王玉斌，蘇浩然，陸界屹，蘇 凱，3，4

（1.華能國際江蘇能源開發(fā)有限公司清潔能源分公司，江蘇 南京 210000；2.武漢大學(xué)水資源與水電工程科學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430072；3.武漢大學(xué)水工巖石力學(xué)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430072；4.武漢大學(xué)海綿城市建設(shè)水系統(tǒng)湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430072）

0 引 言

近年來，超長大直徑單樁基礎(chǔ)在海上風(fēng)電、大跨度橋梁及深水港口等工程中應(yīng)用越來越多。但到目前為止，對復(fù)雜海上環(huán)境下單樁基礎(chǔ)軸向承載特性的認(rèn)識尚有所局限。

在樁基礎(chǔ)軸向承載特性方面，API 規(guī)范［1］推薦了黏土和砂土中軸向承載力的計(jì)算方法。由于API規(guī)范考慮到海洋環(huán)境的復(fù)雜性，對承載力的計(jì)算做了很多限制，設(shè)計(jì)安全裕度較大時(shí)，使得其設(shè)計(jì)值保守。諸多研究人員對海上風(fēng)電機(jī)組單樁基礎(chǔ)的軸向承載特性進(jìn)行了系列研究工作。Paik［2］等通過在砂土地基中的相關(guān)模型試驗(yàn)研究了土塞高度增長率對大直徑單樁豎向承載力的影響；姚澤良［3］系統(tǒng)地介紹了軸向荷載作用下單樁軸向承載力計(jì)算方法的研究方法；駱光杰［4］等基于FLAC3D 軟件，研究了不同深度地層的大直徑鋼管樁基礎(chǔ)承載性能；蔡英鵬［5］等基于FLAC3D 軟件，開展了對鋼管樁豎向承載特性的研究，并且通過規(guī)范方法以及現(xiàn)場高應(yīng)變樁基檢測驗(yàn)證了結(jié)果；柴源［6］等基于室內(nèi)模型試驗(yàn)，研究了膠結(jié)鈣質(zhì)砂地層中鋼管樁的豎向承載特性及其影響因素；張磊［7］等基于ABAQUS軟件，研究了承臺尺寸對軟弱土中單樁承臺基礎(chǔ)豎向承載特性的影響；張明遠(yuǎn)［8］等用三維連續(xù)介質(zhì)快速拉格朗日法方法研究了超長大直徑鋼管樁在FLAC3D 軟件中軸向承載特性與實(shí)測結(jié)果的差別；黃周泉［9］等對海上風(fēng)電樁桶復(fù)合基礎(chǔ)的軸向承載性能進(jìn)行了研究；彭文韜［10］等探討了影響單樁軸向承載力的主要因素；余棚［11］等考慮泊松效應(yīng)對樁-土界面法向應(yīng)力的影響，研究了單樁豎向承載變形特性；張乾青［12］基于單樁現(xiàn)場靜載試驗(yàn)結(jié)果，研究了豎向抗壓單樁荷載-沉降曲線（Q-s 曲線）、樁身軸力分布規(guī)律等，提出了群樁中的雙曲線荷載傳遞函數(shù)；李金良［13］等基于ABAQUS 軟件，研究了豎向荷載作用下巖溶地貌對單樁承載以及變形特性的影響規(guī)律以及樁側(cè)與樁端的荷載傳遞特性；糾永志［14］等提出了開挖條件下非均質(zhì)地基中豎向受荷單樁非線性計(jì)算方法，并研究了開挖前后單樁豎向承載特性的變化；張聰［15］等基于土工離心模型試驗(yàn)，開展了在近斷層條件下對橋梁樁基礎(chǔ)的豎向承載特性演化規(guī)律的研究；Ma［16］等建立了不同條件下含渣缺陷鉆孔灌注樁的荷載傳遞計(jì)算模型，分析了泥沙厚度等參數(shù)對樁基礎(chǔ)豎向承載特性的影響；Feng［17］等基于有限元軟件，分析了不同溶洞跨度對橋梁基礎(chǔ)豎向承載特性的影響；Tao［18］等基于單樁復(fù)合地基荷載試驗(yàn)以及數(shù)值模擬手段，分析了樁長、樁徑、樁間距、墊層厚度等因素對復(fù)合地基豎向承載特性的影響。

目前關(guān)于非均質(zhì)成層地基環(huán)境中影響單樁基礎(chǔ)軸向承載特性的因素還缺乏深入系統(tǒng)研究。因此，研究單樁基礎(chǔ)軸向承載特性的影響因素，針對非均質(zhì)成層地基環(huán)境下單樁及地基土體特有的變形模式及軸向承載力的變化，提出相關(guān)優(yōu)化方案，對于海上風(fēng)機(jī)單樁基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)與施工具有重要的意義。

