孔德森, 郭文婷, 吳艷崇

(1.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, 青島 266590; 2.山東科技大學(xué)土木工程與建筑學(xué)院, 青島 266590)

海上風(fēng)能作為綠色、可再生能源,其充沛、廉價(jià)等諸多優(yōu)點(diǎn)受到世界各國(guó)廣泛關(guān)注[1-3]。中國(guó)具有綿長(zhǎng)的海岸線以及廣闊的海域,具備海上風(fēng)電發(fā)展的有力條件,大力發(fā)展海上風(fēng)電事業(yè),實(shí)現(xiàn)能源轉(zhuǎn)型是中國(guó)未來(lái)發(fā)展所需。單樁基礎(chǔ)是海上風(fēng)機(jī)最常采用的基礎(chǔ)形式,其安全便捷、工藝發(fā)展較為成熟[4]。但隨著風(fēng)電裝機(jī)的逐漸增大,傳統(tǒng)的單樁基礎(chǔ)形式逐漸不能滿足復(fù)雜的承載需要,以單樁基礎(chǔ)和安裝在外圍的桶型基礎(chǔ)(摩擦輪)組成的復(fù)合樁基礎(chǔ)近年來(lái)受到廣泛關(guān)注。

復(fù)合樁基礎(chǔ)是一種新型的風(fēng)電樁基礎(chǔ),它是對(duì)單樁的一種優(yōu)化,具體是在單樁的基礎(chǔ)上增加摩擦輪以提高基礎(chǔ)的承載能力。Yang等[5-7]對(duì)復(fù)合樁基礎(chǔ)進(jìn)行了離心機(jī)試驗(yàn)以及數(shù)值模擬計(jì)算,得出復(fù)合樁橫向承載力明顯大于單樁的結(jié)論；Wang等[8-11]則對(duì)空心摩擦輪復(fù)合樁基礎(chǔ)和實(shí)心摩擦輪復(fù)合樁基礎(chǔ)的側(cè)向承載力以及震動(dòng)液化等方面進(jìn)行研究,結(jié)果表明:復(fù)合樁基礎(chǔ)比單樁基礎(chǔ)具有更大的循環(huán)承載力；離心試驗(yàn)結(jié)果表明,復(fù)合樁基礎(chǔ)與單樁基礎(chǔ)相比,地基周圍的液化減弱；由于摩擦輪的存在,復(fù)合樁基礎(chǔ)橫向極限承載力和剛度明顯提高。

在已有研究基礎(chǔ)上開(kāi)展海上風(fēng)機(jī)復(fù)合樁基礎(chǔ)水平承載能力研究,利用ABAQUS軟件建立復(fù)合樁基礎(chǔ)三維有限元模型,對(duì)比分析復(fù)合樁基礎(chǔ)相較于傳統(tǒng)單樁基礎(chǔ)的水平承載力優(yōu)勢(shì)以及摩擦輪的作用機(jī)理；同時(shí)改變摩擦輪參數(shù),分析摩擦輪直徑、高度、厚度等對(duì)復(fù)合樁基礎(chǔ)承載能力的影響,以更好指導(dǎo)實(shí)際工程。

1 模型建立

1.1 復(fù)合樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)

復(fù)合樁基礎(chǔ)由傳統(tǒng)的單樁基礎(chǔ)和安裝在樁體外圍的摩擦輪兩部分組成,如圖1所示,模擬的復(fù)合樁基礎(chǔ)服役期間的結(jié)構(gòu)布置如圖2所示。復(fù)合樁基礎(chǔ)中的單樁與摩擦輪均采用Q345B型鋼制作,摩擦輪的內(nèi)徑D1與單樁的外徑D相同,單樁從摩擦輪內(nèi)穿過(guò),樁軸線與摩擦輪平面保持垂直。摩擦輪內(nèi)部由4塊連接板連接,呈垂直分布。

圖1 復(fù)合樁基礎(chǔ)組成示意圖Fig.1 Composition diagram of composite pile foundation

1.2 樁-土有限元模型

有限元模擬中的土體環(huán)境和部分參數(shù)參考中國(guó)東部近海某海域風(fēng)電場(chǎng),ABAQUS有限元模擬軟件中輸入的模型參數(shù)取值如表1、表2所示。

