趙學(xué)亮，李揚(yáng)揚(yáng)，王鑫，朱文波，戴國(guó)亮，鄧溫妮

（1.東南大學(xué) 土木工程學(xué)院，江蘇 南京 211189；2.混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（東南大學(xué)），江蘇 南京 211189；3.林同棪國(guó)際工程咨詢（中國(guó)）有限公司，江蘇 南京 210019）

吸力式三筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)作為一種新型深水基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)型式，彌補(bǔ)了單樁基礎(chǔ)與重力式等傳統(tǒng)基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)導(dǎo)致工程造價(jià)過高、經(jīng)濟(jì)效益低等缺點(diǎn)，在海上風(fēng)電工程中的應(yīng)用逐漸增多.吸力式三筒基礎(chǔ)主要承受風(fēng)、浪產(chǎn)生的水平力以及傳遞到基礎(chǔ)的彎矩作用[1-2]，其中筒間距、長(zhǎng)徑比與加載方向?qū)θ不A(chǔ)水平承載力影響較大.因此，對(duì)新型海上風(fēng)電吸力式多筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)在水平及彎矩共同作用下的承載特性進(jìn)行試驗(yàn)研究具有重要的理論和實(shí)踐意義.

目前關(guān)于吸力式筒型基礎(chǔ)水平承載特性已有不少相關(guān)研究成果.Bransby 和Randolph[3]對(duì)粉土地基中單筒基礎(chǔ)進(jìn)行V、H、M 復(fù)合加載條件下的小比例尺室內(nèi)模型試驗(yàn)研究.試驗(yàn)探討了不排水加載和部分排水加載條件下筒基礎(chǔ)承載力變化情況.Wakil[4]通過離心機(jī)室內(nèi)試驗(yàn)研究了不同砂土密實(shí)度下圓柱形單筒基礎(chǔ)水平承載特性，得到了密實(shí)度與承載力之間的影響規(guī)律.Kim 等[5]通過試驗(yàn)對(duì)粉砂地基中三筒基礎(chǔ)在水平荷載作用下的力學(xué)特性進(jìn)行研究，試驗(yàn)結(jié)果與單筒進(jìn)行對(duì)比，發(fā)現(xiàn)三筒基礎(chǔ)有更好的抗傾覆能力.張葦[6]通過模型試驗(yàn)研究了吸力式三樁基礎(chǔ)在水平與豎向組合荷載作用下，長(zhǎng)徑比、荷載作用角度及樁間距等因素對(duì)承載特性的影響規(guī)律.還有學(xué)者通過理論與有限元方法研究了吸力式筒型基礎(chǔ)的水平極限承載力.劉振紋等[7]利用模型試驗(yàn)結(jié)果，探討了水平荷載下單筒基礎(chǔ)的破壞模式，以極限平衡法中Engel 假設(shè)為基礎(chǔ)，分析水平荷載下單筒的受力狀態(tài)，推導(dǎo)出單筒基礎(chǔ)水平極限承載力理論公式.Bang 等[8]通過離心機(jī)試驗(yàn)研究了不同荷載作用點(diǎn)和作用角度下砂土地基中吸力式沉箱基礎(chǔ)的抗拔承載力.黎冰等[9-10]通過一系列模型試驗(yàn)研究了吸力式沉箱基礎(chǔ)的最佳作用點(diǎn)位置，試驗(yàn)中考慮了荷載作用點(diǎn)、荷載作用角度和長(zhǎng)徑比3 個(gè)重要因素.結(jié)合荷載與吸力式沉箱基礎(chǔ)的轉(zhuǎn)角關(guān)系，分析了荷載水平作用于最佳作用點(diǎn)下吸力式沉箱基礎(chǔ)的破壞模式.Gourvenec[11]通過有限元模擬了單筒基礎(chǔ)在非均質(zhì)黏土中復(fù)合加載模式下受力狀態(tài)，分析了基礎(chǔ)長(zhǎng)徑比與地基承載力包絡(luò)線形狀之間的關(guān)系.