1 工程背景及數(shù)值計(jì)算模型

1.1 工程背景

本文基于江蘇某800MW 海上風(fēng)電場項(xiàng)目，借助有限元分析軟件ABAQUS，建立單樁基礎(chǔ)有限元模型。該風(fēng)電場所在海域地貌屬黃海濱海相沉積地貌單元，海底泥面高程在-18.6～0 m（85 高程）之間，海底地形起伏明顯。其土層物理力學(xué)參數(shù)如表1所示。

表1 土層物理力學(xué)參數(shù)表Tab.1 Physical and mechanical parameters of soil layer

1.2 三維有限元模型建立及工況設(shè)定

本文中地基土模型水平范圍取為10 倍樁徑，縱向范圍為2倍基礎(chǔ)埋深以避免邊界效應(yīng)。整個模型均采用C3D8R 三維八節(jié)點(diǎn)六面體單元進(jìn)行劃分。樁-土及分層地基模型如圖1所示。其中，D、MCD分別表示樁徑和埋深。根據(jù)工程資料，以樁頂直徑D=6.0 m，埋深MCD=52 m，單樁泥面以上高度26 m，總樁長78 m，壁厚70 mm的單樁作為典型樁進(jìn)行研究。

圖1 單樁基礎(chǔ)模型示意圖Fig.1 Schematic diagram of monopile foundation model

1.3 模型邊界條件與材料參數(shù)設(shè)置

本文中均使用Mohr-Coulomb 彈塑性屈服準(zhǔn)則來模擬地層土體的力學(xué)性質(zhì)。地層土體底部約束其全部位移，同時(shí)約束地基土側(cè)面的徑向位移，地基土體頂部為自由面。單樁基礎(chǔ)和地層土體之間均采用表面與表面接觸。樁體與地基土之間的接觸屬性法向?yàn)椤坝步佑|”，切向類型為“罰”摩擦函數(shù)，摩擦系數(shù)設(shè)為0.3。根據(jù)工程實(shí)測資料設(shè)鋼管樁的彈性模量E=210 GPa，泊松比ν=0.30，密度ρ=7.80 g∕cm3。

2 單樁基礎(chǔ)軸向承載特性分析

對于摩擦-端承樁而言，單樁極限軸向荷載指當(dāng)樁側(cè)摩阻力和樁端阻力導(dǎo)致樁周及樁端土體都達(dá)到塑性狀態(tài)時(shí)樁頂軸向荷載值，此時(shí)較小的軸向荷載增量將引起較大的沉降量。學(xué)術(shù)界與工程界以及不同行業(yè)、國家地區(qū)對于確定摩擦-端承樁極限荷載目前并沒有一個較為統(tǒng)一的標(biāo)準(zhǔn)，但仍然總結(jié)出了以下兩種主流判別方法：①根據(jù)Q-S 曲線平緩段與陡降段的拐點(diǎn)來確定樁軸向極限承載力。此類方法受Q-S 曲線比例尺影響較大，須選用合理的比例尺，以求得較為合理的軸向極限荷載。②根據(jù)樁頂沉降量來確定極限荷載。本文參考相關(guān)文獻(xiàn)［19］以Q-S 曲線中出現(xiàn)較為明顯陡降段時(shí)的轉(zhuǎn)折點(diǎn)所對應(yīng)的豎向荷載的大小來確定樁基礎(chǔ)的極限承載力。圖2為單樁軸向受荷示意圖，單樁軸向承載力由樁內(nèi)外摩阻力和樁端反力構(gòu)成。

圖2 軸向承載力組成示意圖Fig.2 Schematic diagram of composition of axial bearing capacity

在單樁樁頂處梯度施加0～150 MN 荷載并提取其各軸向承載力分量得到梯度荷載下軸向承載力分布圖如圖3所示。

圖3 軸向承載各分量組成隨樁頂荷載變化Fig.3 Diagram of variation of axial load components with load applied to pile top

當(dāng)樁頂荷載在44.74 MN 以內(nèi)時(shí)，單樁軸向承載主要由外側(cè)摩擦力構(gòu)成，當(dāng)樁頂荷載達(dá)到44.74 MN 時(shí)，樁外側(cè)摩阻力、內(nèi)側(cè)摩阻力、樁端反力分別占軸向承載力的82.8%、10.8%、7.0%。隨著樁頂荷載增大，外側(cè)摩阻力占比下降較快，內(nèi)側(cè)摩阻力及樁端阻力逐漸增大，當(dāng)樁頂荷載達(dá)到140.9 MN 后，單樁內(nèi)側(cè)阻力占比反超單樁外側(cè)摩阻力占比。