建立的樁-土有限元模型如圖3所示。單樁和摩擦輪采用線彈性本構(gòu)模型,土體采用Mohr-Coulomb彈塑性模型。土體厚度取1.25倍樁體埋深,直徑取樁體10倍外徑,以消除邊界效應(yīng)影響。摩擦輪安置在土體表面,內(nèi)部用土體填實(shí)。樁-土接觸面采用主從接觸面算法,單樁、摩擦輪與土體之間切向行為采用“罰”,摩擦系數(shù)為0.35,法向行為采用“硬”接觸；單樁與摩擦輪之間切向行為采用“罰”,摩擦系數(shù)為0.8,法向行為采用“硬”接觸。由于中心處是受力敏感位置,土體與摩擦輪從邊緣處沿徑向方向網(wǎng)格逐漸密集,樁體和土體采用C3D8R單元[12-15]。經(jīng)過(guò)多次迭代計(jì)算,初始地應(yīng)力造成的最大豎向位移在10-5數(shù)量級(jí)之內(nèi),精度滿足繼續(xù)計(jì)算條件。

表1 土體參數(shù)Table 1 Soil parameters

表2 樁和摩擦輪參數(shù)Table 2 Parameters of pile and friction wheel

圖3 樁-土有限元模型Fig.3 Pile-soil finite element model

2 計(jì)算結(jié)果分析

通過(guò)樁身側(cè)向位移及樁身彎矩分布反映樁基礎(chǔ)的穩(wěn)定性和承載能力。故對(duì)單樁模型和復(fù)合樁基模型分別施加大小為1.5、6、12 MN 3組水平荷載H作用下,得到兩種樁型沿樁體埋深的位移和彎矩,以進(jìn)行對(duì)比分析。其中0#樁為單樁基礎(chǔ),3#樁為復(fù)合樁基礎(chǔ)。樁身側(cè)向位移對(duì)比如圖4所示,樁身彎矩對(duì)比如圖5所示。

圖4 單樁與復(fù)合樁基礎(chǔ)樁身側(cè)向位移對(duì)比Fig.4 Comparison of lateral displacement between single pile and composite pile foundation

圖5 單樁與復(fù)合樁基礎(chǔ)樁身彎矩對(duì)比Fig.5 Bending moment comparison of single pile and composite pile foundation

從圖4可以看出,復(fù)合樁基礎(chǔ)樁身位移變化趨勢(shì)與單樁基礎(chǔ)大體相似,且都在樁體埋深約40 m處出現(xiàn)正向位移,但越靠近樁頂,二者差別越大。在1.5 MN水平荷載作用下,復(fù)合樁基礎(chǔ)泥面處樁體側(cè)向位移相較于傳統(tǒng)單樁基礎(chǔ)減小9.1 mm,減少率達(dá)到55.59%；在6 MN水平荷載下,減少16.36 mm,減少率為30.84%;在12 MN水平荷載時(shí),減少31.04 mm,減少率為26.31%。分析其原因:摩擦輪的存在有效限制了樁身的側(cè)向位移。即復(fù)合樁基相較于傳統(tǒng)單樁基礎(chǔ)樁身同一高度截面處側(cè)向位移顯著減小,且減小比例自樁底至樁頂逐漸減小,復(fù)合樁基礎(chǔ)因摩擦輪的存在可以發(fā)揮更好的水平承載性能。

從圖5可以看出,復(fù)合樁基礎(chǔ)彎矩變化趨勢(shì)與單樁基礎(chǔ)同樣大致相似,最大彎矩都均出現(xiàn)在埋深55 m處。對(duì)比分析二者最大彎矩：在1.5 MN水平荷載下,復(fù)合樁基礎(chǔ)樁身最大彎矩相較于傳統(tǒng)單樁基礎(chǔ)減小1.96 MN·m,減少率8.15%；在6 MN水平荷載下,最大彎矩減少8.27 MN·m,減少率為8.35%；在12 MN水平荷載下,最大彎矩減少22.3 MN·m,減少率為10.68%。同樣因摩擦輪的存在,有效限制了樁身變形,減小樁身彎矩。故得出結(jié)論:復(fù)合樁基礎(chǔ)中摩擦輪的存在可以有效限制樁身的橫向位移和樁體變形,相較于單樁基礎(chǔ)具有更高的安全穩(wěn)定性能。

3 摩擦輪影響因素分析

3.1 摩擦輪直徑影響

在ABAQUS軟件中分別建立摩擦輪直徑為8 m(1.6D,1#樁)、10 m(2D,2#樁)、12 m(2.4D,3#樁)、14 m(2.8D,4#樁)、16 m (3.2D,5#樁)5組模型,并對(duì)其施加0～12 MN范圍內(nèi)的8級(jí)分級(jí)荷載,以計(jì)算得到摩擦輪參數(shù)對(duì)復(fù)合樁基礎(chǔ)水平承載能力的影響。