綜上可以發(fā)現(xiàn)，目前筒型基礎(chǔ)研究成果很多集中在單筒基礎(chǔ)的力學(xué)特性分析，針對(duì)砂土地基中的多筒基礎(chǔ)的受力特性，尤其是試驗(yàn)方面的研究尚不充分，本文考慮吸力式三筒基礎(chǔ)不同長(zhǎng)徑比、水平荷載角度和筒間距，通過模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬對(duì)砂土中吸力式三筒基礎(chǔ)水平承載特性進(jìn)行研究.

1 試驗(yàn)內(nèi)容與試驗(yàn)方法

為了研究砂土地基中吸力式三筒基礎(chǔ)的水平承載力特性，試驗(yàn)中考慮了3 種不同長(zhǎng)徑比筒基礎(chǔ)、3個(gè)荷載作用方向和3 個(gè)筒間距，共13 組工況（每組工況中，三筒基礎(chǔ)的3 個(gè)筒大小相同），模型試驗(yàn)方案如表1 所示.

表1 試驗(yàn)工況匯總表Tab.1 Test programs

為保證模型周圍土體滿足消除邊界效應(yīng)的要求，模型箱尺寸（長(zhǎng)×寬×高）為1.2 m×1.2 m×1.5 m.模型槽采用單面排水，具體做法為鋪排出水孔徑8 mm 排水管網(wǎng)于模型箱底部[12]，由于地基土為砂土，在排水管上鋪設(shè)一層土工布，防止排水過程中有砂礫排出，土工布上方布置150 mm 厚的碎石反濾層，其上再鋪設(shè)一層土工布增強(qiáng)過濾與排水效果.通過顆粒級(jí)配試驗(yàn)所得的土樣級(jí)配曲線如圖1 所示.模型箱內(nèi)鋪設(shè)砂土總厚度為1.45 m，采用分層鋪設(shè)，每層厚度約為0.2 m，并用夯錘人工夯實(shí)，滿夯20 遍.砂土鋪設(shè)完成后對(duì)其注水至與土樣表面齊平，靜置1 d 進(jìn)行固結(jié)[13].固結(jié)完成后，取箱內(nèi)10 cm 以下土樣，按照《土工試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》（GB/T 50123—2019）進(jìn)行室內(nèi)土工試驗(yàn)，測(cè)得試驗(yàn)砂土的基本物理力學(xué)性質(zhì)見表2，本試驗(yàn)用砂相對(duì)密實(shí)度為0.59.

圖1 顆粒級(jí)配曲線Fig.1 Grain size distribution curve

表2 試驗(yàn)用砂物理參數(shù)Tab.2 Physical parameters of sand

試驗(yàn)中的模型筒采用Q235 鋼管，外徑分布為102 mm、120 mm 和133 mm 3 種，對(duì)應(yīng)的筒身長(zhǎng)分別為164.7 mm、134 mm 和112.6 mm，壁厚為3 mm，每種尺寸的筒重量相同，均為1.45 kg.單筒頂部預(yù)留兩個(gè)螺栓孔，一個(gè)用于與筒頂部三腳架相連接，另一個(gè)作為排氣孔方便筒的貫入與拔出，如圖2 所示.筒頂三腳架中部位置留出長(zhǎng)度為150 mm 螺栓孔，方便調(diào)整筒與筒之間的位置來研究三筒筒間距對(duì)三筒基礎(chǔ)承載力影響.其次，在三腳架每隔90 mm 處設(shè)置一吊耳用于三筒基礎(chǔ)施加水平荷載，三筒結(jié)構(gòu)示意圖如圖3 所示.三筒基礎(chǔ)呈等邊三角形結(jié)構(gòu)布置，

圖2 筒型基礎(chǔ)單筒模型示意圖Fig.2 Schematic diagram of single caisson model

圖3 組合三筒模型示意圖Fig.3 Schematic diagram of tripod-bucket foundation

根據(jù)結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性研究荷載的方向只需要在0°到60°范圍內(nèi)進(jìn)行，如圖4 所示.

