熊文亮

(福建永福電力設(shè)計(jì)股份有限公司，福建 福州 350108)

0 引言

隨著國(guó)家“30·60”戰(zhàn)略目標(biāo)的制定，我國(guó)海上風(fēng)電進(jìn)入了規(guī)?；ㄔO(shè)階段。根據(jù)全球風(fēng)能委員會(huì)GWEC發(fā)布的最新數(shù)據(jù)，2020年全球海上風(fēng)電新增裝機(jī)容量6.067GW，其中，中國(guó)新增容量超過(guò)3GW，占全球新增一半以上。但隨著2022年財(cái)政補(bǔ)貼的全面告別，我國(guó)海上風(fēng)電行業(yè)正式進(jìn)入了平價(jià)時(shí)代，淺灘及近海的開(kāi)發(fā)為平價(jià)提供可能。福建海域地質(zhì)條件極為復(fù)雜，特別是近海多為巖基海床，其覆蓋層厚度及組成變化大，基巖埋深及風(fēng)化程度變化大。目前國(guó)內(nèi)已建和在建的風(fēng)機(jī)嵌巖基礎(chǔ)的工程經(jīng)驗(yàn)較少。

樁基承載特力的研究方法主要有試驗(yàn)法、理論分析方法、有限元法[1]。其中試驗(yàn)分為原型試驗(yàn)和小模型試驗(yàn)，目前國(guó)內(nèi)已有完成的海上嵌巖樁試樁工程。理論分析法有p-y曲線法及m法等，是目前最常用的計(jì)算水平荷載作用下樁體荷載傳遞特性的方法，其中p-y曲線法對(duì)非巖石土能較好地反映樁土共同作用的變形特性，且考慮了土體非線性效應(yīng)，很多學(xué)者對(duì)其進(jìn)行了研究，但不適用于巖石地基[2]。有限元法是隨著電子計(jì)算機(jī)的發(fā)展而迅速發(fā)展起來(lái)的一種現(xiàn)代計(jì)算方法。本文將福建海域嵌巖試樁工程的試驗(yàn)數(shù)據(jù)與有限元模型計(jì)算進(jìn)行比較，對(duì)福建海域海上嵌巖基礎(chǔ)承載特性開(kāi)展研究，目前，對(duì)于土體地基中的基礎(chǔ)和豎向承載嵌巖樁已有較多的研究，而在嵌巖樁水平承載力方面的試驗(yàn)和研究仍有較多不足，根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)及已有的相關(guān)研究成果，本文提出一種符合工程設(shè)計(jì)的地基反力法計(jì)算方法。

1 嵌巖試樁工程概況

1.1 工程概況

1.2 地質(zhì)概況

場(chǎng)區(qū)地層上部主要為海積堆積的淤泥、淤泥質(zhì)黏土、粉細(xì)砂、中粗砂、粉質(zhì)粘土等構(gòu)成，下伏基巖巖性主要為花崗巖。試驗(yàn)區(qū)主要巖土層物理力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 巖土層物理力學(xué)性能指標(biāo)建議值

2 有限元模型

樁—土相互作用分析設(shè)計(jì)采用通用巖土有限元計(jì)算軟件PLAXIS 3D，用于巖土中樁—土作用分析計(jì)算，樁—土作用采用程序中的界面單元進(jìn)行模擬，有限元模型如圖1所示，建模時(shí)樁土相關(guān)參數(shù)見(jiàn)表2～表3，對(duì)于程序中界面單元，選擇強(qiáng)度折減系數(shù)Rinter為主要的界面參數(shù)，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)，砂土Rinter取值為0.65～0.8，粘性土Rinter取值為0.5～0.8，淤泥質(zhì)土及淤泥Rinter取值1.0[3]。

圖1 樁—土相互作用有限元模型

表2 有限元建模主體結(jié)構(gòu)參數(shù)

表3 有限元建模土體參數(shù)

3 地基反力法計(jì)算方法

在水平荷載作用下，基巖中的樁身在水平向變形非常小，適宜選用m法進(jìn)行計(jì)算；對(duì)于非巖石土，p-y法已在工程實(shí)踐中得到大量運(yùn)用及驗(yàn)證，因此，針對(duì)覆蓋層，本文采用p-y法進(jìn)行計(jì)算。

①當(dāng)?shù)鼗翆訛轲ね習(xí)r，土體p-y曲線計(jì)算公式如下[4]：

(1)

(2)

(3)

(4)

