石玉琪，樂治濟(jì)

(上?？睖y設(shè)計(jì)研究院有限公司，上海 200335)

鋼管復(fù)合嵌巖樁是一種以薄壁鋼管包裹核心混凝土共同作用的復(fù)合樁體[1]。在海上風(fēng)電工程中，樁基礎(chǔ)往往受到潮位、波浪、表層流塑性土等不利條件的影響，而鋼管復(fù)合嵌巖樁的鋼管樁結(jié)構(gòu)可以兼做護(hù)筒保證樁內(nèi)水頭和泥漿環(huán)境的穩(wěn)定，因此在海洋工程中得到了越來越廣泛的運(yùn)用。

目前，有較多學(xué)者對鋼管復(fù)合樁的承載性能進(jìn)行了研究。孟凡超[2]等人針對港珠澳大橋地層和基礎(chǔ)特點(diǎn)，通過一系列室外試驗(yàn)，完善了鋼管復(fù)合樁剛度和承載能力的理論計(jì)算方法。并指出復(fù)合樁橫向極限承載力應(yīng)由樁頂允許位移標(biāo)準(zhǔn)控制。馮忠居[3]等通過開展離心模型試驗(yàn)，分析了鋼管埋深和擠土區(qū)土體模量對復(fù)合樁豎向承載特性的影響。魏綱[4]等通過魚山大橋自平衡試樁試驗(yàn)得到的Q-s曲線對ABAQUS模型進(jìn)行修正，分析了復(fù)合樁樁身軸力傳遞規(guī)律和樁身變截面位置對豎向承載性能的影響。王功博[5]通過數(shù)值分析和模型驗(yàn)證開展了大直徑鋼管復(fù)合樁豎向粘結(jié)滑移性能的研究。

綜上所述，現(xiàn)階段對于鋼管復(fù)合樁的室內(nèi)試驗(yàn)和數(shù)值模擬主要集中于軸向承載性能的研究。可參考的現(xiàn)場試驗(yàn)數(shù)據(jù)較少并且鮮有對復(fù)合樁結(jié)構(gòu)水平承載性能的研究。海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)作為一種高聳的懸臂式結(jié)構(gòu)，在ULS和FLS一類大變形問題中主要受大傾覆彎矩和水平力作用，樁基礎(chǔ)尤其是在非群樁結(jié)構(gòu)中總體上更為關(guān)注水平承載性能。本文將通過已有的現(xiàn)場水平推力試驗(yàn)數(shù)據(jù)得到H-Y曲線和樁身測斜曲線驗(yàn)證PLAXIS建立的樁土模型。并進(jìn)行水平荷載作用下的復(fù)合樁破壞模式分析和長徑比、鋼管樁占比、嵌巖比、樁身剛度、GSI等單一變量的影響效應(yīng)研究。以有針對性的極限海上風(fēng)電鋼管復(fù)合嵌巖樁設(shè)計(jì)，減少設(shè)計(jì)冗余。

1 現(xiàn)場水平推力試驗(yàn)

水平推力試驗(yàn)采用自制反力架系統(tǒng)(見圖1)。利用試樁位附近的風(fēng)機(jī)位承臺提供加載反力，在千斤頂與樁體之間設(shè)置球鉸座以保證荷載垂直于試樁軸線。

圖1 反力架系統(tǒng)圖

試驗(yàn)鋼管樁直徑2.0 m，壁厚27 mm，樁長65.5 m。灌注樁直徑1.7 m，進(jìn)入鋼管樁深度為14.5 m，嵌巖深度4.3 m。加載采用分級單向單循環(huán)的方式，設(shè)計(jì)水平加載值600 kN，每級加載值為預(yù)估水平荷載的1/10，加載過程保持荷載連續(xù)平穩(wěn)無沖擊、無超載。實(shí)際試驗(yàn)過程中加載力達(dá)到900 kN，根據(jù)每級荷載的水平位移傳感器測讀結(jié)果，匯總泥面H-Y曲線如圖2。