圖4 加載方向示意圖Fig.4 Schematic diagram of load direction

相關(guān)研究表明[14-15]，下沉方法對(duì)吸力筒基礎(chǔ)長(zhǎng)期承載力的影響很小，針對(duì)本文小比尺模型采用負(fù)壓和重力共同貫入的方法，利用垂直貫入裝置將沉箱模型完全沉入試驗(yàn)土池中，使筒頂面與泥面齊平.筒基礎(chǔ)貫入24 h 后，通過分級(jí)加載法施加水平荷載，荷載級(jí)差取預(yù)估荷載的1/10[16].如圖5 所示，水平荷載通過砝碼、加載架和滑輪進(jìn)行施加，試驗(yàn)過程中，通過在筒頂處設(shè)置的位移傳感器記錄測(cè)量點(diǎn)的水平位移，具體的試驗(yàn)示意圖如圖5 所示.

圖5 模型試驗(yàn)示意圖Fig.5 Schematic diagram of model test

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

目前對(duì)于吸力式三筒基礎(chǔ)水平極限承載力，國(guó)際上還沒有統(tǒng)一的破壞標(biāo)準(zhǔn)，也缺乏相應(yīng)的位移特征點(diǎn)研究結(jié)果.由于三筒基礎(chǔ)目前應(yīng)用相對(duì)較少，更缺乏有關(guān)三筒基礎(chǔ)的破壞標(biāo)準(zhǔn).作者對(duì)目前采用的一些極限承載力的確定方法進(jìn)行了總結(jié)，本文對(duì)于吸力式三筒基礎(chǔ)水平極限承載力判斷主要方法是通過荷載-位移曲線上特征點(diǎn)的角度對(duì)基礎(chǔ)水平承載力進(jìn)行判定，針對(duì)具有明顯拐點(diǎn)的曲線選取拐點(diǎn)值為特征點(diǎn)，對(duì)沒有明顯拐點(diǎn)的曲線采用切線相交法[16]選取特征點(diǎn).

2.1 長(zhǎng)徑比對(duì)承載力影響

選取兩組不同筒間距（S/D=2.0 和S/D=3.0）在相同荷載作用角度下的工況，分析長(zhǎng)徑比對(duì)水平承載力的影響.圖6 分別給出了相同筒重、不同三筒尺寸條件下，筒間距S/D=2.0 和S/D=3.0 在0°荷載作用方向工況下的荷載-位移曲線.由圖6（a）可知，當(dāng)三筒基礎(chǔ)各個(gè)筒之間的距離為3 倍筒徑時(shí)，不同尺寸的單筒對(duì)組合三筒基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)水平承載力的影響較為明顯，長(zhǎng)徑比L/D=1.61 的基礎(chǔ)水平承載力最大，L/D=1.12 下基礎(chǔ)水平承載力次之，L/D=0.85 時(shí)基礎(chǔ)水平承載力為最小.進(jìn)一步分析筒間距為2 倍筒徑時(shí)結(jié)果，由圖6（b）可知，當(dāng)S=2D 時(shí)所得結(jié)論與S=3D 基本一致.

圖6 不同S/D 和L/D 三筒基礎(chǔ)的荷載-位移曲線Fig.6 Load-displacement curves with different S/D and L/D

圖7 給出了不同筒間距情況下，三筒基礎(chǔ)的水平極限承載力與長(zhǎng)徑比之間的關(guān)系.從圖中可以發(fā)現(xiàn)當(dāng)筒間距S/D=2.0 時(shí)3 種長(zhǎng)徑比下的基礎(chǔ)水平承載力差距不大；但當(dāng)筒間距S/D=3.0 時(shí)，各長(zhǎng)徑比下的水平承載力相差較為明顯.這是由于當(dāng)筒間距較小時(shí)，各個(gè)筒之間的相互影響明顯，三筒基礎(chǔ)工作狀態(tài)類似于大直徑單筒，削弱了長(zhǎng)徑比變化對(duì)整體水平承載力的影響.這一現(xiàn)象可從相同工況下有限元模擬結(jié)果（圖8）進(jìn)一步進(jìn)行闡明.從圖8 中可以看出，在同為S/D=3.0 條件下，長(zhǎng)徑比L/D=1.61 的三筒基礎(chǔ)筒之間的相互影響最為突出，長(zhǎng)徑比較小的兩組筒基礎(chǔ)（L/D=1.12 和L/D=0.85），雖然筒間距相對(duì)值S/D 相等，但由于它們筒間距絕對(duì)值較L/D=1.61 更大，筒之間的影響較小.當(dāng)筒間距較大時(shí)，三筒基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的各個(gè)筒之間聯(lián)系減弱，相互影響作用減小，其工作狀態(tài)類似于三個(gè)單個(gè)筒的疊加作用，此時(shí)水平極限承載力主要受長(zhǎng)徑比的影響，長(zhǎng)徑比越大的筒其側(cè)摩阻力越大，抗拔能力越強(qiáng)，故長(zhǎng)徑比大的L/D=1.61 的三筒基礎(chǔ)水平承載力顯著提高.