圖4、5分別是梯度荷載下樁內(nèi)外摩阻力從泥面到底端沿樁身分布情況。單樁外側(cè)摩阻力隨著深度增加而逐漸增大，在距離樁底1.5～2 m 處達(dá)到最大值，當(dāng)樁頂荷載為150 MN 時(shí)在距樁底1.8 m 處取得最大值205 kPa。樁內(nèi)側(cè)摩擦力在泥面以下31 m（0.6倍埋深）范圍內(nèi)數(shù)值較小且增長緩慢，均未超過相同荷載下最大值的10%。隨后隨著深度增加快速增長，在距樁底3～4 m左右達(dá)到最大值。當(dāng)樁頂荷載為150 MN時(shí)在距樁底4.1 m處取得最大值424 kPa。由此可以看出樁端附近土體對單樁軸向承載特性的影響較大。

圖4 外側(cè)摩擦力沿樁身分布圖Fig.4 Diagram of external side friction along the pile

圖5 內(nèi)側(cè)摩擦力沿樁身分布圖Fig.5 Diagram of internal side friction along the pile

3 單樁基礎(chǔ)軸向承載特性優(yōu)化研究

3.1 樁徑及埋深影響分析

（1）樁徑?？紤]多個樁徑方案，研究樁徑增加對軸向承載力的提升效果。如圖6所示為非均質(zhì)地基中不同樁徑荷載-沉降曲線，圖7為對應(yīng)的極限承載力，從中可知，非均質(zhì)地基中單樁軸向承載力隨著樁徑增加而顯著增加，且同樣基本為線性增長。單樁樁徑從6 m 增加到9 m，其軸向承載力從44.74 MN 增加到72.08 MN，增長了61.1%。

圖6 非均質(zhì)地基中不同樁徑荷載-沉降曲線Fig.6 Load-settlement curves of different pile diameters in heterogeneous foundation

圖7 非均質(zhì)地基中軸向承載力隨樁徑變化曲線Fig.7 Variation curve of axial bearing capacity with pile diameter in heterogeneous foundation

（2）埋深。與樁徑條件變化類似，保持樁徑6 m 不變，設(shè)置20～80 m多個埋深方案進(jìn)行加載計(jì)算，其荷載-沉降曲線見圖8，對應(yīng)的極限承載力見圖9。埋深的增大亦能使樁土接觸面積逐步增大，單樁軸向承載力同樣隨埋深增加而顯著增加。在埋深50～80 m 的這個范圍內(nèi)，軸向承載力一直在增加，沒有達(dá)到一個穩(wěn)定的數(shù)值。當(dāng)埋深從50 m 增加到80 m 時(shí)，軸向承載力也從40.5 MN增長到了119.2 MN，增長了194.3%。

圖8 非均質(zhì)地基中不同埋深荷載-沉降曲線Fig.8 Load-settlement curves of different buried depths in heterogeneous foundation

圖9 非均質(zhì)地基中軸向承載力隨埋深變化曲線Fig.9 Variation curve of axial bearing capacity with buried depth in heterogeneous foundation

3.2 樁身磨砂處理影響分析

囿于生產(chǎn)工藝及經(jīng)濟(jì)成本問題，不能無限制地增大單樁自身幾何尺寸。樁端附近土層相對于其他土層對單樁軸向承載力有較大的影響，所以提高樁端附近土層與樁身之間的摩擦是性價(jià)比較高的選擇。然而深層土體位于泥面以下較深位置，難以對其加固提高其各項(xiàng)泥質(zhì)參數(shù)，因此可以通過對靠近樁端部分樁身作磨砂處理以提高單樁與地基土體之間的摩擦系數(shù)從而提高單樁的軸向承載力。

參考相關(guān)文獻(xiàn)［20］，采用提高單樁基礎(chǔ)樁端一定長度樁身與土體間摩擦系數(shù)的方法來模擬樁身磨砂效果，取磨砂部分樁土摩擦系數(shù)為0.8。保證典型樁單樁尺寸及地基分層參數(shù)不變，豎直方向上分別設(shè)置1D～4D四個樁身磨砂長度，研究不同樁身磨砂長度對樁軸向承載特性的影響。圖10是各優(yōu)化方案下的單樁模型示意圖。

圖10 不同磨砂方案單樁三維有限元模型Fig.10 Three-dimensional finite element model of monopile with different grinding schemes

圖11和圖12分別為不同磨砂方案下的荷載-位移曲線和對應(yīng)的極限承載力。由圖可知，對樁端附近樁身進(jìn)行磨砂處理能夠較大地提升單樁軸向承載力，當(dāng)磨砂長度為1D（6 m）時(shí)，單樁軸向承載力從未磨砂處理方案（0D）中的44.74 MN 增長到52.11 MN，增長了16.5%。由于內(nèi)外側(cè)摩阻力更多地分布在樁端附近，當(dāng)磨砂深度從3D增加到4D時(shí)，單樁軸向承載力從71.04 MN增長到77.29 MN，增長了8.8%。軸向承載力的提升速度隨著磨砂長度的逐漸增加而有一定程度的減緩。