圖2 泥面點(diǎn)H-Y曲線

通過預(yù)埋測斜管對試驗(yàn)過程中的樁身撓曲進(jìn)行測試。實(shí)測的樁身撓度曲線見圖3。

圖3 試樁測斜曲線

2 有限元模型

在巖土有限元軟件PLAXIS中進(jìn)行樁土模型的建立。模型尺寸為60 m×60 m×80 m。由于復(fù)合樁樁長普遍較長，樁底區(qū)域土體大部處于小應(yīng)變區(qū)，為考慮土體剛度的應(yīng)變相關(guān)性，覆蓋層均采用HSS小應(yīng)變本構(gòu)。灌注樁選用混凝土本構(gòu)，巖體為霍克-布朗模型。樁體采用3D板單元，網(wǎng)格采用10節(jié)點(diǎn)四面體單元，樁周區(qū)域網(wǎng)格加密，同時(shí)在樁土間布置界面單元以模擬接觸行為。整體模型和復(fù)合樁模擬見圖4和圖5。

圖4 樁土整體模型圖

圖5 復(fù)合樁模型圖

在有限元模型中進(jìn)行加卸載過程的模擬，參數(shù)取值和調(diào)整方法參考材料模型手冊以及謝東武[6]、楊同帥[7]、董學(xué)超[8]等人對小應(yīng)變模型參數(shù)的優(yōu)化及敏感性分析研究結(jié)論。樁土模型中最終確定的土層參數(shù)如表1所示。

表1 土層參數(shù)表

圖6是有限元模型和試樁試驗(yàn)的H-Y曲線，加卸載曲線總體擬合較好，最大偏差處出現(xiàn)在加載力H=900 kN處，相差10.6%。如圖7所示，設(shè)計(jì)水平推力H=600 kN時(shí)的兩條H-Y曲線基本吻合，最大偏差4.1%。說明樁土模型的邊界條件、約束模式及各層土參數(shù)的選擇都是較可靠的。

圖6 有限元模型和試樁的H-Y曲線

圖7 有限元模型和試樁的測斜曲線

3 水平失效機(jī)理

參考上節(jié)的數(shù)值模型進(jìn)行破壞分析，進(jìn)一步分析復(fù)合樁在水平荷載作用下的位移場和塑性區(qū)發(fā)展。如圖8所示，水平力作用下塑性區(qū)首先出現(xiàn)在泥面附近主被動(dòng)土壓力區(qū)以及樁底受力側(cè)。隨著荷載的加大，泥面附近塑性區(qū)向下延伸，樁底受力反側(cè)也出現(xiàn)了塑性區(qū)。最終失效狀態(tài)時(shí)，整個(gè)樁側(cè)和樁底塑性區(qū)貫通。

圖8 水平荷載作用下塑性區(qū)發(fā)展情況圖

總體上，由于復(fù)合樁結(jié)構(gòu)剛度較大，基巖層約束作用強(qiáng)，樁身未出現(xiàn)與加荷方向相反的負(fù)向位移，樁身彎矩也未出現(xiàn)第二反彎點(diǎn)。參考Poulos[9]，李森[10]的定義描述，鋼管復(fù)合嵌巖樁表現(xiàn)出的性狀更類似于半剛性樁。

4 斂散性和敏感性研究

由于脫離了傳統(tǒng)的陸域施工且海況多變，海上風(fēng)電鋼管樁沉樁作業(yè)和灌注樁成孔灌注作業(yè)都對船機(jī)設(shè)備、施工窗口等提出了極高的要求。設(shè)計(jì)參數(shù)的變化會對項(xiàng)目成本投入、工藝機(jī)具、施工工期產(chǎn)生根源性的影響。在提倡降本增效的時(shí)代，越來越有必要對樁基礎(chǔ)進(jìn)行精細(xì)有效的設(shè)計(jì)。因此本節(jié)采用與上文相同的數(shù)值模型進(jìn)行單一變量研究，探明鋼管復(fù)合嵌巖樁結(jié)構(gòu)參數(shù)鋼管樁占比、嵌巖比、徑深比和強(qiáng)度參數(shù)GSI、樁身強(qiáng)度對水平承載性能的影響，歸納各參數(shù)的邊界效應(yīng)。