圖7 水平承載力隨長(zhǎng)徑比的變化關(guān)系Fig.7 The relationship between the horizontal bearing capacity and length diameter ratios

圖8 不同長(zhǎng)徑比下基礎(chǔ)淺埋層地基表面位移Fig.8 Shallow surface displacement of foundation under different aspect ratios

2.2 荷載作用方向?qū)Τ休d力影響

當(dāng)筒間距S/D=3.0 時(shí)，分析長(zhǎng)徑比分別為L(zhǎng)/D=1.61 和L/D=1.12 下荷載作用角度與承載力之間關(guān)系.圖9 為三筒基礎(chǔ)在不同水平荷載作用方向下，承載力隨著水平位移的變化結(jié)果.從圖9 中可以看出，三筒基礎(chǔ)的水平極限承載力受荷載作用方向的影響較為明顯.兩種不同長(zhǎng)徑比的工況均在0°方向下三筒基礎(chǔ)水平承載力為最大，而60°方向下，基礎(chǔ)的水平承載力為最小.但圖9（a）中，0°方向下長(zhǎng)徑比L/D=1.61 的三筒基礎(chǔ)在加載過程中其水平位移大于其他兩種工況，造成這種現(xiàn)象的原因是在該組試驗(yàn)中，加載時(shí)荷載級(jí)差取值較小，為預(yù)估值的1/20，因此累積變形的次數(shù)和時(shí)間增多，相應(yīng)的變形更大.

圖9 不同L/D 和加載方向荷載-位移曲線Fig.9 Load-displacement curves with different L/D and loading direction

圖10 給出了不同模型尺寸情況下，三筒基礎(chǔ)的水平承載力隨著荷載作用方向變化的結(jié)果.從圖10可知，三筒基礎(chǔ)的水平承載力隨荷載作用角度的增大而降低，0°方向下基礎(chǔ)承載力最優(yōu).分析原因?yàn)椋簩?duì)于吸力式三筒基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)型式，筒與筒間土相互作用區(qū)域?qū)⒂绊懧?lián)合工作效果的發(fā)揮，筒-土之間聯(lián)合工作效果隨荷載作用方向的改變而發(fā)生變化.當(dāng)荷載角度為0°時(shí)，三筒基礎(chǔ)筒-土間聯(lián)合工作影響的范圍相對(duì)較大，聯(lián)合工作效果明顯；當(dāng)荷載角度為60°時(shí)，聯(lián)合工作區(qū)域最薄弱.除聯(lián)合工作效應(yīng)的影響以外，三筒基礎(chǔ)水平承載力也受位移的影響.三筒基礎(chǔ)的整體位移大小取決于結(jié)構(gòu)最薄弱環(huán)節(jié)產(chǎn)生的位移，當(dāng)荷載作用角度為0°時(shí)，此時(shí)失穩(wěn)狀態(tài)為一個(gè)筒受壓，兩個(gè)筒受拉，產(chǎn)生位移最大處取決于受壓筒；當(dāng)角度為60°時(shí)，一個(gè)筒受拉，兩個(gè)筒受壓，最薄弱環(huán)節(jié)位于受拉筒，由于筒的抗壓承載能力要遠(yuǎn)大于抗拔承載能力，因此三筒基礎(chǔ)在0°荷載作用方向下承載力要大于60°下承載力.