圖11 不同磨砂長度軸向荷載-沉降曲線Fig.11 Axial load-settlement curves of different lengths of grinding

圖12 軸向承載力隨磨砂長度變化曲線Fig.12 Variation curve of axial bearing capacity with length of grinding

為得到不同方案下單樁及地基軸向變形特性，取樁磨砂長度4D方案所對應(yīng)的軸向荷載77.29 MN 作為同級荷載，施加在各磨砂長度方案樁頂。如圖13、14所示，各方案單樁內(nèi)外摩阻力整體分布存在著一定的差異。隨著樁身深度的增加，樁外摩阻力逐漸增長，在樁端以上一定位置達(dá)到最大值。未經(jīng)磨砂處理的單樁方案中樁外摩阻力的增長較為均勻，而在單樁磨砂各方案中，由于表面光滑程度的不同，在單樁樁身磨砂與未磨砂交界處其樁外摩阻力發(fā)生較大幅度的突變提升。而對于樁內(nèi)側(cè)摩阻力而言，樁身磨砂處理對其分布規(guī)律的影響不甚明顯，與未處理方案類似，內(nèi)側(cè)摩阻力主要集中在樁端附近，在泥面至泥面以下40 m范圍內(nèi)數(shù)值較小，在靠近樁端部分增長幅度較大，這是因?yàn)闃秲?nèi)土體主要產(chǎn)生的是壓縮變形，與樁外土體產(chǎn)生的剪切變形特征不同。

圖13 不同磨砂方案外側(cè)摩擦力沿樁身分布Fig.13 The distribution of external side friction along the pile with different grinding schemes

由于樁身磨砂能夠有效提高單樁樁外摩阻力，因此與未處理方案對比，當(dāng)深度達(dá)到樁身磨砂段之后，其軸力快速下降。當(dāng)磨砂處理長度從0D（未處理）增加到4D時(shí)，樁端軸力從15.5 MN下降到5.6 MN，下降了63.9%。

4 結(jié) 論

圖14 不同磨砂方案內(nèi)側(cè)摩擦力沿樁身分布Fig.14 The distribution of internal side friction along the pile with different grinding schemes

圖15 不同磨砂方案軸力沿樁身分布Fig.15 The axial force distribution along the pile with different grinding schemes

（1）在單樁軸向承載特性分析中，單樁樁身軸力在泥面以下由于樁內(nèi)外摩阻力的存在，隨深度增加其衰減速率變快，同時(shí)樁端處仍存在著較小軸力，說明樁內(nèi)外摩阻力不能完全抵消樁頂荷載，樁端阻力也是軸向承載力的組成部分。摩擦型樁樁身軸力隨深度的增加而逐漸減小，其減小速率與樁側(cè)摩阻力有較大關(guān)系，二者為正相關(guān)關(guān)系。

（2）單樁軸向承載力主要由樁內(nèi)外摩阻力及樁端阻力承擔(dān)，當(dāng)樁頂荷載較小時(shí)軸向承載力主要由外側(cè)摩阻力承擔(dān)，樁內(nèi)側(cè)摩阻力及樁端阻力較小。當(dāng)樁頂荷載逐漸增長使得樁頂沉降超過變形控制標(biāo)準(zhǔn)時(shí)，樁內(nèi)側(cè)阻力及樁端阻力占比出現(xiàn)增長。內(nèi)外側(cè)摩阻力隨著樁頂荷載的增加存在“錯位發(fā)揮”趨勢。

（3）樁外土體所產(chǎn)生的剪切變形沿樁身分布相對均勻，而樁內(nèi)土體主要產(chǎn)生的壓縮變形隨著深度增加而逐漸增大，只有當(dāng)壓縮變形足夠大時(shí)，樁內(nèi)側(cè)土體才會產(chǎn)生相對于鋼管樁內(nèi)壁的向上位移，從而使得內(nèi)側(cè)摩擦力開始發(fā)揮。所以在空間分布上，樁外側(cè)摩擦力隨深度增加的增長速率較為均勻。樁內(nèi)側(cè)摩阻力在泥面以下上部樁身部分?jǐn)?shù)值較小，其主要集中在單樁下部發(fā)揮作用。

（4）在軸向承載力影響因素方面，樁徑及埋深對軸向承載力有著決定性的影響，增大樁徑或埋深能有效提高樁的承載能力。樁身磨砂可以較為有效地提高單樁軸向承載性能尤其是外側(cè)摩阻力，同時(shí)還能減小樁身截面上的軸力。實(shí)際工程中應(yīng)考綜合考慮多種因素確定單樁樁徑及埋深，亦可對單樁靠近樁端部分的外表面進(jìn)行磨砂等處理以提高單樁軸向承載性能。