(diǎn)，均沿埋深先變大后變小，最大值均發(fā)生在淺層土體，樁底端彎矩均接近于零。

綜上可知，運(yùn)用ABAQUS建立的數(shù)值模型是可靠的，且數(shù)值模擬結(jié)果是準(zhǔn)確的。

圖19 樁身彎矩對(duì)比分析

4 結(jié) 語(yǔ)

利用ABAQUS有限元軟件建立了非均質(zhì)土中海上風(fēng)電單樁基礎(chǔ)-土相互作用數(shù)值計(jì)算模型，開(kāi)展了水平循環(huán)荷載作用下不同因素對(duì)樁身水平位移、剪力和彎矩的影響規(guī)律分析。得出的主要結(jié)論如下：

1) 隨著循環(huán)荷載比的增加，樁身位移零點(diǎn)和樁身剪力反彎點(diǎn)沿埋深逐漸下移；樁身彎矩最大值點(diǎn)位于淺層土體。

2) 不同荷載頻率時(shí)樁身位移在零點(diǎn)以上變化較大，隨著荷載頻率的增加，樁身位移零點(diǎn)沿埋深逐漸下移；不同荷載頻率時(shí)樁身剪力在埋深6.4D～8.8D范圍內(nèi)變化較大；樁身彎矩隨著頻率的增加逐漸增大。

3) 單向循環(huán)荷載作用下樁身位移最大，雙向?qū)ΨQ循環(huán)荷載作用下樁身位移最??；加載方式對(duì)樁身剪力和彎矩影響較大，且正向荷載和負(fù)向荷載作用結(jié)束時(shí)樁身剪力和彎矩變化規(guī)律不同。

4) 不同樁壁厚時(shí)樁身發(fā)生不同程度的屈曲，壁厚較小時(shí)對(duì)樁身水平位移影響較大；在位移零點(diǎn)之上范圍內(nèi)可以考慮設(shè)計(jì)“上厚下薄”的鋼管樁，以減小樁身水平位移；不同樁壁厚時(shí)樁身剪力曲線在埋深約6D處出現(xiàn)交點(diǎn)；不同樁壁厚時(shí)泥面處樁身彎矩變化不明顯。

鑒于篇幅的限制，沒(méi)有將與工程項(xiàng)目對(duì)比分析的研究?jī)?nèi)容列入文中。課題組后續(xù)將針對(duì)實(shí)際工程項(xiàng)目，考慮孔隙水壓力對(duì)非均質(zhì)土中海上風(fēng)電單樁基礎(chǔ)-土相互作用特性產(chǎn)生的影響進(jìn)行流固耦合分析，研究樁周土體超孔隙水壓力的變化規(guī)律，為該區(qū)域工程建設(shè)提供支撐。