在進(jìn)行敏感性分析時(shí)，參考文獻(xiàn)[11]建立系統(tǒng)特性與因素之間的函數(shù)關(guān)系：

P=f{α1…αk…αn}=φαk

(1)

參數(shù)αk對特性P的影響時(shí)，可令其余參數(shù)取基準(zhǔn)值且固定不變，而令參數(shù)αk在其可能的范圍內(nèi)變動(dòng)。同時(shí)為了橫向比較不同物理量不同單位參數(shù)的敏感性。定義無量綱化參數(shù)敏感度函數(shù)如式(2)所示。

(2)

式中，S為一個(gè)無量綱非負(fù)實(shí)數(shù)，值越大代表對參數(shù)αk越敏感。

4.1 鋼管樁占比率

將復(fù)合樁入土段鋼管樁長度和入土段總長度之比定義為鋼管樁占比率，占比率變化區(qū)間(0.35～0.95)。由圖9可知不同荷載水平下鋼管樁占比對水平承載性能有著明顯的影響且存在邊界效應(yīng)。鋼管樁占比達(dá)到0.7后，水平位移減少的趨勢變緩，繼續(xù)增加鋼管樁占比泥面水平位移已無明顯變化。

圖9 泥面水平位移與鋼管樁占比關(guān)系

選擇曲線特征最明顯的F=2 500 kN工況進(jìn)行ExpAssoc函數(shù)擬合，鋼管樁占比記為γ。

擬合函數(shù)

φ(γ)=956×e(-γ/0.461)+164

敏感性函數(shù)

本工程鋼管復(fù)合嵌巖樁中的鋼管樁均打入覆蓋層中的散體狀強(qiáng)風(fēng)化巖，鋼管樁占比在0.7～08之間。代入敏感性函數(shù)算得S(0.75)=0.76。

4.2 嵌巖比

將鋼管復(fù)合樁嵌巖段長度與嵌巖段直徑之比定義為嵌巖比，嵌巖比越大對應(yīng)嵌巖深度越大。保持嵌巖樁直徑為1.7 m，按比例放大嵌巖段長度，比例浮動(dòng)區(qū)間1～6。從圖10可以明顯的看出不同荷載工況下單調(diào)增加復(fù)合樁嵌巖深度并不能減少泥面水平位移。

圖10 泥面水平位移與嵌巖比關(guān)系

泥面水平位移基本不隨嵌巖深度的變化而變化。

4.3 徑深比

定義徑深比為嵌巖樁直徑與嵌巖深度之比，控制嵌巖深度5.1 m不變。分別放大嵌巖樁直徑為原來的1.5、2、2.5、3倍。從圖11可以看出曲線存在明顯的拐點(diǎn)，徑深比具有明顯的邊界效應(yīng)。嵌巖樁徑深比為1～2時(shí)增加嵌巖樁直徑明顯的提升了復(fù)合樁水平承載性能。徑深比大于2后對提升水平承載力幾乎沒有作用。

圖11 泥面水平位移與徑深比關(guān)系

選擇曲線特征最明顯的F=2 500 kN工況進(jìn)行ExpAssoc函數(shù)擬合，徑深比記為β。

擬合函數(shù)

φ(β)=8 001×e(-β/0.302)+13.6

敏感性函數(shù)

本工程中嵌巖樁直徑1.7 m，嵌巖深度5.1 m，β=0.33，代入上式計(jì)算得到S(β)=1.09。

4.4 巖石質(zhì)量GSI

霍克-布朗破壞準(zhǔn)則是一種非線性強(qiáng)度近似準(zhǔn)則，在其連續(xù)性方程中不僅包含剪切強(qiáng)度，也包括拉伸強(qiáng)度?？山仆ㄟ^調(diào)整GSI來改變基巖的強(qiáng)度指標(biāo)。取值參考Hoek在1999年提出的定量評價(jià)方法，在0～100的區(qū)間變動(dòng)。由圖12可知，隨著地址強(qiáng)度參數(shù)GSI的增加，泥面水平位移近似線性減少。