同樣以樁身側(cè)向位移和樁身彎矩反映樁基礎(chǔ)水平承載能力。不同摩擦輪直徑的復(fù)合樁基礎(chǔ)側(cè)向位移如圖6所示,樁身彎矩如圖7所示。從圖中可知,摩擦輪的存在有效改善了復(fù)合樁基礎(chǔ)的水平承載性能。且改變摩擦輪直徑,在同級(jí)荷載情況下,隨著摩擦輪直徑的變大,樁身側(cè)向位移逐漸減小,其中5#樁減小值最大,達(dá)到0.092 m,相較于傳統(tǒng)單樁基礎(chǔ)減小19.7%；且樁身位移同樣隨摩擦輪直徑的增大而減小,同樣為5#樁減小值最大,達(dá)到23.8 MN,相較于傳統(tǒng)單樁基礎(chǔ)減小11.4%。

圖6 不同摩擦輪高度的樁身泥面處側(cè)向位移Fig.6 Lateral displacement at mud surface of pile body with different friction wheel heights

圖7 不同摩擦輪高度的樁身彎矩Fig.7 Bending moment of different friction wheel heights

進(jìn)一步將得到的數(shù)據(jù)進(jìn)行無(wú)量綱化處理,U/U0表示同級(jí)荷載下1#～5#樁與0#樁泥面樁體側(cè)向位移比值,Mmax/M0表示同級(jí)荷載下1#～5#樁與0#樁身最大彎矩比值,如圖8所示。從圖8中可以得到:隨著摩擦輪直徑的增大,其可以提供給樁身更大的水平約束,可以更好地限制樁體側(cè)向位移和樁身變形,提高復(fù)合樁基礎(chǔ)承載能力和安全穩(wěn)定性能。且當(dāng)摩擦輪直徑小于2.4倍單樁外徑前,樁身變形減少趨勢(shì)十分顯著,當(dāng)其大于2.4倍樁徑后,變化趨勢(shì)則逐漸趨于平穩(wěn)。故在實(shí)際工程中,建議設(shè)計(jì)的摩擦輪直徑盡量低于3倍的單樁外徑,以最大化發(fā)揮摩擦輪的優(yōu)勢(shì)。

圖8 樁體變形(位移、彎矩)與摩擦輪直徑的關(guān)系Fig.8 Relationship between pile deformation (displacement, bending moment) and friction wheel diameter

圖9 不同摩擦輪厚度的樁身泥面處側(cè)向位移Fig.9 Lateral displacement of pile body mud surface with different friction wheel thicknesses

3.2 摩擦輪厚度影響

建立摩擦輪厚度分別為40(6#)、50(7#)、60(8#)、70(9#)、80 mm(10#)的5組有限元模型,同樣對(duì)其施加0～12 MN范圍內(nèi)的8級(jí)分級(jí)荷載。得到不同摩擦輪厚度的復(fù)合樁基礎(chǔ)的泥面處側(cè)向位移和樁身彎矩分別如圖9和圖10所示。從圖中可知:同級(jí)荷載作用下,隨著摩擦輪厚度的變大,復(fù)合樁樁身側(cè)向位移逐漸減小,其中10#樁減小最大,達(dá)到0.034 m,相較于傳統(tǒng)單樁基礎(chǔ)減少約28.9%；同級(jí)荷載下,樁身彎矩同樣隨摩擦輪厚度的增加而減小,其中10#樁減小最大,為27.9 MN,相較于傳統(tǒng)單樁基礎(chǔ)減少13.4%。復(fù)合樁基礎(chǔ)自樁底向上至1.8D處,樁身承受彎矩開(kāi)始出現(xiàn)顯著變化。

圖10 不同摩擦輪厚度的樁身彎矩Fig.10 Bending moment of pile body with different friction wheel thicknesses

同樣將得到的數(shù)據(jù)進(jìn)行無(wú)量綱化處理,得到結(jié)果如圖11所示。得到結(jié)論:摩擦輪的存在很大程度上減小了樁體的變形,隨著摩擦輪厚度的變化,樁體側(cè)向位移與樁身彎矩均逐漸減小,但減小趨勢(shì)較緩,摩擦輪厚度的增加對(duì)復(fù)合樁基礎(chǔ)承載能力的提升有限。

圖11 樁體變形(位移、彎矩)與摩擦輪厚度的關(guān)系Fig.11 Relationship between pile deformation (displacement, bending moment) and friction wheel thickness