式中，γ為土的有效重度(kN/m3)；J為經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，取值范圍為0.25～0.50，其中正常固結(jié)軟黏土建議取0.50；D為樁徑或樁的寬度(m)；cu為未擾動(dòng)黏土土樣的不排水抗剪強(qiáng)度(kPa)；p為泥面以下X深度處作用于單位長(zhǎng)度樁上的水平土抗力標(biāo)準(zhǔn)值(kN/m)；pu為泥面以下X深度處單位長(zhǎng)度樁側(cè)極限水平土抗力標(biāo)準(zhǔn)值(kN/m)；y為泥面以下X深度處樁側(cè)面水平變形(mm)；yc為樁周土達(dá)極限水平土抗力之半時(shí)，相應(yīng)樁的側(cè)向水平變形(mm)；X為泥面以下樁的任一深度(m)；XR為極限水平土抗力轉(zhuǎn)折點(diǎn)的深度(m)。

②當(dāng)?shù)鼗翆訛樯巴習(xí)r，土體p-y曲線計(jì)算公式如下[4]：

pus=(C1X+C2D)γX

(5)

pud=C3·D·γ·X

(6)

(7)

(8)

C3=Ka[(tanβ)8-1]+K0tanφ′(tanβ)4

(9)

(10)

(11)

K0=0.4

(12)

(13)

(14)

式中，γ為土的有效重度(kN/m3)；pus為淺層土的單位樁長(zhǎng)的極限水平土抗力標(biāo)準(zhǔn)值(kN/m)；pud為深層土的單位樁長(zhǎng)的極限水平土抗力標(biāo)準(zhǔn)值(kN/m)；X為泥面以下樁的任一深度(m)；XR為淺層土與深層土分界線深度(m)通過(guò)聯(lián)立求解式(5)與式(6)計(jì)算得到；φ′為砂土內(nèi)摩擦角(°)；K為地基反力初始模量(MN/m3)，與內(nèi)摩擦角存在相關(guān)關(guān)系，可按表4確定；y為泥面以下X深度處樁側(cè)面水平變形(mm)。

表4 K取值

③當(dāng)?shù)鼗翆訛閹r石時(shí)，土體m曲線計(jì)算公式如下[5]：

當(dāng)時(shí)，中山先生經(jīng)過(guò)旅途的輾轉(zhuǎn)周折，所帶的費(fèi)用已分文不剩了，眼看著連一口面包都吃不上。于是，一些熱心的留學(xué)生便慷慨解囊，你湊一點(diǎn)，我湊一點(diǎn)，湊了三四十個(gè)英鎊送給中山先生，以暫時(shí)維持他的基本生活。不料三天之后，大伙兒再去看望他時(shí)，卻見(jiàn)他已將這些錢(qián)買(mǎi)了一大堆新書(shū)。一見(jiàn)面，中山先生便津津有味地指著書(shū)告訴眾人說(shuō)，這是什么書(shū)，那是什么書(shū)，這本書(shū)怎樣怎樣好，那本書(shū)又如何如何重要。眾人見(jiàn)此情景，一個(gè)個(gè)不禁目瞪口呆，有的為中山先生的好學(xué)精神所驚駭，也有的抱怨他不該將吃面包的錢(qián)拿來(lái)買(mǎi)了書(shū)。

樁的計(jì)算寬度可按下式計(jì)算：

(15)

式中，b1為樁的計(jì)算寬度(m)，b1≤2d；d為樁徑或垂直于水平外力作用方向樁的寬度(m)；kf為樁形狀換算系數(shù)，視水平力作用面(垂直于水平力作用方向)而定，圓形或圓端截面kf=0.9；矩形截面kf=1.0；k為平行于水平力作用方向的樁間相互影響系數(shù)。

巖石地基抗力系數(shù)不隨巖層埋深變化，C0可按表5采用或通過(guò)試驗(yàn)確定。

表5 巖石地基抗力系數(shù)C0

4 逐級(jí)荷載作用下樁的承載力特性分析

根據(jù)平海灣試樁工程數(shù)據(jù)進(jìn)行數(shù)值模擬，有限元建模詳見(jiàn)上文，加載方式同試樁方案采用分級(jí)加載。

4.1 有限元計(jì)算結(jié)果

①軸向壓力荷載作用下各級(jí)荷載豎向位移圖如圖2～圖4所示。

圖2 壓力4800kN豎向位移圖

圖3 壓力12000kN豎向位移圖

圖4 壓力24000kN豎向位移圖

②軸向拔力荷載作用下各級(jí)荷載豎向位移圖如圖5～圖7所示。

圖5 拔力1760kN豎向位移圖

圖6 拔力7040kN豎向位移圖

圖7 拔力13200kN豎向位移圖

③水平力荷載作用下各級(jí)荷載水平位移圖如圖8～圖10所示。

圖8 水平力148kN水平位移圖

圖9 水平力444kN水平位移圖

圖10 水平力962kN水平位移圖

由圖2～圖4可知，豎向壓力分級(jí)荷載作用下，樁土影響范圍逐漸擴(kuò)大，影響范圍隨著樁身呈倒錐型，當(dāng)壓力荷載為24000kN時(shí)，土體最大豎向變形為7.6mm。由圖5～圖7可知，豎向拔力分級(jí)荷載作用下，樁土變形情況與抗壓試驗(yàn)工況相似，當(dāng)荷載為13200kN時(shí)，土體最大豎向變形為4.25mm。由圖8～圖10可知，水平力分級(jí)荷載作用下，樁土影響范圍逐漸擴(kuò)大，且基本為非巖石土發(fā)生變形，巖石層基本未變形，當(dāng)荷載為962kN時(shí)，土體最大水平變形為246mm。以上工況發(fā)生最大變形位置均在泥面附近土層。