圖12 泥面水平位移與GSI關(guān)系

選擇曲線特征最明顯的F=2 500 kN工況進(jìn)行線性擬合。

擬合函數(shù)

φ(GSI)=30-0.055GSI

敏感性函數(shù)

本工程基巖GSI取值為70，S(GSI)=0.15。

4.5 灌注樁剛度

本節(jié)將灌注樁彈模作為唯一變量，樁身彈模，取混凝土標(biāo)號C20～C80的設(shè)計(jì)彈性模量即20～40 GPa，如圖13所示，隨著樁身剛度的增加，水平位移逐漸減少，但減少的趨勢逐漸變緩?；炷翗?biāo)號大于C35后水平位移減緩已不明顯。

圖13 泥面水平位移與灌注樁剛度關(guān)系

選擇曲線特征最明顯的F=2 500 kN工況進(jìn)行ExpAssoc函數(shù)擬合，嵌巖樁剛度記為E。

擬合函數(shù)

φ(E)=575×e(-E/1.68E7)+129

敏感性函數(shù)

本工程灌注樁所用混凝土為C35高性能海工混凝土，設(shè)計(jì)彈性模量3.15E7。S(E)=0.75。

綜上，以本工程的混合嵌巖樁為例，徑深比S(β)>鋼管樁占比S(γ)>樁身剛度S(E)>巖石質(zhì)量S(GSI)。

5 結(jié) 語

本文建立了基于小應(yīng)變硬化本構(gòu)和霍克布朗破壞準(zhǔn)則的樁土數(shù)值模型，并通過福建興化灣地區(qū)某海上風(fēng)電場大直徑試樁試驗(yàn)得到的H-Y曲線和樁身測斜曲線驗(yàn)證了數(shù)值模型的正確性。以鋼管復(fù)合嵌巖樁的水平承載性能為目標(biāo)，對各結(jié)構(gòu)參數(shù)和強(qiáng)度參數(shù)進(jìn)行斂散性和敏感性分析，主要得出以下結(jié)論。

1)覆蓋層選用HSS小應(yīng)變硬化本構(gòu)，巖層選擇霍克布朗破壞準(zhǔn)則可以較好的模擬大直徑鋼管混合嵌巖樁的樁土作用模式。根據(jù)實(shí)測數(shù)據(jù)修正后可用于開展后續(xù)設(shè)計(jì)。

2)由于復(fù)合樁樁身剛度較大，基巖約束作用強(qiáng)。水平荷載作用下的復(fù)合樁變形性狀更偏向于大剛性樁。樁身無負(fù)變形，破壞荷載作用下塑性區(qū)從泥面下樁周和受力側(cè)樁底開始發(fā)展并貫通。

3)以本工程為例，復(fù)合樁嵌巖樁水平承載性能對設(shè)計(jì)參數(shù)的敏感性排序?yàn)閺缴畋?鋼管樁占比>樁身剛度>巖石質(zhì)量GSI。徑深比和鋼管樁占比最為敏感，兩個(gè)參數(shù)同時(shí)存在明顯的邊界效應(yīng)。實(shí)際設(shè)計(jì)過程中可著重考慮將鋼管樁占比控制在70%～80%的范圍，徑深比控制在2左右以達(dá)到最高的性價(jià)比。

4)基巖GSI對于提升水平承載力有積極的影響，但影響較有限。嵌巖深度對提升復(fù)合嵌巖樁的水平承載性能的作用很小，當(dāng)以水平位移作為設(shè)計(jì)邊界時(shí)，不宜通過采用嵌巖深度的方式來提升水平承載力。