3.3 摩擦輪高度影響

建立摩擦力高度分別為0.5、1、1.5、2、2.5 m的5組有限元模型進(jìn)行計(jì)算,在0～12 MN范圍內(nèi)分為8級(jí)荷載施加分級(jí)荷載。得到不同摩擦輪高度的復(fù)合樁基樁身側(cè)向位移和樁身彎矩分別如圖12、圖13所示。由此得知,在水平荷載作用下,復(fù)合樁基礎(chǔ)樁身側(cè)向位移和樁身彎矩均小于傳統(tǒng)單樁基礎(chǔ),且減小效果明顯。同級(jí)荷載下,隨著摩擦輪高度的增加,樁身水平位移逐漸減小。當(dāng)摩擦輪高度為2.5 m時(shí)減少最多,為0.041 m,相較于傳統(tǒng)單樁基礎(chǔ)減少達(dá)到34.9%,效果顯著；樁身彎矩同樣隨摩擦輪高度增加而減少,同樣為2.5 m高摩擦輪的復(fù)合樁基模型減少最大,為37.8 MN,減少比例達(dá)到18.1%。復(fù)合樁基礎(chǔ)樁底向上至1.5D處,樁身承受彎矩開(kāi)始出現(xiàn)顯著變化。

圖12 不同摩擦輪高度的樁身泥面處側(cè)向位移Fig.12 Lateral displacement at mud surface of pile body with different friction wheel heights

圖13 不同摩擦輪厚度的樁身彎矩Fig.13 Bending moment of pile body with different friction wheel thicknesses

將數(shù)據(jù)進(jìn)行無(wú)量綱化處理以分析樁身變形隨摩擦輪高度變化的規(guī)律,得到結(jié)果如圖14所示。從圖14中可以看出,摩擦輪的有無(wú)對(duì)樁身變形的影響最大,且隨著摩擦輪高度的增加,樁身側(cè)向位移和樁身彎矩均逐漸減小。其原因?yàn)?摩擦輪高度的增加較大增加了摩擦輪與樁體的接觸面積,摩擦輪可以提供給樁體更大的水平抗力,從而約束樁體變形,提高復(fù)合樁基礎(chǔ)承載能力和安全穩(wěn)定性能。

圖14 樁體變形(位移、彎矩)與摩擦輪高度的關(guān)系Fig.14 Relationship between pile deformation (displacement, bending moment) and friction wheel height

4 結(jié)論

利用ABAQUS軟件建立海上風(fēng)機(jī)復(fù)合樁基礎(chǔ)三維有限元模型,對(duì)比分析其相較于傳統(tǒng)單樁基礎(chǔ)的承載力優(yōu)勢(shì),分析摩擦輪存在對(duì)樁體變形的約束作用,并改變摩擦輪參數(shù),分析其不同參數(shù)對(duì)復(fù)合樁基礎(chǔ)承載能力的影響,得到結(jié)論如下。

(1)相同受荷情況下,有摩擦輪存在的復(fù)合樁基礎(chǔ)承載能力明顯優(yōu)于傳統(tǒng)單樁基礎(chǔ)。且隨著所受荷載的增加,其效果愈加明顯。當(dāng)水平荷載為12 MN時(shí),復(fù)合樁基礎(chǔ)相較于傳統(tǒng)單樁,樁身側(cè)向位移減少26.31%,樁身最大彎矩減小10.68%,效果顯著。摩擦輪的存在有效限制了樁體變形,提高了樁基承載能力和安全穩(wěn)定性能。

(2)摩擦輪直徑的改變對(duì)于復(fù)合樁承載能力影響較大。隨著摩擦輪直徑的增加,復(fù)合樁基礎(chǔ)樁身位移和彎矩逐漸減小。摩擦輪直徑的增大充分發(fā)揮了其對(duì)樁體變形的約束作用。且當(dāng)摩擦輪直徑小于2.4倍樁體外徑時(shí),減少趨勢(shì)十分顯著,大于2.4倍樁體外徑后,其減少趨勢(shì)逐漸平穩(wěn)。

(3)摩擦輪厚度改變對(duì)于復(fù)合樁基礎(chǔ)承載能力的影響較弱。隨著摩擦輪厚度增加,復(fù)合樁基礎(chǔ)樁身側(cè)向位移與樁身彎矩逐漸減小,但其減小趨勢(shì)較緩,摩擦輪厚度的增加對(duì)摩擦輪的約束效果的提升有限。

(4)摩擦輪高度改變對(duì)于復(fù)合樁基礎(chǔ)水平承載能力影響較大,隨摩擦輪高度的增加,復(fù)合樁基礎(chǔ)樁身位移與彎矩均逐漸減小,當(dāng)摩擦輪高度為2.5 m時(shí),樁身位移與彎矩分別減小 34.9%和18.1%,摩擦輪充分發(fā)揮其對(duì)樁體變形的約束作用,效果顯著。