圖10 水平承載力隨荷載作用方向的變化關(guān)系Fig.10 The relationship between the horizontal bearing capacity and loading directions

2.3 筒間距對(duì)承載力影響

圖11 為長(zhǎng)徑比分別為L(zhǎng)/D=1.61、L/D=1.12、L/D=0.85 情況下不同筒間距吸力式三筒基礎(chǔ)水平承載力與位移的關(guān)系曲線.從圖11 可看出，隨著三筒基礎(chǔ)筒間距增加，相同水平和彎矩荷載作用方向下水平極限承載力總體呈現(xiàn)增長(zhǎng)趨勢(shì)，主要原因?yàn)殡S著筒間距增大，筒之間的干擾減弱以及筒基礎(chǔ)力矩臂增加提高了極限承載力.但在長(zhǎng)徑比L/D=0.85情況下有所不同，三筒基礎(chǔ)水平極限承載力并沒有有隨筒間距增大而一直增加，這是由于長(zhǎng)徑比較小的三筒基礎(chǔ)，由于本身筒長(zhǎng)較小，影響的筒周圍的土體范圍也較小，在其筒間距達(dá)到某一長(zhǎng)度時(shí)，筒與筒之間的相互聯(lián)系非常弱，各個(gè)筒單獨(dú)工作.

圖11 不同L/D 和S/D 荷載-位移曲線Fig.11 Load-displacement curves of tripod-bucket foundation with different L/D and S/D

由于吸力式三筒基礎(chǔ)通過支撐架與上部結(jié)構(gòu)連接，筒間距大小直接影響支撐架尺寸從而影響結(jié)構(gòu)整體用鋼量，因此可在本次試驗(yàn)結(jié)果的基礎(chǔ)上研究如何在滿足基礎(chǔ)承載力的同時(shí)，從用鋼量出發(fā)優(yōu)化基礎(chǔ)長(zhǎng)徑比及筒間距.采用目前應(yīng)用最廣泛的基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)型式作為計(jì)算樣本，如圖12 所示，橫撐與斜撐之間夾角均為60°.基于本文所研究的筒不屬于大直徑筒基礎(chǔ)范疇，為了簡(jiǎn)化計(jì)算，參照一些學(xué)者的研究結(jié)論和規(guī)范建議以及一些實(shí)際工程經(jīng)驗(yàn)，橫撐與斜撐的直徑均取0.75 倍的筒基礎(chǔ)直徑，橫撐與斜撐的壁厚取0.02 倍的直徑大小.計(jì)算不同筒間距和長(zhǎng)徑比下筒基礎(chǔ)上部與連接段的支撐架的用鋼量及承載力，并作對(duì)比分析，具體計(jì)算結(jié)果見表3.

圖12 吸力式三筒基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)型式Fig.12 The structure type of tripod-bucket foundation

表3 吸力式三筒基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)用鋼量與水平承載力增長(zhǎng)率結(jié)果Tab.3 Results of steel consumption and growth rate of horizontal bearing capacity of tripod-bucket foundation

通過表3 可知，對(duì)于L/D=1.61 和1.12 兩種情況下的三筒基礎(chǔ)，當(dāng)筒間距S/D 從2.5 增加到3.0時(shí)，其水平極限承載力增長(zhǎng)率最大，此時(shí)增大筒間距對(duì)提升水平極限承載力的效果最明顯，對(duì)于長(zhǎng)徑比小于1 的淺埋吸力式三筒基礎(chǔ)，其筒間距S/D 值推薦為2.0 或2.5.

2.4 三筒基礎(chǔ)的失穩(wěn)破壞機(jī)制

三筒基礎(chǔ)在水平力作用下破壞模式主要表現(xiàn)為受壓筒前后側(cè)土體發(fā)生塑性破壞，受拉筒被拔出泥面.圖13 為水平荷載作用下三筒基礎(chǔ)逐漸失穩(wěn)破壞的過程，可以分為3 個(gè)階段.

圖13 三筒基礎(chǔ)試驗(yàn)過程Fig.13 Test process of tripod-bucket foundation

結(jié)合圖6、圖9、圖11 三筒基礎(chǔ)水平承載力結(jié)果與圖14 基礎(chǔ)逐漸失穩(wěn)視圖可以發(fā)現(xiàn)，在試驗(yàn)初始階段到試驗(yàn)中間階段，三筒基礎(chǔ)只出現(xiàn)微小的水平位移，筒周圍土體仍處于彈性變形階段，模型實(shí)驗(yàn)中很難觀察到明顯的變形，只在受拉筒后側(cè)出現(xiàn)狹窄的微裂縫，此時(shí)的受壓筒周圍土體幾乎沒有出現(xiàn)變形；隨著加載繼續(xù)，筒周土體由彈性變形階段逐漸進(jìn)入塑性變形階段，受拉筒后側(cè)出現(xiàn)的裂紋隨著荷載的增大逐漸向后方擴(kuò)展，受拉筒前側(cè)土體出現(xiàn)隆起趨勢(shì)，受拉筒發(fā)生向上拔起的趨勢(shì)并向加荷方向旋轉(zhuǎn)，此時(shí)受壓筒后側(cè)的裂縫可以觀察清楚，但受拉筒周圍土體的變形要明顯大于受壓筒周圍的土體.