4.2 試樁結(jié)果、有限元計(jì)算結(jié)果及本文計(jì)算方法對(duì)比分析

①垂直向下荷載作用下的試樁沉降量如圖11所示，抗壓計(jì)算結(jié)果和誤差見(jiàn)表6。

圖11 壓荷載—位移曲線

表6 抗壓計(jì)算結(jié)果對(duì)比

②垂直向上荷載作用下的試樁位移如圖12所示，抗拔計(jì)算結(jié)果和誤差見(jiàn)表7。

圖12 拔荷載—位移曲線

表7 抗拔計(jì)算結(jié)果對(duì)比

③水平荷載作用下的試樁位移如圖13所示，抗拔計(jì)算結(jié)果和誤差見(jiàn)表8。

圖13 水平荷載—位移曲線

表8 水平荷載計(jì)算結(jié)果對(duì)比

由圖11～圖12可知，在分級(jí)加載作用下，數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果位移隨荷載增大而增大；在壓荷載下，數(shù)值模擬及試驗(yàn)荷載—位移曲線基本呈現(xiàn)出線性增長(zhǎng)，而試驗(yàn)結(jié)果位移隨荷載增大速率大于數(shù)值模擬方法的位移增大速率；試驗(yàn)結(jié)果在拔荷載下，位移增大，速率逐漸增大。由表6和表7可知，試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果誤差范圍呈現(xiàn)波動(dòng)性變化，誤差均在23%以內(nèi)。

由圖13可知，在水平分級(jí)加載作用下，數(shù)值模擬的計(jì)算結(jié)果、本文計(jì)算方法結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果位移隨荷載增大而增大，其中本文計(jì)算方法的結(jié)果呈線性增長(zhǎng)，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果位移增長(zhǎng)均呈非線性增長(zhǎng)，且試驗(yàn)結(jié)果在后幾級(jí)加載中位移增長(zhǎng)速率逐漸增大。由表8可知，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果誤差均在20%以內(nèi)，本文計(jì)算方法與試驗(yàn)結(jié)果在前幾級(jí)誤差較大，但隨著荷載加大，與試驗(yàn)結(jié)果更加接近。

綜合而言，數(shù)值模擬方法與試驗(yàn)結(jié)果較為接近，特別是在前幾級(jí)加載中，兩者的位移更加接近，而隨著荷載增大，試驗(yàn)的位移增速較大；在水平荷載作用下，本文計(jì)算方法與試驗(yàn)結(jié)果相比，呈現(xiàn)出后幾級(jí)加載位移較為接近，而隨著荷載增大，試驗(yàn)的位移增速最大，其次是本文計(jì)算方法，最后是數(shù)值模擬方法。

5 結(jié)論

數(shù)值模擬方法與試樁結(jié)果較為接近，其中本文地基反力法計(jì)算方法中巖石水平承載力采用了m法，因此荷載—位移基本呈線性增長(zhǎng)。與試驗(yàn)相比，數(shù)值模擬隨著荷載增加，位移計(jì)算結(jié)果均小于試驗(yàn)結(jié)果，即數(shù)值模擬方法對(duì)于本試樁工程而言偏于危險(xiǎn)，而本文計(jì)算方法隨著荷載增加，位移計(jì)算結(jié)果均大于試樁結(jié)果，即本文地基反力法計(jì)算方法對(duì)于本試樁工程而言偏于安全一些，可以滿足工程需要。

因此，利用工程地質(zhì)參數(shù)無(wú)論是數(shù)值模擬還是本文地基反力法計(jì)算方法均無(wú)法非常準(zhǔn)確的還原試樁結(jié)果，主要原因?yàn)闊o(wú)法準(zhǔn)確考慮巖土天然存在缺陷的影響，例如巖土土質(zhì)不均勻性、巖石裂隙節(jié)理等缺陷的影響。因此，在計(jì)算嵌巖樁基承載力時(shí)，應(yīng)結(jié)合當(dāng)?shù)毓こ探?jīng)驗(yàn)或試樁結(jié)果，對(duì)巖土參數(shù)進(jìn)行相應(yīng)的修正，特別是在利用本文地基反力法計(jì)算方法計(jì)算水平承載力時(shí)，應(yīng)與數(shù)值模擬方法相互對(duì)比，綜合分析得到一個(gè)安全、可靠的嵌巖樁基承載力。