圖14 三筒基礎(chǔ)逐漸失穩(wěn)過程Fig.14 Failure of tripod-bucket foundation before and after instability

當(dāng)荷載達(dá)到一定值后，荷載難以繼續(xù)施加，通過位移計(jì)顯示結(jié)果來看，筒基礎(chǔ)的水平位移持續(xù)并急劇增大，整個(gè)基礎(chǔ)進(jìn)入完全失穩(wěn)階段.觀察筒周圍破壞土體發(fā)現(xiàn)，受拉筒前后側(cè)的土體發(fā)生的塑性破壞僅限于靠近土體表面那一層，且隨著長(zhǎng)徑比的減小，發(fā)生塑性破壞的土層越薄，說明受拉筒主要做上拔運(yùn)動(dòng)，如圖15 所示.受拉筒在被拔起時(shí)，筒內(nèi)土塞發(fā)生脫落，筒內(nèi)壁與土塞存在摩擦，這表明受拉筒提供的水平抗力主要來自筒壁內(nèi)外側(cè)與砂土之間的摩擦力；受壓筒前側(cè)土體則受擠壓逐漸隆起形成被動(dòng)側(cè)破壞楔體，且破壞范圍廣、深度大，筒體前側(cè)的被動(dòng)區(qū)土壓力也提供了三筒基礎(chǔ)水平抗力.

圖15 受拉筒內(nèi)土塞脫落Fig.15 Soil plug falling off tension cylinder

圖16～圖18 分別是通過有限元軟件PLAXIS模擬筒間距S/D=3.0、加載方向0°、高度H=360 mm 時(shí)，長(zhǎng)徑比分別為L(zhǎng)/D=1.61、1.12、0.85 的3 個(gè)工況下得到的位移矢量圖、三筒基礎(chǔ)整體變形云圖以及受壓筒位移結(jié)果.

從圖中可以看出：1）水平荷載作用下當(dāng)筒的長(zhǎng)徑比較小時(shí)，受壓筒水平運(yùn)動(dòng)占比較大，受拉筒主要是垂直上拔，這也解釋了模型試驗(yàn)中長(zhǎng)徑比越小，受拉筒前后側(cè)發(fā)生塑性破壞的土體越小這一現(xiàn)象；隨著筒裙高度增加，受壓筒轉(zhuǎn)動(dòng)趨勢(shì)愈加明顯，同時(shí)也有少量水平位移，受拉筒在上拔過程中會(huì)伴隨前傾的轉(zhuǎn)動(dòng)趨勢(shì)，如圖16 所示.根據(jù)三筒基礎(chǔ)整體變形云圖（圖17）可以判斷，受壓筒前會(huì)受到很大的壓應(yīng)力作用，上部會(huì)首先出現(xiàn)塑性破壞并不斷擴(kuò)展.三筒基礎(chǔ)的水平抗力主要來自于兩個(gè)受拉筒的筒壁摩阻力以及受壓筒前側(cè)土體提供的壓應(yīng)力.2）由圖中受壓筒位移云圖（圖18）變化趨勢(shì)可以看出三筒基礎(chǔ)圍繞受壓筒底部轉(zhuǎn)動(dòng)，與單筒基礎(chǔ)在水平荷載作用下的轉(zhuǎn)動(dòng)中心的位置相一致，有所不同的是，單筒基礎(chǔ)在水平力作用下其轉(zhuǎn)動(dòng)中心在筒的中軸線上，而三筒基礎(chǔ)的轉(zhuǎn)動(dòng)中心在受壓筒中軸線偏向水平力方向一側(cè)的位置，并且轉(zhuǎn)動(dòng)中心在Y 方向的位置隨著長(zhǎng)徑比的改變變化不大，而轉(zhuǎn)動(dòng)中心在Z 方向的位置隨著長(zhǎng)徑比的減小而降低.這個(gè)趨勢(shì)也很好地解釋了長(zhǎng)徑比大的筒在水平力作用下轉(zhuǎn)動(dòng)占主要變形，長(zhǎng)徑比小的筒主要變形為水平位移.

圖16 有限元計(jì)算位移矢量圖Fig.16 Displacement vector diagram calculated by finite element method

圖18 三筒基礎(chǔ)受壓筒位移圖Fig.18 Displacement diagram of compressed cylinde

3 結(jié)論

通過模型試驗(yàn)研究了砂土中吸力式三筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)的水平承載特性，結(jié)論如下.

1）三筒基礎(chǔ)在水平荷載作用下，基礎(chǔ)失穩(wěn)模式表現(xiàn)為：加載前期，基礎(chǔ)伴隨著平動(dòng)加轉(zhuǎn)動(dòng)的趨勢(shì)，長(zhǎng)徑比大的基礎(chǔ)其轉(zhuǎn)動(dòng)趨勢(shì)更明顯，長(zhǎng)徑比較小的結(jié)構(gòu)其平動(dòng)趨勢(shì)更明顯，但最終的破壞形式都表現(xiàn)為傾覆破壞.三筒基礎(chǔ)整體結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)動(dòng)中心位于受壓筒中軸線附近，長(zhǎng)徑比越小，轉(zhuǎn)動(dòng)中心在深度方向上位置越低.由于轉(zhuǎn)動(dòng)中心在受壓筒內(nèi)，受壓筒周圍土體變形最明顯，土壓力值明顯大于其他區(qū)域.在水平荷載作用下，基礎(chǔ)圍繞某一點(diǎn)發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，轉(zhuǎn)動(dòng)軸以上土前側(cè)土體為被動(dòng)區(qū)，被動(dòng)區(qū)土體剛度相比于基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)很小，因此，當(dāng)基礎(chǔ)失穩(wěn)時(shí)，在被動(dòng)區(qū)一側(cè)會(huì)產(chǎn)生很大的剪切變形.受壓筒前側(cè)土體拱起，形成被動(dòng)破壞區(qū)，而筒后筒-土分離形成裂縫.這種基礎(chǔ)失穩(wěn)的主要原因是由于被動(dòng)區(qū)土壓力過大而產(chǎn)生土體塑性破壞.

2）水平荷載作用下，當(dāng)基礎(chǔ)長(zhǎng)徑比較小，在位移較小時(shí)就發(fā)生整體傾覆破壞；在長(zhǎng)徑比較大時(shí)，基礎(chǔ)發(fā)生傾覆前會(huì)經(jīng)歷較大程度的位移變化.這些規(guī)律可為確定吸力式三筒基礎(chǔ)破壞標(biāo)準(zhǔn)做參考.受拉筒前后側(cè)土壓力值較小，說明受拉筒主要作上拔運(yùn)動(dòng)，筒內(nèi)外側(cè)與土體的摩阻力是提供三筒基礎(chǔ)水平承載力的主要抵抗力.

3）相同筒重條件下，長(zhǎng)徑比大小對(duì)三筒基礎(chǔ)水平承載力的影響明顯，特別是在筒間距較大的情況下，長(zhǎng)徑比這一影響特點(diǎn)更明顯.

4）同一筒間距下，荷載作用方向?qū)ξκ饺不A(chǔ)水平承載力影響顯著.荷載最有利方向?yàn)?°，此時(shí)對(duì)應(yīng)的聯(lián)合工作效應(yīng)區(qū)域最大；最不利方向?yàn)?0°，此時(shí)筒-土間的聯(lián)合工作效應(yīng)最弱.

5）相同尺寸和荷載方向條件下，隨著筒間距的增加，承載力有不同程度的提升，長(zhǎng)徑比越大，承載力增幅越明顯；當(dāng)長(zhǎng)徑比較小時(shí)，承載力隨著筒間距的增大而略微增加，并在某個(gè)筒間距范圍內(nèi)達(dá)到穩(wěn)定值.